Widok Problemy fizycznego modelowania procesów walcowania walcówki z dużymi prędkościami

Procesy kształtowania objętościowego Oryginalny artykuł naukowy

Solid forming processes Original Scientific Article

Problemy fizycznego modelowania procesów walcowania

walcówki z dużymi prędkościami

The problems of physical modelling of the processes of wire

rod rolling at high rolling velocities

Konrad Laber*

Politechnika Częstochowska, Wydział Inżynierii Produkcji i Technologii Materiałów, al. Armii Krajowej 19, 42-200 Częstochowa, Poland Informacje o artykule Data przyjęcia: 7.03.2016 Data recenzji: 1.04.2016 Data akceptacji: 30.06.2016 Article info Received: 7.03.2016 Reviewed: 1.04.2016 Accepted: 30.06.2016 Streszczenie

Podczas projektowania nowych technologii z wykorzystaniem metod fizycznego modelowania szczególnie ważne jest zapewnienie parametrów odkształcenia (ε, ε&, T), występujących w rzeczywistych procesach technologicznych. Wymienione parametry wpływają bezpośrednio na naprężenie uplastyczniające, a co za tym idzie na mikro-strukturę i własności gotowego wyrobu. Stosowane obecnie metody symulacji fizycznej, pomimo dynamicznego rozwoju bazy laboratoryjnej posiadają jednak pewne ogra-niczenia. W przypadku fizycznego modelowania w próbie skręcania z wykorzysta-niem plastometru skrętnego ograniczewykorzysta-niem może być prędkość odkształcenia. Z ko-lei w przypadku fizycznego modelowania w próbie ściskania przy zastosowaniu symulatora GLEEBLE ograniczeniem może okazać się niska wartość sumarycznego odkształcenia. Zasadne staje się więc prowadzenie badań nad rozwiązaniem prob-lemów związanych z fizycznym modelowaniem procesów walcowania walcówki w nowoczesnych walcowniach, cechujących się wysokimi prędkościami liniowymi walcowanego pasma. W pracy opisano możliwości rozwiązania problemów związa-nych z fizycznym modelowaniem procesów walcowania walcówki o średnicy 5,5 mm ze stali 30MnB4, z prędkościami do około 120 m/s, przy wykorzystaniu dostępnych urządzeń laboratoryjnych. Fizyczne modelowanie procesu walcowania walcówki prze-prowadzono z wykorzystaniem symulatora procesów metalurgicznych GLEEBLE 3800 oraz plastometru skrętnego STD 812. Otrzymane wyniki badań modelowania fizycznego porównano z wynikami badań doświadczalnych przeprowadzonych w wa-runkach przemysłowych. Stwierdzono, że otrzymane wyniki badań metalograficz-nych oraz analizowametalograficz-nych własności mechaniczmetalograficz-nych materiału po fizycznym mode-lowaniu, z dużą dokładnością odpowiadają wynikom otrzymanym w warunkach przemysłowych.

Słowa kluczowe: modelowanie fizyczne, walcowanie walcówki, stal do spęczania na

zimno

Abstract

During design of new technologies with using physical modelling methods particularly important is to ensure deformation parameters (ε, ε&, T), occurring in the actual technological processes. These parameters directly affect on the yield stress, microstructure and properties of the finished product. Current methods of physical simulation, despite the dynamic development of laboratory base have some limitations. During physical modelling in the torsion test by using torsion plastometer limitation may be the strain rate. Alternatively, during physical modelling in a compression test by using GLEEBLE simulator limitation may be the low value of the summary strain. It becomes justifiable to conduct investigations into the solution of the problems associated with the physical modelling of wire rod rolling processes in modern rolling mills that are characterized by

high linear speeds of strip being rolled. The paper describes the possibilities of solving the problems related to the physical modelling of the processes of rolling 5.5 mm-diameter 30MnB4 steel wire rod at rolling velocities of about 120 m/s, using available laboratory equipment. The physical modelling of the wire rod rolling process was performed using the GLEEBLE 3800 metallurgical process simulator and an STD 812 torsion plastometer. The results obtained from the physical modelling studies were compared with the results of experimental tests carried out under industrial conditions. It was found that the obtained results of the metallographic examinations and mechanical testing of the material after physical modelling correspond, with high accuracy, to the results obtained under industrial conditions.

