LABORATORNÍ SIMULACE VLIVU TERMOMECHANICKÝCH PODMÍNEK TVÁŘENÍ NA MECHNICKÉ VLASTNOSTI KOLEJNICOVÝCH OCELÍ (NA TLAKOVÉM DILATOMETRU DIL 805A/D)

Transkript

1 LABORATORNÍ SIMULACE VLIVU TERMOMECHANICKÝCH PODMÍNEK TVÁŘENÍ NA MECHNICKÉ VLASTNOSTI KOLEJNICOVÝCH OCELÍ (NA TLAKOVÉM DILATOMETRU DIL 805A/D) Richard Fabík a Bartosz Koczurkiewicz b Jiří Kliber c a MORAVSKOSLEZSKÉ DRÁTOVNY a.s., Vratimovská čp. 547/138, Ostrava Kunčice, Česká republika, richard.fabik@vsb.cz b POLITECHNIKA CZESTOCHOWSKA, Wydział Inżynierii Procesowej, Materiałowej i Fizyki Stosowanej, Instytut Modelowania i Automatyzacji Procesów Przeróbki Plastycznej, ul. Armii Krajowej, Częstochowa, Polsko, koczur@mim.pcz.czest.pl c VŠB-TECHNICKÁ UNIVERZITA Ostrava, Fakulta metalurgie a materiálového inženýrství, katedra tváření materiálu, 17. listopadu 15, Ostrava-Poruba, Česká republika, jiri.kliber@vsb.cz Abstract Influence of rolling temperature and cooling schedule on finish mechanical properties of rail steels is content of this paper. Simulation of rail UIC 60 rolling in last 5 passes on reversible rolling mill in TŽ, a.s. was performed by deformation dilatometer DIL 805A/D. Three cooling schedules (free cooling on air, accelerated cooling with holding in perlite area, fast cooling with martensite occurrence) and three rolling temperatures (1000, 940 a 900 C) were simulated. Microstructure was evaluated and microhardness was measured after that. Microhardness growth against lowest rolling temperatures was observed for each cooling schedule. This trend was accomplished by operative experiment. Abstrakt Předložený příspěvek je věnován vlivu válcovací teploty a režimu ochlazování na výsledné mechanické vlastnosti kolejnicových ocelí. Pomocí tlakového dilatometru DIL 805A/D byla provedena simulace válcování kolejnice UIC 60 v posledních 5 kalibrech na vratné trati v TŽ, a.s. Pro tři ochlazovací režimy (volné chladnutí na vzduchu, zrychlené ochlazení s výdrží v oblasti perlitu, rychlé ochlazení se vznikem martenzitu) byly zvoleny tři válcovací teploty (1000, 940 a 900 C). Následně byla vyhodnocena mikrostruktura a změřena mikrotvrdost. Pro všechny ochlazovací režimy byl zaznamenán trend zvýšení tvrdosti pro nižší doválcovací teploty, což bylo potvrzeno též provozním experimentem. ÚVOD Kolejnice s vysokou otěruvzdorností. Zvyšování rychlosti a nápravových tlaků na železnici vede ke snaze optimalizovat vlastnosti tvářené kolejnice. Je velmi žádoucí, zejména na tratích s vysokými nápravovými tlaky a s ostrými oblouky, zvyšování otěruvzdornosti. Oproti konvenčně vyrobeným ocelím 1

2 došlo v posledních letech k velmi výraznému zvýšení užitných vlastností kolejnic užitím tepleného zpracování. Světové firmy se zaměřují jak na bainitické tak na perlitické oceli, ale nejsou výjimkou i extrémní případy nízkouhlíkových ocelí nebo ocelí dokonce se sorbidickou strukturou. Z hlediska otěruvzdornosti je ideální velmi jemnozrnná perlitická struktura, tato ocel má např. také menší pokles tvrdosti ve svarovém spoji z důvodu vyššího obsahu prvků jako je Cr, Ni a další [1]. Z technického hlediska jsou současné hladiny dosažených tvrdostí perlitické struktury již maximální. Pro zrovnoměrnění a dosažení pevnosti i do hloubky se tedy užívá ochlazovacích režimů doplněných většinou zrychleným ochlazování nějakým médiem. Tím se dosahuje zvýšení tažností a vyšší odolnosti proti lomovému porušení [2-3]. Souběžnou cestou je velmi vyvážené metalurgické složení a tím výsledná struktura s vyšší otěruvzdorností než u normální perlitické struktury. Podle řady výzkumných prací a to je zapotřebí zde zdůraznit!!, však více ekonomičtější a otěruvzdornější materiál než je jemnozrnná perlitická struktura zatím nebyl úspěšně použit. 2

