Обработка материалов давлением. Сборник научных трудов. №19

Подождите немного. Документ загружается.

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 141

УДК 621.7

Suliga M.

Muskalski Z.

Wiewiórowska S.

THE INFLUENCE OF TRIP TYPE HEAT TREATMENT ON MECHANICAL

PROPERTIES OF 0.09C-1.5MN-0.9SI STEEL WIRES

Introduction

Much research has been performed for the few decades to develop new steels that exhibit

high tensile strengths while maintaining good ductility. It has resulted in a type of multiphase steel

known as a TRIP (TRansformation Induced Plasticity). The advantageous strength to ductility ratio

in TRIP steels results from strain induced transformation of metastable retained austenite to

martensite during plastic deformation [1].

A multiphase structure is formed by specialized thermal treatments that allow for the

formation of austenite, ferrite, bainite and perhaps martensite. The volume fraction, morphology

and stability (at room temperature) of the retained austenite have a pronounced effect on the

mechanical properties of the TRIP steel. Austenite stabilization occurs by carbon enrichment during

heat treatment and by the addition of ferrite stabilizers (silicon and manganese) [2].

Now, the main application of TRIP steel are body sheets. In literature it can be found a lot of

publications which are related to rolling and heat treatment of TRIP steel sheets. But there are few

publications which are related to heat treatment of wire rod and wire drawing processes from

multiphase TRIP steel [3-4].

On the basis of the literature and some given results, wire rod with a TRIP type structure is

expected to exhibit more desirable mechanical properties than those exhibited by steels that are

cooled using conventional methods. So that TRIP type heat treatment have influence on mechanical

properties.

Experimental procedure

The material used for the investigation was the wire rod with a diameter 6.3 mm after hot

rolling using conventional Stelmor cooling system (variant A). The chemical composition of used

steel in the investigation is presented in table 1.

Table 1

The chemical composition of steel

C Mn Si P S Cu Ni Cr Mo Sn Al N

0.09 1.57 0.90 0.01 0.008 0.02 0.01 0.003 0.007 0.006 0.001 0.003

Two-step heat treatment allowing used in wire rod TRIP type structure was realised in

laboratory condition Czestochowa University of Technology in resistance furnaces. In fig.1 the

scheme of heat treatment was shown. The volumetric phases contain in multiphase structure was

estimated by MET-ILO program, table 2.

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 142

Fig. 1. Diagram of heat treatment wire rod in laboratory conditions:

= 2

C/s – heating rate, T

= 760

C – annealing temperature in intercritical range,

= 240s – annealing time in intercritical range, V

= 50

C/s – speed of cooling from γ-α range to

annealing temperature in bainitic range, T

= 410

C – annealing temperature in bainitic range,

=105 s – annealing time in bainitic range, V

– water quenching.

Table 2

Volumetric phase content

Phase containment

Ferrite,

Bainite,

Retained austenite +

~Martensite

Retained austenite

74.6 16.8 8.6 7.8

etched using LePer

etched nital+ metabisulfite sodium

In fig. 2 was shown structure of wire rod after hot rolling (variant A) and after two step heat

treatment (variant B). Variant A and B have the same chemical composition, but different type of

structure.

Fig. 2. Steel structure:

a – initial structure, etched nital (variant A); b – TRIP type structure, etched using LePer [4]

(variant B).

After heat treatment and metallographic investigation which confirmed TRIP structure,

wires from variant A and B drawn in 11 passes from 6.3 mm on 1.9 mm with drawing speed 0,75

m/s. In table 3 wire diameter, single and total passes was shown.

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 143

Table 3

The single and total drafts, diameters wires drawn according to variant A and B.

Pass number 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

φ,mm

6.3 5.6 5.0 4.5 4.0 3.6 3.23 2.93 2.53 2.3 2.1 1.9

, % - 21.0 20.3 19.0 21.0 19.0 19.5 17.7 25.4 17.4 16.6 18.1

, % - 21.0 37.0 49.0 59.7 67.4 73.7 78.4 83.9 86.7 88.9 90.9

The mechanical-technological properties of drawn wires, i.e. yield point R

0,2

, total strength

, total elongation A, contraction Z, number of band N

and number of twist N

were shown in

fig. 3.

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

1100

1200

0 102030405060708090100

, %

0,2

, MPa

variant A vari ant B

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

1100

1200

1300

1400

0 102030405060708090100

, %

, MPa

variant A variant B

0 102030405060708090100

, %

100

, %

variant A variant B

0 102030405060708090100

, %

Z, %

variant A variant B

0 59,7 78,4 83,9 90,9

, %

variant A

variant B

0 59,7 78,4 83,9 90,9

, %

variant A

variant B

Fig. 3. The change of mechanical properties of wires for variant A and B in function total

draft.

