POČÍTAČOVÁ A PLASTOMETRICKÁ SIMULACE ŘÍZENÉHO VÁLCOVÁNÍ MIKROLEGOVANÉ OCELI COMPUTER AND PLASTOMETRIC SIMULATION OF THE CONTROLLED ROLLING PROCESS OF MICROALLOYED STEEL Milan Kotas a, Jiří Kliber b, Ondřej Žáček b, Roman Kuziak c, Karel Milan Čmiel a, Rostislav Turoň a, Tomáš Gajdzica b, Martin Stenchlák b a TŘINECKÉ ŽELEZÁRNY, a. s., Průmyslová 1000, 73970 Třinec, ČR, milan.kotas@trz.cz, karel.cmiel@trz.cz, rostislav.turon@trz.cz b VŠB-TU Ostrava, 17. listopadu 15, 708 33 Ostrava Poruba, ČR, jiri.kliber@vsb.cz, ondrej.zacek@vsb.cz, tomas.gajdzica@vsb.cz, martin.stenchlak@vsb.cz c Instytut Metalurgii Želaza, ul.karola Miarki 12, 44-100 Gliwice, Polsko, rkuziak@imz.gliwice.pl Abstract Present technical and technological options provided by the continuous light mill at Třinecké for the controlled rolling of round SBQ-type bars using an ASC-type finishing line and continuous cooling of the rolled stock in water boxes. Use of computer and plastometric simulation of the process of the controlled rolling of vanadim microalloyed steel, to optimise the conditions of the continuous light mill. Simulations of the cooling of two diameters round stock during final reduction stages and during accelerated cooling downstream and upstream of the finishing line stands of the continuous, light mill at Třinec was performed. Temperature-time relations were obtained using cross sectional sectors at various transfer coefficients, and the TTSteel programme supplied by ITA was used for the simulations. The simulation was carried out for the conditions of rolling two diameters, 1 and 2, round bars during the final reduction stages and at accelerated cooling up- and downstream of the finishing line stands. The samples were submitted to plastometric simulation with plain deformation (Plain Strain Compression Test - PSCT) at Gleeble, IMŽ Gliwice. (Institute for Ferrous Metallurgy). At the same time an experiment was conducted to obtain the fundamental stress-strain curve. The results made it possible not only to compare the pattern of the deformation resistance but also the kinetics of the softening processes in Mn-V-type microalloyed steel once a metallographic analysis was performed. Abstrakt Současné technické a technologické možnosti kontijemné válcovny Třineckých železáren pro řízené válcování kruhových tyčí typu SBQ užitím hotovního bloku typu ASC a průběžného chlazení provalků ve vodních boxech. Využití počítačové a plastometrické simulace procesu řízeného válcování mikrolegované oceli, pro optimalizaci podmínek procesu kontijemné tratě. Byla provedena simulace ochlazování pro dva průměry kulatiny v závěrečných úběrech a při zrychleném ochlazování před a za stolicemi hotovního pořadí kontijemné tratě v Třinci. Na výsečích z kruhového průřezu byly získány při různých koeficientech přestupu teplotněčasové závislosti.a pro simulaci byl použit program TTSteel firmy ITA. Simulace byla provedena pro podmínky válcování kruhových tyčí průměru 1 a 2 v závěrečných úběrech a při zrychleném ochlazování před a za stolicemi hotovního bloku. 1
Vzorky byly podrobeny plastometrické simulaci s rovinnou deformací (Plain Strain Compression Test - PSCT) na Gleeblu v IMŽ Gliwice. (Institute for Ferrous Metallurgy). Současně byl proveden experiment pro získání základní křivky napětí-deformace. Výsledky umožnily porovnat nejen průběh deformačních odporů, ale také, po provedeném metalografickém rozboru, kinetiku změkčovacích procesů na oceli mikrolegované vanadem. 