3 Celkem tedy 5 operací. Mezi jednotlivými operacemi docházelo k přenosu pouze výsledné geometrie válečku. Teplota byla zadávána konstantní pro celý průřez. Pěchování probíhalo do doby než velikost intenzity deformace ve středu válečku (ve středu skutečného vzorku pak byla vyhodnocena mikrostruktura a změřena tvrdost) nedosáhla příslušné hodnoty. Výsledky simulace jsou na obr. 2. a v tabulce 1. Obr. 2. Intenzita deformace při pěchování na dilatometru. Tabulka 1. Výsledky simulace pěchování úběr T l 0 l rychlost 1 ε int,vyp ε int,ffem deformace C mm mm - - s Laboratorní simulace na dilatometru - zadání Chemické složení zkoumané oceli je uvedeno v tabulce 2. Ve druhém řádku tabulky je uvedeno chemické složení použité při PC simulaci pěchování a ochlazování. Tabulka 2. Chemické složení oceli Cr350HB C Mn Si P S Cr Mo V W Al naměřené zadané Schéma experimentu je na obr. 3. Z důvodu omezené maximální celkové deformace vzorečku při simulaci na dilatometru bylo nasimulováno pouze posledních 5 průchodů na vratné trati v TŽ. Průchody 5 resp. 6 probíhaly stále při stejných teplotách (1160 C resp C), následující průchody 7, 8, a 9 byly provedeny pro tři varianty teplot T 1 (1000 C, 940 C, 890 C). Ochlazování probíhalo podle tří různých ochlazovacích křivek (1 volné ochlazování kolejnice na vzduchu, 2 zrychlené ochlazování s výdrží v oblasti perlitu, 3 zrychlené ochlazování se vznikem martenzitu), konečný počet vzorků byl tedy 9. Všechny postupné úběry probíhaly při rychlosti deformace okolo 10 s -1 (od 9 do 13 s -1 ), takže při matematickém vyhodnocení nemohla být tato proměnná vzata v úvahu. 3

4 Obr. 3. Schéma experimentu na tlakovém dilatometru. Na obr. 4. je zaznamenán skutečný teplotní průběh experimentu pro teplotu T 1 = 890 C a ochlazovací režim č Rovnice deformačního odporu oceli Obr. 4. Skutečný teplotní průběh experimentu Pro každou simulovanou variantu byly naměřeny závislosti napětí deformace. Na obr. 5. jsou zobrazeny naměřené křivky pro T 1 = 890 C a ochlazování č.2. Celkem bylo získáno 10 křivek napětí deformace pro tyto teploty: 1 160, 1 130, 1 000, 970, 940, 910, 890, 880, 860 a 840 C. Křivka pro posledně jmenovanou teplotu nemohla být použita z důvodu prasknutí kovadla během experimentu. Ze zbývajících křivek byla pomocí regrese sestavena následující rovnice: 0, σ = 9156.exp 0,0029T. ε (1) ( ) 34 4

5 Obr. 5. Křivky napětí deformace pro jednotlivé úběry (T 1 = 890 C, ochlazování č. 2) Výše uvedená rovnice splňuje s dobrou přesností celou škálu teplot a velikostí deformace. 1.1 Simulace ochlazování Zadání Bezprostředně po ukončení pátého úběru byly jednotlivé vzorečky ochlazovány podle těchto režimů (obr. 6.): 1. Jako ochlazování na vzduchu v TŽ. 2. Zrychlené ochlazení k dosažení perlitického nosu a výdrž na teplotě. 3. Přechod přes oblast bainitu a martenzitu. Obr. 6. Diagram ARA zkoumané oceli s vyznačením ochlazovacích režimů 1, 2, 3. Doválcovací teplota 840 C. 5