On the basis of the fig. 3 it was found that the TRIP type heat treatment has the remarkably

influence on mechanical properties of drawn wires. To total draft 60 % differences with R

0,2

and R

between wires from variant B (TRIP type structure) and variant A (ferrite-pearlite structure) amounts

10 %. The increases of total draft causes the increase of differences, and beside draft 60 % amount

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 144

25.5 %. So that using two-step TRIP type heat treatment for wire rod from 0.09 %C steel made possible

to use wires with clearly higher strength properties closed to wires from D45 steel (0.45 %C), beside

= 60 % wires from D45 steel have tensile strength about 1400 MPa and is higher and is higher in

comparison to wires from TRIP steel drawn with the same total draft only about 15 %.

On the basis of the investigation of plasticity properties (A

100

, Z), wires ofTRIP type structure

(variant B) and wires of ferrite-pearlite structure (variant A), are not noticed clearly which variant was

better plasticity properties. For wires of TRIP type structure it has been lower contraction was noticed.

The differences in contraction between variant A and B increase in function of total draft and for final

wires are about 27,1 %. The small differences in contraction between variant A and B up to total draft

40 % are related to phase transformation which increases plasticity of drawn wires. After total draft 40

% is observed decaying of TRIP effect. It causes significantly work hardening of material and this is

reason why value of contraction is decreasing in variant B. For final wires from variant A and B the

increase of A

100

in comparison to wires from variant A average 12-15 %. However, on the basis of the

investigation, in range 40-90 % total draft is difficult to draw a conclusion unequivocally conclusions.

Technological investigation e.g. N

and N

, shown that TRIP type heat treatment have influence

on number of band and twist. Wires from variant A drawn w total draft 60-80 % have about 20 %

higher number of band and twist. However for wires drawn with total draft 90 % differences between

variant A and B are insignificant.

Conclusions

The TRIP type heat treatment causes significant increase of strength properties drawn wires,

e.g. R

0,2

and R

. the differences between properties of wires with TRIP type structure (variant B)

and wires with initial structures (variant A) increase in total draft function and for G

=90,9 %

average about 25 %.

It was found that the increase of strength TRIP steel wires in comparison to wires with initial

structure does not deteriorate plasticity properties which are comparable to both variants. The

differences between Z and a

100

for both grades are insignificant and difficult to interpretation.

The wires after TRIP type heat treatment drawn with total draft 0-80 % have worse

technological properties (N

and N

) in comparison to wires with ferrite-pearlite structure

approximately about 20 %. However, the increased of total draft to 90 % decreased differences

between variants A and B.

LITERATURE

1. Jacques P. J., Petein A., Harlet P.: Improvement of mechanical properties through concurrent deformation

and transformation: new steels for the 21

century // International Conference on TRIP-Aided High Stength Ferrous

Alloys, Aachen, Mainz. – 2002. – Р. 281-285.

2. Suliga M., Muskalski Z. The evaluation of structure and TRIP effect during wire drawing process of 0,09C-

1,57Mn-0,9Si steel // Ginger and non-ferrous metals. – 2007. – № 11. – Р. 850-854.

3. Pilarczyk J.W., Muskalski Z., Golis B., Wiewiórowska S., Suliga M. Influence of heat treatment of TRIP

steel wire rod on structure and mechanical properties // Conference Proceedings “Global Technologies for Emerging

Markets”, New Delhi, India. – October, 2006. – Р. 171-182.

4. Suliga M.: The theoretical-experimental analyses of the drawing process TRIP steel wires, Czestochowa

University of Technology. – Czestochowa, 2007 (doctoral thesis).

Сулига М. (Suliga M.) – канд. техн. наук, ЧПУ;

Мускальский З. (Muskalski Z.) – д-р техн. наук, проф. ЧПУ;

Виевировская С. (Wiewiórowska S.) – канд. техн. наук, ЧПУ.

ЧПУ – Ченстоховский политехнический университет, г. Ченстохов, Польша.

milenin@agh.edu.pl

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 145

УДК 621.7.011

Петров П. А.

Дубинчин А. В.

ПОСТРОЕНИЕ «ИЗОТЕРМИЧЕСКОЙ» КРИВОЙ ТЕКУЧЕСТИ

АЛЮМИНИЕВОГО СПЛАВА АМг6

Моделирование технологических процессов обработки металлов давлением

с помощью компьютерных систем, основанных на методе конечных элементов (МКЭ),

методе граничных элементов (МГЭ) и пр., требует подготовки как можно более точных

данных о сопротивлении деформации материала деформируемой заготовки для

температурно-скоростных условий, в которых проводится штамповка либо ковка.