1. ÚVOD Kontijemná trať Třineckých železáren (TŽ) byla uvedena do provozu v roce 1960. V té době to byla vysocevýkonná trať zaměřená na výrobu betonářské oceli, konstrukčních ocelí kruhového průřezu, úhelníků a ploché oceli. V roce 2003 byla provedena modernizace kontijemné válcovací tratě. Zásadním zadáním této akce bylo adekvátně reagovat na vývoj trhu s tyčovou ocelí v souladu s dlouhodobou strategií TŽ orientovat svou výrobu na dodávky pro automobilový průmysl. Základním prostředkem byl přechod na vstupní materiál kvadrát 150 mm, délky 12 m a hmotnosti 2 t (kontislitky nebo válcované sochory) a rozšíření rozměrové řady kruhových tyčí od 16 do 70 mm. Byla postavena kroková pec, hrubé předválcovací pořadí, na pravé žíle byla postavena zcela nová předhotovní a hotovní ASC stolice (Automatic System Control) pro přesné válcování a instalovány dva vodní boxy. První pro řízené chlazení provalku vstupujícího do hotovního pořadí ASC a druhý pro řízené chlazení vývalku vystupujícího z ASC na chladící lože. Schéma tratě je patrné z obr. 1. pec 4st.pořadí SMS termovaln 8st.předválcovací pořadí nůžky Pravé hotovní pořadí ASC nůžky WB1 WB2 chladící lože ostřik ok. T1 T2 ostřik ok. T3 T5 navíječky T6 T4 Obr. 1. Schéma válcovací tratě KJT - pravá žíla Fig. 1. Layout of the Continuous Light Section Mill - right strand Především výše zmíněné agregáty umožňují válcovat oceli specifikace SBQ (Special Bars Quality). Jedná se o tyče nebo tyče ve svitcích (kruhového, šestihranného nebo jiného průřezu) s přesnou geometrií vývalku, s vysokou povrchovou a vnitřní kvalitou a zaručenými mechanickými vlastnostmi predikovanými mikrostrukturními vlastnostmi ve válcovaném stavu dle požadavku odběratelů. Do této škály patří oceli konstrukční, středně a vysoce legované, mikrolegované, ložiskové, pružinové, šroubárenské, atd. [1] Komplexní systém válcování za předem definovaných teplot provalku a úběrů v jednotlivých průchodech nám umožňuje válcovat jak konvenčním způsobem tak režimem normalizačního válcování a pro menší průměry i termomechanickým válcováním. [2] 2
V letech 2004 a 2005 bylo na KJT zavedeno normalizační válcování konstrukčních ocelí. Zkušebně bylo prováděno normalizační válcování všech ocelí řady SBQ. Oproti teoretickým předpokladům však ne vždy vycházely požadované struktury a mechanické hodnoty. Protože konstrukčních ocelí se v rámci měsíční kampaně a jednotlivých rozměrů válcují relativně velká množství a jejich chování je relativně dobře známo, umožňovaly provádět řadu pokusů přímo v provozních podmínkách se zanedbatelným rizikem výroby neupotřebitelného materiálu. Oproti tomu oceli typu SBQ jsou charakterizovány mimo jiné i malými objemy zakázek a odběratelé nechtějí akceptovat v dodávce materiál s výrazně odlišnými mechanickými vlastnostmi. Veškerý materiál, na kterém byly prováděny testy řízeného válcování, byl po odebrání vzorků šrotován. To představuje významnou nákladovou položku. Na základě požadavků zákazníků na dodávky do tyčí válcované oceli mikrolegované vanadem a v souladu s předchozími zkušenostmi, bylo rozhodnuto pokusit se simulovat tváření na KJT (tj. teplotně-deformační parametry) v laboratorních podmínkách a následně výsledky ověřit při válcování. Ocel mikrolegovaná vanadem, v tyčích, se používá pro zpracování v kovárnách, kde prochází většinou následujícími technologickými operacemi: indukční rychloohřev, zápustkové kování, zrychlené ochlazování na vzduchu a následné zušlechtění. [3-5] Pokud by se již ve válcovaných tyčích podařilo zaručit požadovanou mikrostrukturu (tj. menší zrno než při konvenčním válcování), která by s sebou nesla vyšší hodnoty mechanických vlastností, bylo by možné vynechat některé z výše uvedených operací (řízené ochlazování), nebo zkrátit jejich doby (zušlechtění). Znamenalo by to jak úspory finanční plynoucí z omezení časové náročnosti zpracování, tak především potenciál pro budoucí možné zmenšování hmotností výkovků užívaných pro potřeby automobilového