Keywords: physical modelling, wire rod rolling, cold upsetting steel

1. WPROWADZENIE

Stosowane obecnie technologie walcowania walcówki charakteryzują się dużą dynamiką pro-cesów odkształcania. Prędkości liniowe walco-wanego pasma osiągają 120 m/s i ciągle są zwięk-szane [1]. Zastosowanie tak dużych prędkości walcowania pasma i krótkie czasy przerw po-między poszczególnymi odkształceniami powo-dują, że procesy zachodzące w samym materiale również stają się dynamiczne, a prędkości od-kształcenia materiału często przekraczają 2000 s-1_. Stwarza to poważne problemy podczas fizycz-nego modelowania takich procesów za pomocą dostępnych urządzeń laboratoryjnych, gdyż nie pozwalają one na dokładne odwzorowanie współ-czesnych procesów walcowania. Dotrzymanie technologicznych parametrów odkształcenia (

ε

ε_{& , T) występujących w rzeczywistych procesach}

jest istotne dla projektowania nowych techno-logii walcowniczych.

Wymienione powyżej parametry wpływają bezpośrednio na kształt i charakter zmian nap-rężenia uplastyczniającego badanego materiału, a co za tym idzie na kształtowanie mikrostruk-tury i własności gotowego wyrobu [2, 3]. W przy-padku gdy niemożliwe jest zastosowanie odpo-wiedniej wartości któregoś z wyżej wymienio-nych parametrów jednym z rozwiązań może być przyjęcie pewnych założeń upraszczających. W kolejnym etapie należy zweryfikować, czy ta-kie założenia mogą być zastosowane i jak one wpływają na wynik końcowy. Zastosowanie pew-nych założeń upraszczających zależne jest mię-dzy innymi od specyfiki analizowanego procesu oraz badanego materiału.

Zasadne staje się prowadzenie badań nad rozwiązaniem problemów związanych z fizycz-

1. INTRODUCTION

Wire rod rolling technologies used currently are characterized by the high dynamics of defor-mation processes. The linear velocities of rolled strip reach a level of 120 m/s and are still being increased [1]. The use of so high rolling velocities and the short times of breaks between individual deformation make the processes occurring in the material itself become also dynamic, with mate-rial deformation rates often exceeding 2000 s-1_. This creates major problems during physical modelling of such processes with available labo-ratory equipment, since it does not allow the exact representation of contemporary rolling processes. Meeting the technological deformation parameters (

ε

The above-mentioned parameters affect di-rectly the pattern and nature of changes in the yield stress of the investigated material and, consequently, the formation of the microstruc-ture and properties of finished product [2, 3]. In the case, where using the appropriate value of any of the aforementioned parameters is impos-sible, one of the solutions may be to make some simplifying assumptions. In the next stage, it should be verified whether such assumptions may be applied and how they will influence the final result. The application of some simplifying as-sumptions is dependent, inter alia, on the speci-ficity of the examined process and the material tested.

It becomes justifiable to conduct investiga-tions into the solution of the problems associated

nym modelowaniem procesów walcowania wal-cówki w nowoczesnych walcowniach, cechują-cych się wysokimi prędkościami liniowymi wal-cowanego pasma.

Na podstawie wyników badań przedstawio-nych w pracy [4] dla stali C35 (EN 10083-2) o składzie chemicznym zbliżonym do stali nisko-węglowych do spęczania na zimno stwierdzono, że w przypadku analizowanego materiału istnieje pewna graniczna wartość prędkości odkształce-nia (około 250 s-1_{), po przekroczeniu której} nap-rężenie uplastyczniające nie wykazuje istotnych zmian (rys. 1). W niniejszej pracy wykorzystano to jako założenie upraszczające.

with the physical modelling of wire rod rolling processes in modern rolling mills that are cha-racterized by high linear speeds of strip being rolled.

On the basis of the investigation results re-ported in reference [4] for steel C35 (EN 10083-2) with chemical composition similar to that of low-carbon cold upsetting steels it has been conclu-ded that, for the examined material, there is a certain limit strain rate value (approx. 250 s-1_), after exceeding of which the yield stress does not show any significant changes (Fig. 1). This was used in the present study as a simplifying as-sumption.

Rys. 1. Wpływ prędkości i temperatury odkształcenia na naprężenie uplastyczniające przy odkształceniu 30% (linie ciągłe) i 17% (linie kreskowe) stali C35 [4]: 1 – temperatura 700ºC, 2 – temperatura 850ºC, 3 – temperatura 1000ºC Fig. 1. The effect of strain rate and deformation temperature on the yield stress at a deformation of 30% (the solid lines)

and 17% (the dashed line) of steel C35 [4]: 1 – temperature 700ºC, 2 – temperature 850ºC, 3 – temperature 1000ºC

Wykorzystując zależność, że mikrostruktura wyrobu gotowego jest kształtowana głównie w ostatnich przepustach, co potwierdziły wyniki badań przedstawione między innymi w pracach [5, 6], modelowanie fizyczne procesu walcowania walcówki przeprowadzono dla kilku ostatnich przepustów, wykorzystując symulator procesów metalurgicznych GLEEBLE 3800.