Количественной оценкой сопротивления деформации является величина

напряжения

текучести. В условиях горячей деформации напряжение текучести зависит от ряда

параметров: деформации, скорости деформации, температуры, исходной микроструктуры

деформируемого материала и т.д. Эту зависимость представляют в виде кривых текучести.

Изменение формы кривых текучести отражает протекающие в деформируемом материале

физические процессы, а именно процессы, связанные с упрочнением и/или разупрочнением

деформируемого материала [1].

Кривые текучести могут быть построены по результатам простейших механических

испытаний материала: сжатием, растяжением либо кручением. С целью получения полной

картины, иллюстрирующей поведение деформируемого материала при повышенных

температурах обработки, испытания проводят при нескольких значениях температур и

скоростей деформации. Классически, подобного рода испытания проводятся при постоянной

в процессе нагружения скорости деформации

Кривые текучести отражают не только влияние упрочнения-разупрочнения материала

на величину напряжения текучести, но также влияние контактного трения и теплового

эффекта пластической деформации на сопротивление деформации. При расчетах в системах

компьютерного моделирования одновременно с задачей о пластическом либо вязко-

пластическом течении материала при повышенных температурах должна быть решена

контактная задача

и тепловая задача. При этом исходная кривая текучести не должна

отражать влияние этих параметров. В противном случае, в процессе решения задачи о

течении материала в процессе его формоизменения эти эффекты будут учтены дважды.

Первый раз, учет этих эффектов – контактного трения и теплового эффекта – будет

выполнен при задании кривых текучести; второй раз

– в ходе решения тепловой и

контактной задач [2, 3].

Поэтому экспериментальные, т.е. рассчитанные непосредственно по данным

испытаний, кривые текучести не могут быть использованы для выполнения моделирования

технологических операций объемной штамповки, т.к. отражают влияние на напряжение

текучести: 1) контактного трения, несмотря на применение эффективных технологических

смазок; 2) охлаждения деформируемого материала (является справедливым в

случае

деформирования образцов малого объема, а также стандартных образцов на испытательной

машине без встроенного нагревательного устройства); 3) теплового эффекта пластической

деформации – и требуют корректировки.

Целью данной статьи является построение «изотермической» кривой текучести [3]

алюминиевого сплава АМг6 при различных температурно-скоростных условиях его

деформирования. «Изотермическая» кривая текучести представляет собой зависимость

деформации от напряжения текучести

и отражает изменение напряжение текучести только

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 14

вследствие процессов, связанных с упрочнением-разупрочнением. При этом кривые

текучести скорректированы на величину изменения напряжения текучести вследствие

теплового эффекта пластической деформации.

Количественная оценка изменения температуры деформируемого материала

обусловленная тепловым эффектом деформации может быть выполнена с помощью

известного уравнения:

()

∫

εσ

εΔ

, (1)

где ρ – удельный вес материала, ρ = 2.77×10

кг/м

;

– теплоемкость, для температуры T = 430°C C

= 1100.65 Дж/(кг × °C),

температуры T = 450°C C

= 1111.30 Дж/(кг × °C);

η – эффективность деформационного нагрева, предполагаем равной 1;

– напряжение текучести;

ε – деформация.

Алюминиевый сплав АМг6 относится к сплавам системы Al-Mg. Сплавы,

относящиеся к этой системе, применяются в отожженном или в нагартованном состоянии и

практически не упрочняются термической обработкой. Для сплавов характерна повышенная

пластичность, сравнительно низкая (или средняя) прочность, высокая коррозионная

стойкость и хорошая свариваемость. Сплав АМг6 может быть использован

при производстве

деталей и элементов конструкций морских и речных судов, ракет, гидросамолётов, сварных

ёмкостей, трубопроводов, цистерн, железно-дорожных вагонов, мостов, холодильников и т. д.

Химический состав сплава АМг6 приводится в таблице 1.

Таблица 1

Химический состав сплава АМг6

Химические элементы Al Mg Mn Fe Si Zn

% основа 6,0 0,63 0,33 0,22 0,02

В данной работе кривые текучести были получены по результатам испытаний

образцов сплава АМг6 размером ∅10×10мм сжатием при температуре 430°С и 450°С.