průmyslu. [6] Praktické výsledky pokusů o zvýšení mechanických hodnot mikrolegovaných ocelí procesem řízeného válcování do tyčí, pokud byly prováděny, nejsou publikovány, pravděpodobně z důvodu ochrany know-how. 2. POPIS EXPERIMENTU 2.1 Plastometrická simulace procesu válcování Základním úkolem daného experimentu bylo laboratorně nasimulovat teplotně - deformační podmínky řízeného válcování vanadem mikrolegované oceli do tyčí. Byla zvolena varianta simulace na plastometru GLEEBLE v IMŽ Gliwice, která měla co nejvěrněji napodobit na čase závislé teplotně deformační podmínky procesu válcování tyčí na KJT. [7] Plastometr GLEEBLE Plastometr Gleeble 3800 System americké firmy DSI, instalovaný v IMŽ Gliwice je dynamický zkušební stroj, který má schopnost simulovat termomechanické parametry různých metalurgických pochodů. V principu se jedná o tlakový ( tahový ) plastometr. Gleeble 3800 System je integrovaný, plně digitální, tepelně mechanický měřící přístroj. Přístroj funguje pod programy typu Windows. Přístroj je schopný zajistit ohřev zkušebního vzorku požadovanou rychlostí, je schopen udržet v objemu rovnovážnou a přesně zvolenou teplotu. Vysoce tepelně vodivé čelisti svírající vzorek, dovolují použít velmi strmou ochlazovací rychlost. Přesnou regulaci teploty měřeného vzorku zajišťují termočlánky nebo infračervený pyrometr. Plastometr je vybaven vysokorychlostním ohřívacím systémem. Mechanická část přístroje je vybavena plně integrovaným hydraulickým servo -zařízením, které může vyvinout až 20 tun statického zatížení v tlaku a až 10 tun zatížení v tahu. Přístrojem je také možno dosáhnout rychlosti kontrakce až 2000 mm/s. 3
Toto zařízení nabízí schopnost simulovat mnoho tepelně mechanických postupů. Program umožňuje volit sledovanou proměnnou a během zkoušky ji dle potřeby měnit. Sledovat a řídit je možno změnu zdvihu čelistí, sílu, hodnoty průtahoměru a různě definované naměřené hodnoty napětí a deformace. Systém je schopný zaznamenat a poskytnout všechny naměřené hodnoty nutné pro správný průběh tepelně mechanických zkoušek a zároveň samotný průběh zkoušky ovládat svým servo systémem. Využití naměřených dat je zjednodušeno použitím platformy Windows, což usnadňuje jejich využití pro vytváření simulačních programů, analýzu a vyhodnocení naměřených hodnot v široké oblasti průmyslu. [8] Pokud je zkouška nebo fyzikální simulace dokončena, jsou její výsledky automaticky převedeny do programu ORIGIN, který slouží k vyhodnocení naměřených dat. Simulace dle podmínek KJT Každý finální rozměr válcovaný na KJT má jiný průchodový plán a vzhledem k tomu, že se jedná o simulaci procesu na kontinuální válcovací trati, časové průběhy jednotlivých fází procesu jsou pro každý rozměr specifické. Pro potřeby simulace byly uvažovány případy válcování dvou konkrétních finálních rozměrů. Ty byly zvoleny tak, aby pokryly rozměrovou řadu 16-45 mm, kterou je možno na KJT válcovat s použitím chladících boxů. Z mnoho možností, které nabízí plastometr GLEEBLE, byla zvolena programovatelná tlaková zkouška s rovinnou deformací na vzorcích 20 x 15 x 10 mm s jednotlivými deformacemi a deformačními rychlostmi s řízenou teplotou zkušebních vzorků. Vzorky byly odebrány z provalku odstřiženého za přípravným pořadím KJT. Vstupem pro válcování oceli mikrolegované vanadem je kontislitek kvadrát 150 mm. Vzorky nebyly odebrány přímo z kontislitku z důvodu rozdílné struktury po průřezu kontislitku. Zadané parametry pro simulaci procesu normalizačního válcování na KJT : byla zvolena teplota ohřevu vzorku dle běžných podmínek na KJT 1130 C rychlost a průběh ohřevu byly zvoleny tak, aby bylo zabezpečeno rozpuštění precipitátů deformační rychlost ε& 1 a deformace ε 1, které odpovídají časovým