6 Na výše uvedeném obr. 6. je ARA diagram zkoumané oceli s vyznačením ochlazovacích režimů 1, 2 a 3, vše při doválcovací teplotě 840 C [5]. Ochlazovací křivky pro režim 1 byly získány kombinací laboratorního experimentu, který spočíval v měření teploty v různých místech kolejnice UIC60 při volném ochlazování na vzduchu z doválcovací teploty T = C a PC simulace pomocí programu FormFEM, kdy byly inverzní analýzou zjištěny teplotní závislosti součinitele přestupu tepla a následně vypočteny ochlazovací křivky po počáteční teploty v rozmezí 840 až C. Detailní popis této metody bude náplní jednoho z následujících článků. Na obr. 7. je uvedeno srovnání ochlazovacích křivek vypočtených FormFEMem a zadaných pro dilatometr. teplota ( C) FormFEM Dilatometr čas (min) Obr. 7. Srovnání ochlazovacích křivek zadaných při simulaci na dilatometru a ochlazovacích křivek teoreticky vypočítaných FormFEMem Výsledky simulace (dilatometr a experiment) V tabulce 3. jsou číselné hodnoty a na obr. 8. vidíme graf závislosti mikrotvrdosti na doválcovací teplotě pro jednotlivé ochlazovací režimy. Z výsledků je zřejmý trend zvyšování mikrotvrdosti pro nižší teploty válcování v posledních úběrech. Tabulka 3. Mikrotvrdost v závislosti na doválcovací teplotě a ochlazovacím režimu. Vzorek č. Doválcovací teplota Ochlazovací režim Mikrotvrdost C HV

7 Mikrotvrdost (HV) režim 1 režim 2 režim doválcovací teplota ( C) Obr. 8. Vliv doválcovací teploty na mikrotvrdost pro jednotlivé ochlazovací režimy. Pro srovnání tohoto trendu byla také vyhodnocena tvrdost podle Vickerse, výsledek pro režimy 1 a 2 je uveden na obr. 9. a na obr. 10. Výsledné hodnoty tvrdosti pro režim 3 jsou zatíženy velkou chybou a nejsou zde proto uvedeny. Tato chyba se již také projevuje u hodnoty tvrdosti pro 840 C a režim 2. HV teplota ( C) mikrotvrdost tvrdost HV mikrotvrdost tvrdost teplota ( C) Obr. 9. Mikrotvrdost a tvrdost pro režim 1 obr. 10. Mikrotvrdost a tvrdost pro režim 2 Pro ověření našich výsledků byl [6-7] proveden jednoduchý provozní experiment, který spočíval v monitorování teplot mezi jednotlivými úběry. Následně byla jedna kolejnice před 7. úběrem pozdržena 1 minutu 40 sekund tak, aby její teplota klesla o 60 C. Na rozdíl od experimentu na dilatometru, kde byla použita ocel Cr350HB (chemické složení viz. tabulka 1), byl provozní experiment proveden pro ocel s tímto chemickým složením: 0,725 %C, 0,88 %Mn, 0,35 % Si, 0,05 % Cr. Výsledky experimentu shrnuje tabulka 4. Tabulka 4. Výsledky provozního experimentu Tavba Licí proud Teplota před 9. průchodem Re Rm Tvrdost C MPa MPa HV

8 Pokud se podíváme na fotografie mikrostruktur (obr ), vidíme že pro ochlazovací režim 1 (obr. 11.) je struktura čistě perlitická, jen u vzorku s doválcovací teplotou 840 C se v malém množství vyskytuje Widmannstättenova morfologie. Pro ochlazovací režim 2 (obr. 12.) se ve struktuře vyskytuje v hlavní míře perlit v morfologii nazývané též troostit, světlá místa na fotografiích signalizují přítomnost martenzitu. Pro ochlazovací režim 3 (obr. 13.) již vidíme směs bainit + martenzit. Obr T 9 = 940 C, ochlazovací režim 1, střed, 500x, Obr. 12. T 9 = 940 C, ochlazovací režim 2, střed, 500x, 8