Причем испытательная машина была оборудована нагревательным устройством. Скорость

деформации в процессе испытания поддерживалась постоянной. Исследовано поведение

сплава АМг6 при его нагружении со скоростью 0,01 с

-1

, 0,1 с

-1

и 0,4 с

-1

На рис. 1 представлены индикаторные диаграммы испытаний образцов сплава АМг6

сжатием; на рис.2 - кривые текучести, рассчитанные по индикаторным диаграммам. Кривые

текучести сплава АМг6 имеют характерную для термически неупрочняемых алюминиевых

сплавов форму. Для этих сплавов является характерным наличие на кривой текучести ярко

выраженного максимума по величине напряжения текучести и достаточно продолжительный

стационарный

участок. Для сплава АМг6 этот участок начинается при достижении

деформации от 0.05 до 0,1 в зависимости от скорости деформации и температуры испытания

(см. рис. 2).

Расчет «изотермической» кривой текучести выполним, используя для пересчета

сопротивления деформации закон Курнакова С.Н. [4], который записывается в виде:

(

)

(

)

,TTexp

0i0i

−

(2)

где

– напряжение текучести при температуре T

;

– напряжение текучести при температуре T

;

– температурный коэффициент;

, T

– температура; в рассматриваемом случае T

= 450°С и T

= 430°С.

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 147

а)

б)

Рис. 1. Индикаторные диаграммы:

а – температура испытания 430 °С; б – температура испытания 450°С.

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 148

Рис. 2. Экспериментальные кривые текучести.

Рис. 3. Тепловой эффект деформации (температура испытания 430 °С).

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 149

В общем случае, величина температурного коэффициента

зависит от температурно-

скоростных условий нагружения. В таблице 2 представлены средние арифметические

значения коэффициента

в зависимости от скорости деформации.

Таблица 2

Значение коэффициента

Скорость деформации, с

-1

0.01 0,1 0,4

-0,00606 -0,00613 -0,00815

Рис. 4. Тепловой эффект деформации (температура испытания 450°С).

Значения коэффициента

определены в предположении, что его величина слабо

меняется с ростом деформации. При расчете

учитывали два характеристических значения

деформации: значение

, при котором наблюдается максимум на кривой текучести и

значение

max

, соответствующее максимальному перемещению траверсы испытательной

машины.

На рис. 5 представлены «изотермические» кривые текучести, полученные после

пересчета кривых, представленных на рис.4. Следует отметить, что для экспериментальных

кривых текучести, соответствующих нагружению со скоростью деформации 0,01 с

-1

пересчет

значения напряжения текучести не проводился вследствие того, что тепловой эффект

деформации незначительный.

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 150

а) б)

Рис. 5. «Изотермическая» кривая текучести:

а – температура испытания 430 °С; б – температура испытания 450°С.

Выводы

В статье приведен один из возможных методических подходов к построению

«изотермической» кривой текучести алюминиевого сплава АМг6, деформируемого при

повышенных температурах. Полученные кривые (см. рис. 5) могут быть использованы для

численного анализа процессов объемной штамповки

алюминиевых сплавов системы Al-Mg,

к которой относится сплав АМг6. При деформировании алюминиевого сплава АМг6

с постоянной скоростью деформации 0,01 с

-1

тепловым эффектом пластической деформации

можно пренебречь. Это справедливо в том случае, если формоизменение образца

выполняется в инструменте, нагретом до начальной температуры деформирования;

температура инструмента не изменяется в процессе формоизменения. Данное требование

соответствует условиям при котором выполняется изотермическая штамповка, например

сплава АМг6.

ЛИТЕРАТУРА

1. Полухин П.И. Сопротивление пластической деформации металлов и сплавов. Справочник. / П.И.

Полухин, Г.Я. Гун, А.М. Галкин – М.: Металлургия, 1983. - 352 с.

2. Szeliga D. Inverse analysis for identification of rheological and friction models in metal forming / D.

Szeliga, J. Gawad, M. Pietrzyk // Computer methods in applied mechanics and engineering. – 2006. – №195. – Р. 6778-

6798. – IF 1.553.

3. Charpentier P.L. Characterization and Modelling of High Temperature Flow Behavior of Aluminum Alloy

2024 / P.L. Charpentier, B.C. Stone, S.C. Ernst, J.R. Thomas // Met. Trans. A. – 1986. – №17. – Р. 2227-2237.

4. Губкин С.И. Пластическая деформация металлов.– М.: Металлургиздат, 1961. – Том 2. – 416 с.

Петров П. А. – сотрудник МГТУ «МАМИ»;

Дубинчин А. В. – сотрудник МГТУ «МАМИ».

МГТУ «МАМИ» – Московский государственный технический университет «МАМИ»,

г. Москва, Россия.

kiod@mami.ru