a deformačním podmínkám na přípravných pořadích KJT rychlost ochlazování v 3, odpovídající chlazení provalku ve vodním boxu 1 na požadovanou teplotu provalku výstupu z vodního boxu 1... T 1 délka prodlevy po chlazení odpovídající času, který potřebuje provalek k tomu, aby se dostal z vodního boxu 1 do ASC stolice deformační rychlost ε& 2 a deformace ε 2, které odpovídají časovým a deformačním podmínkám v ASC stolici rychlost ochlazovánív 4, odpovídající chlazení vývalku ve vodním boxu 2 na požadovanou teplotu provalku za vodním boxem 2... T 2 délka prodlevy po chlazení odpovídající času, který potřebuje vývalek k tomu, aby se dostal z vodního boxu 2 na chladící lože rychlost chlazení v 5, která popisuje rychlost chlazení vývalku na chladícím loži z doválcovací teploty na pokojovou teplotu Všechny výše uvedené parametry jsou proměnlivé dle simulovaného hotovního rozměru a jsou funkcí závisející na požadovaných teplotách provalku na vstupu do ASC a výstupu vývalku z vodního boxu 2. 4
Základní variantní vstupní parametry byly : a) teplota vzorku před druhou deformací odpovídá teplotě provalku před vstupem do ASC, tj. teplotě finální tvářecí operace b) konečná teplota vzorku odpovídá teplotě vývalku na chladícím loži před začátkem volného ochlazování na vzduchu Pro možnost zadání těchto teplot je nutné vždy vypočítat rychlost a délku ochlazování odpovídající podmínkám na KJT pro příslušné rozměry. V rámci experimentu bylo 25 vzorků mikrolegované oceli podrobeno rovinné tlakové deformaci na plastometru Gleeble (Plain Strain Compression Test PSCT). Experiment byl rozdělen na tři oblasti zkoušek lišících se počtem provedených deformací, deformační rychlostí či přímo teplotou deformace: V první byly vzorky podrobeny deformačním podmínkám příslušným rozměru 1, pro interval teplot vzorku před druhou deformací 940 800 C (s krokem po 20 C) a konečná teplota byla vždy 750 C. Ve druhé byly vzorky podrobeny deformačním podmínkám příslušným rozměru 2, pro interval teplot vzorku před druhou deformací 940 800 C (s krokem po 20 C) a konečná teplota byla opět 750 C. Ve třetí byly vzorky podrobeny deformaci 35% (odpovídající podmínkám tváření v ASC dvojstolici) s rozsahem teplot 860-760 C s krokem po 20 C a následně zchlazením na 500 C. Na obr. 2 je zaznamenán jeden příklad ze tří schémat souhrnných teplotně-deformačních průběhů v závislosti na čase pro jednotlivé řady zkoušek. Obr. 2. Závislosti teploty na čase pro rozměr 1 Fig. 2. Time-temperature dependences for diameter 1 Postupně tak byly získány 3 schémata obsahující křivky napětí-deformace dle stanovených podmínek, tj. dle zadaných deformací, deformačních rychlostí a příslušných teplot - viz. obr. 3. až 5. V rámci řady 3 byly průběhy výsledných křivek napětí-deformace pro všechny teploty podrobeny matematickému rozboru, jehož cílem bylo stanovení matematické formulace závislosti napětí a deformace. Následně byly vzorky podrobeny hodnocení mikrostruktury - velikost zrna, podíl jednotlivých fází. 5
Obr. 3. Křivky napětí-deformace pro rozměr 1 Fig. 3. Stress-strain curves for diameter 1 Obr. 4. Křivky napětí-deformace pro rozměr 2 Fig. 4. Stress-strain curves for diameter 2 Obr. 5. Křivky napětí-deformace pro řadu 3 Fig. 5. Stress-strain curves for group of tests 3 2.2 Matematický rozbor křivky napětí deformace pro řadu 3 V rámci matematického rozboru křivky napětí deformace dle řady 3 jsme vycházeli ze základního vztahu pro popis křivky napětí deformace s dynamickou rekrystalizací m e σ = A1 e st exp( C p ) exp( H T ) (1) e p S použitím počítačového softwaru ORIGIN 6.1 byly nejprve ze souboru dat separovány nadbytečné hodnoty (soubor byl redukován na cca. 100 hodnot). Poté byly vygenerovány pro všechny teploty na základě vztahu (2) hodnoty konstanty m 2, z nichž byla následně vypočtena střední hodnota m st. σ = A 1 e m 2 e exp( C 1 ) (2) S pomocí této hodnoty pak ORIGIN stanovil zbylé dvě konstanty A 1, C 1 pro všechny teploty, kdy byla do vzorce (2) dosazena místo hodnoty m 2 vypočtená hodnota m st. Na základě vztahu (3) pro konstantu A 1, kde A1 = A exp( H T ) (3) stanovil software ORIGIN konstanty A a H. 6