9 ZÁVĚR Obr. 13. T 9 = 880 C, ochlazovací režim 3, střed, 500x, - V úvodu je uveřejněn jen velmi stručný výtah z několikanásobně většího souboru znalostí, které byly získány v rámci programu EXPORT, FA-E3/038/00, kde nositelem byly Třinecké železárny, a.s. a skupina z katedry tváření materiálu FMMI řešila dílčí úkol Možnosti aplikace způsobu řízeného válcování kolejnic [8-12]. - Počítačová simulace na FormFemu prokázala možnost zjištění velikostí deformací v jednotlivých úběrech a její průběh jednoduchou metodou pěchování válečku. Byla použita rychlost deformace 10 s -1, což pak odpovídalo jak provozním experimentům, tak plastometrické simulaci na dilatometru. - Inverzní analýzou na základě měření zabudovaných termočlánků v hlavě kolejnice byly stanoveny součinitele přestupu tepla a následně vypočteny ochlazovací křivky po počáteční teploty v rozmezí 840 až C. - Na dilatometru bylo nasimulováno pouze posledních 5 průchodů na vratné trati v TŽ. Jednalo se o přerušované zkoušky s různými velikostmi deformace s poklesem teploty mezi úběry a s časy napodobující reálný provoz. Končící teplota tváření byla 940 C, resp. 890 C a 840 C, u každé varianty byla zařazeny tři rychlosti chlazení.všechny vzorky byly podrobeny metalografickému studiu. Všechny tři režimy potvrdily předběžně udělanou simulaci TTSteelem a to tak, že pomalá rychlost ochlazování vede k perlitu, střední rychlost pak k troostitu s náznaky martenzitu a nejvyšší rychlost pak ke struktuře bainit + martenzit. - Na základě analýzy křivek napětí deformace byla lineární regresní analýzou sestavena funkční rovnice pro popis deformačního odporu na teplotě a rychlosti deformace, platná pro rychlost deformace 10 s Na vzorcích z dilatometru byly provedeny zkoušky mikrotvrdosti, které odpovídají metalografickému zkoumání struktur. Z výsledků je zřejmý trend zvyšování mikrotvrdosti pro nižší teploty válcování v posledních úběrech. - Provozní experiment s podržením kolejnice před 7 průchodem a následné válcování při nižší teplotě bylo provedeno pouze jedno, na tavbě odlišné jakosti než byla zkoušena na dilatometru a a to ještě za velmi obtížných podmínek, výsledky na konkrétní jakosti nemohou tedy být reprezentativní. Navíc z provozního hlediska to není reálná cesta. Přesto doporučujeme, aby doválcovací teploty při posledních průchodech byly drženy na spodní hranici, tedy mezi 940 až 980 C. 9

10 LITERATURA [1] US Patent 5,830,286. Nov. 3, [2] CLAYTON, P., et al., A review of bainitic steels for wheel/rail contact, In Rail Quality and Maintenance for Modern Railway Operation, KAP, 1993, ISBN , p [3] KOBAYASHI, K., et al. High-strength, Bainitic steel rail having excellent damageresistance, United States Patent , 1997, 13 p., 7 fig [4] CHVOSTEK, J., Výpočet deformačních odporů při válcování kolejnice S49, objednávka TŽ č. 49/1457/0342/01, listopad 1990 [5] Program TTSteel uživatelská příručka, ITA s.r.o. Ostrava, [6] KUREK, V. aj. Zvyšování užitných vlastností kolejnic. Výzkumný úkol č. TTÚ 337, zpráva č. 2. TŽ, a. s., [7] KUREK, V. aj. Snižování hladiny zbytkových napětí v železničních kolejnicích. Výzkumný úkol č. TTÚ 310, zpráva č. 2. TŽ, a. s., [8] KLIBER, J., FABÍK, R. Možnosti aplikace způsobu řízeného válcování kolejnic. Dílčí zpráva, listopad 2000, VŠB-TU Ostrava, katedra tváření materiálu FMMI, s [9] KLIBER, J., FABÍK, R. Možnosti aplikace způsobu řízeného válcování kolejnic. Dílčí zpráva, prosinec 2001, VŠB-TU Ostrava, katedra tváření materiálu FMMI, s [10] KLIBER, J., FABÍK, R. Možnosti aplikace způsobu řízeného válcování kolejnic. Zkrácená závěrečná zpráva, listopad 2002, VŠB-TU Ostrava, katedra tváření materiálu FMMI, s [11] KLIBER, J., FABÍK, R. Možnosti aplikace způsobu řízeného válcování kolejnic. Dílčí zpráva, prosinec 2002, VŠB-TU Ostrava, katedra tváření materiálu FMMI, s [12] KLIBER, J., FABÍK, R. Možnosti aplikace způsobu řízeného válcování kolejnic. Závěrečná zpráva, prosinec 2002, VŠB-TU Ostrava, katedra tváření materiálu FMMI, s