Pro získání konečné matematické formulace křivek napětí deformace pro různé teploty v rámci řady 3 byly použity dva způsoby vyhodnocení: a) Konečný vztah (v grafu na obr. 8 označen červenou barvou) byl stanoven ve tvaru: σ = A e m st exp( C 1 e) exp( H T ) (4) kde C C = (5) 1 e p e p je hodnota deformace do píku. V tomto případě je tato hodnota určena přímo softwarem ORIGIN. Grafické znázornění tohoto vztahu (4) pro všechny teploty je na obr. 6. b) Matematická formulace hledaného vztahu (v grafu na obr. 8 označen modrou barvou) byla ponechána dle původního vzorce pro popis křivky napětí deformace s dynamickou rekrystalizací : σ = A e m st exp( C e e p ) exp( H T ) kde jsou však hodnoty deformace do píku e p dosazeny po odečtení z grafu. Grafické znázornění vztahu (6) pro všechny teploty je uvedeno na obr.7. (6) Obr. 6. Křivky napětí-deformace vypočtené dle rovnice (4) pro jednotlivé teploty Fig. 6. Stress-strain curves calculated using equation (4) for individual temperatures Obr. 7. Křivky napětí-deformace vypočtené dle rovnice (6) pro jednotlivé teploty Fig. 7. Stress-strain curves calculated using equation (6) for individual temperatures Pro porovnání přesnosti daných rovnic (4) a (6) byly příslušné křivky pro jednotlivé teploty vyneseny do jednoho grafu spolu s naměřenými hodnotami z plastometru. Na obr. 8 jsou zobrazeny křivky dle jednotlivých vztahů (červená pro rovnici (4), modrá pro rovnici (6)) s experimentálně naměřenými hodnotami z plastometrické zkoušky pro teplotu 800 C. Zatímco se z matematického i experimentálního hlediska se pro daný matematický rozbor křivek napětí-deformace využívá většinou vztah (6), tzn. s odečtením hodnot deformace do píku z grafu, pro zkoumanou ocel se bude pro další matematické rozbory používat vyhodnocení dle vztahu (4), kde jsou hodnoty deformace do píku stanoveny pomocí softwaru ORIGIN. Toto rozhodnutí bylo přijato na základě porovnání přesnosti výsledků dle vztahu (4) a vztahu (6) se skutečně naměřenými hodnotami z plastometru GLEEBLE. 7
Obr. 8. Křivky napětí-deformace vypočtené dle rovnice (4) a (6) pro teplotu 800 C Fig. 8. Stress-strain curves calculated using evaluations (4) and (6) for temperature 800 C 2.3 Počítačová analýza průběhu chladnutí provalku po délce a průřezu provalku Proces válcování kruhových tyčí se vyznačuje, jako většina tvářecích operací, rozdíly teplot po průřezu. Míra těchto rozdílů je navíc různá pro jednotlivé úseky kontinuálního procesu válcování. Ve druhé části experimentu se autoři zabývali simulací ochlazování kulatiny pro rozměr 1 a pro rozměr 2. Základním zdrojem teoretických informací o průběhu teplot po průřezu provalku v závislosti na délce tvářecího pochodu je simulační software CCT-Offline, fy. SMS- MEER (D). Firmou SMS byl tento software upraven pro podmínky KJT a poté byl zakoupen TŽ. Software je primárně určen pro nastavování parametrů chlazení provalku ve vodních boxech. Jedna z jeho aplikací ale umožňuje schematicky zobrazit průběhy teplot. Dle zadaného rozměru, jakosti oceli a zvolených operací je schopen tento software zobrazit průběh teplot ve středu a na povrchu provalku v celé oblasti procesu válcování. Na obr. 9 a 10 jsou zobrazeny průběhy teplot v závislosti na čase pro zkoumané rozměry 1 a 2. Modrá křivka zaznamenává teplotu na povrchu provalku, červená ve středu a zelená vyjadřuje jejich průměr. Píky modrých křivek znamenají buďto kontakt povrchu provalku s chlazenými válci stolic, průchody ostřiky okují nebo průchody chladícími boxy. Obr. 9. Závislost teplot provalku na čase při válcování pro rozměr 1 Fig. 9. Temperature dependences on time thrue rolling for diameter 1 Obr. 10. Závislost teplot provalku na čase při válcování pro rozměr 2 Fig. 10. Temperature dependences on time thrue rolling for diameter 2 8
Pro porovnání výsledků vyplývajících ze softwaru CCT-Offline, fy. SMS-MEER byla provedena simulace ochlazování po průřezu provalku, opět pro rozměry 1 a 2, tentokrát užitím softwaru TTSteel fy. ITA (CZ). Tentokrát byly zkoumány teplotní rozdíly po průřezu provalku za teplotně-časových podmínek odpovídající podmínkám na KJT. Byly stanoveny teplotní průběhy v jednotlivých místech válcovacího procesu. Na obr. 11 až 13 jsou zobrazena teplotní pole za vodním boxem 1, před ASC a za vodním boxem 2 v kruhových výsečích. Obr. 11. Průběh teplot provalku za vodním boxem 1 ze středu k povrchu Fig. 11. Temperature course of the rooled stock behind water box 1- from centre to surface Obr. 12. Průběh teplot provalku na vstupu do ASC ze středu k povrchu Fig. 12. Temperature course of the rooled stock on enter to ASC stand- from centre to surface Obr. 13. Průběh teplot provalku za vodním boxem 2 ze středu k povrchu Fig. 13. Temperature course of the rooled stock behind water box 2 - from centre to surface Dále byly sestaveny ochlazovací křivka a ARA diagram, opět užitím softwaru TTSteel fy. ITA, s různými rychlostmi ochlazování pro zajištění klasické feriticko perlitické struktury a s návrhem přechodu přímo do bainitického nosu. Bylo uvažováno pouze s tvářením v ASC 9
stolici. Právě tyto výsledky umožnily projektovat plastometrický experiment a zadávat rychlosti ochlazování. Na obr. 14 je zobrazena ochlazovací křivka pro středovou oblast provalku dle podmínek pro rozměr 1 a na obr. 15 příslušný ARA diagram. Kromě těchto výstupů je software TTSteel schopen predikovat mechanické vlastnosti materiálu (meze pevnosti, tvrdosti), kritické teploty (Ac 3, Ac 1, Ar 3, Ar 1 ) a podíl jednotlivých strukturních složek. Podobně software CCT-Offline, fy. SMS-MEER, je schopen zobrazit TTT diagram a predikovat podíl fází a mechanické hodnoty - viz. obr. 16. Dle zkušeností s výsledky tohoto softwaru lze konstatovat, že predikce podílu fází je nahodilá. Oproti tomu je však predikce výsledných mechanických hodnot často velmi přesná. Obr. 14. Ochlazovací křivka ASC výběh pro rozměr 1 Fig. 14. Cooling curves ASC stand cooling bed for diameter 1 Obr. 15. ARA diagram pro ocel mikrolegovanou vanadem Fig. 15. ARA diagram for V-microalloyed steel Obr. 16. TTT diagram pro ocel mikrolegovanou vanadem Fig. 16. TTT diagram for V- microalloyed steel 10
2.4 Hodnocení struktury vzorků po deformaci na plastometru Za základní strukturu je považován vzorek tvářený konvenčním způsobem, tj. s ohřevem na 1130 C, všemi tvářecími operacemi vysoko nad Ac 3, bez chlazení ve vodních boxech a s volným dochlazením na vzduchu viz. obr. 17. Velikost zrna 8, ferit 40%, perlit 60%, martenzit 0%. Dále následují příklady vývoje mikrostruktury zkoumané oceli, kdy každý následující vzorek byl tvářen při nižší teplotě. Vzorek 1 40% ferit 40% perlit 20% martenzit (obr. 18) Vzorek 2 30% ferit 30% perlit 40% martenzit (obr. 19) Vzorek 3 20% ferit 20% perlit 60% martenzit (obr. 20) Vzorek 4 2% ferit 3% perlit 95% martenzit (obr. 21) Obr. 17. Mikrostruktura oceli mikrolegované vanadem - konvenční válcování Fig. 17. Microstrukture of vanadium microalloyed steel - hot rolling Obr. 18. Vzorek 2-40% ferit, 40% perlit, 20% martenzit Fig. 18. Sample 2-40% ferit, 40% perlit, 20% martenzit 11
Obr. 19. Vzorek 3-30% ferit, 30% perlit, 40% martenzit Fig. 19. Sample 3-30% ferit, 30% perlit, 40% martenzit Obr. 20. Vzorek 4-20% f erit, 20% perlit, 60% martenzit Fig. 20. Sample 4-20% f erit, 20% perlit, 60% martenzit Obr. 21. Vzorek 5-2% ferit, 3% perlit, 95% martenzit Fig. 21. Sample 5-2% ferit, 3% perlit, 95% martenzit 3. ZÁVĚR Byla provedena ucelená řada zkoušek na plastometru GLEEBLE, simulující válcování oceli mikrolegované vanadem dle teplotně-deformačních podmínek odpovídajících procesu válcování kruhových tyčí na kontijemné trati Třineckých železáren. 3.1 Matematický popis křivky napětí deformace Na základě naměřených hodnot napětí a deformace pro předem definované teploty byl proveden matematický popis příslušných křivek. Vztah (4) nejvěrněji vystihuje jejich průběh. 12
3.2 Počítačová simulace průběhu teplot Byly simulovány průběhy teplot po provalku pomocí softwaru CCT-Offline fy. SMS- MEER a TTSteel fy. ITA. Je možno konstatovat, že výsledky teplotních průběhů si odpovídají. Výsledky simulace programem TTSteel ukazují, že teplota po průřezu je velmi rovnoměrná, kromě chladnější povrchové vrstvy, která zasahuje do hloubky řádově 1mm, je pak ostatní průřez v rozsahu 25 C. Rovnoměrnějšího rozložení teplot nelze dosáhnout, pokud bude využíváno chlazení ve vodních boxech. Toto je důležitý závěr pro další výzkumné práce týkající se řízeného válcování na KJT. 3.3 Vliv teploty finální tvářecí operace na mikrostrukturu Potvrdily se obecné předpoklady o zvyšujícím se obsahu martenzitu (na úkor feritu a perlitu) ve struktuře s poklesem teploty tváření oceli. Míra zchlazení materiálu před závěrečnou tvářecí operací nemá zásadní vliv na výslednou velikost zrna. Pro stejné teploty provalku při finální tvářecí operaci vzorky simulující tvářecí podmínky pro rozměr 1 vykazovaly odlišnosti oproti vzorkům simulujícím podmínky pro rozměr 2. Tento závěr znamená, že v podmínkách KJT nelze pro dosažení požadovaných mikrostruktur, resp. mechanických vlastností, použít teploty tváření příslušející jednomu rozměru pro jiné. Vždy bude nutné provést ověření a následně korekce parametrů chlazení. Výsledky plastometrické simulace a počítačové simulace průběhu teplot budou využity pro další fáze matematického popisu závislostí napětí-deformace a pro praktické zkoušky řízeného válcování vanadem mikrolegovaných ocelí na KJT. LITERATURA [1] TUROŇ, R., aj. Simulace řízeného válcování vybraných konstrukčních ocelí za různých teplotních podmínek, konference Metal 2005, Hradec nad Moravicí. [2] ČMIEL, K., KLIBER, J. Control rolling of high carbon wire rod, Metal Forming 2002, Krakov. Polsko. [3] KLIBER, J. Řízené tváření, HL č. 4, 7/2000. ročník LV. s. 86-91. ISSN 0018-8069. [4] BEYNON, J. H., SELLARS, C. M. Modelling Microstructure and Its Effects during Multipass Hot Rolling, ISIJ Int., 32, 1992. [5] MAJTA, J., KUZIAK, R., PIETRZYK, M. Modelling of the influence of thermomechanical processing of Nb-microalloyed steel on the resulting mechanical properties. Journal of Materials Processing technology, 80-81, 1998. [6] DÄNEMARK J., aj. Dynamic recrystalization controlled rolling in case of laboratory simulation, konference Forming 2005, Lednice, s. 29-32. ISBN 80-248-0888-9. [7] KLIBER, J., ŽÁČEK, O. Simulace termodynamických podmínek u vybrané mikrolegované oceli, Zpráva za rok 2005 k výzkumnému úkolu Výzkum, vývoj a zavedení do výroby válcované tyčové oceli, Ostrava 2006. [8] FABÍK, R., aj. Laboratorní simulace vlivu termomechanických podmínek tváření na mechanické vlastnosti kolejnicových ocelí na tlakovém dilatometru DIL805A/D. In Metal 2003 : 12.mez. metal. konference : 20.-22.5.2003. Hradec nad Moravicí, Česká republika [CD-ROM]. Ostrava : Tanger : Květen 13