2. CEL, ZAKRES PRACY I METODYKA BA-DAŃ

Celem pracy było fizyczne odwzorowanie rzeczywistego procesu walcowania walcówki ze stali do spęczania na zimno w gatunku 30MnB4 (tab. 1). Przedstawione w pracy badania przepro-wadzono dla walcówki o średnicy 5,5 mm, która

Making use of the finding that the microstructure of finished product is formed chiefly in last passes, as confirmed by investigation results reported, e.g., in studies [5, 6], the physical modelling of the wire rod rolling process was carried out for several last passes using the GLEEBLE 3800 metallurgical process simulator.

2. INVESTIGATION AIM, SCOPE AND METHO-DOLOGY

The aim of the study was to represent the real process of rolling wire rod of 30MnB4 cold upsetting steel (Tab. 1). The tests discussed in the paper were carried out for 5.5 mm-diameter wire

w rzeczywistym procesie walcowana w ostatnich przepustach przemieszcza się z prędkością linio-wą około 100 m/s.

W pierwszym etapie badań wykonano fi-zyczne modelowanie procesu walcowania prę-tów w warunkach technologicznych walcowni ciągłej D370, które są materiałem wejściowym do procesu walcowania walcówki. Badania te przeprowadzono, stosując próbę skręcania na gorąco, za pomocą plastometru skrętnego STD 812, dla całego ciągu walcowniczego, uwzględ-niając rzeczywiste warunki walcowania (tab. 2). Z uwagi na dużą wartość sumarycznego od-kształcenia rzeczywistego (ponad 7,5), przepro-wadzenie tej części badań w próbie ściskania przy zastosowaniu symulatora GLEEBLE 3800 było niemożliwe. Do badań zastosowano próbki okrągłe o średnicy d=6 mm i długości bazy pomia-rowej l=10 mm. Do rejestracji i kontroli zmian tem-peratury zastosowano termoparę typu S (PtRh10-Pt) zgrzaną z powierzchnią boczną próbki.

W kolejnym etapie pracy przeprowadzono fizyczne modelowanie procesu walcowania w 3 ostatnich przepustach (sumaryczne odkształce-nie rzeczywiste 1,26) walcowni ciągłej prętów, z wykorzystaniem symulatora procesów meta-lurgicznych GLEEBLE 3800. Do badań zasto-sowano próbki okrągłe o średnicy d=10 mm i długości l=12 mm. Do rejestracji i kontroli zmian temperatury zastosowano termoparę typu K (NiCr-NiAl). Celem tego etapu pracy było zba-danie wpływu wcześniejszych etapów procesu produkcyjnego na kształtowanie mikrostruk-tury i własności prętów, będących wsadem do produkcji walcówki.

Ogólny widok próbek podczas badań przed-stawiono na rys. 2 i 3.

rod which, in the actual rolling process, moved in the last passes at a linear speed of approx. 100 m/s. At the first testing stage, physical modelling of the process of rolling bars, which provided feedstock for the wire rod rolling process, was performed for the technological conditions of the D370 continuous rolling mill. The tests were carried out using the hot torsion test with an STD 812 torsion plastometer for the entire rolling line, considering the actual rolling condi-tions (Tab. 2). In view of the large value of the actual total deformation (over 7.5), it was not possible to carry out this part of the investigations with the compression test using the GLEEBLE 3800 simulator. Round specimens with a diameter of d=6 mm and a measurement base length of l=10 mm were used for testing. For the record-ing and control of temperature variations, an S-type (PtRh10-Pt) thermocouple welded with the lateral specimen surface was used.

At the next stage of the study, physical mo-delling of the rolling process in the last 3 passes (with a total actual deformation of 1.26) of the continuous bar rolling mill was performed using the GLEEBLE 3800 metallurgical process simu-lator. Round specimens with a diameter of d=10 mm and a length of l=12 mm were used for test-ing. For the recording and control of temperature variations, a K-type (NiCr-NiAl) thermocouple was employed. The aim of that stage of the study was to investigate the influence of the previous stages of the production process on the forma-tion of the microstructure and properties of bars being the feedstock for wire rod production.

A general view of test specimens is shown in Fig. 2 and 3.

Rys. 2. Próbka podczas badań w komorze plastomeru skrętnego STD 812: 1 – próbka, 2 – uchwyty mocujące, 3 – termopary typu S, 4 – cewka indukcyjna, 5 – dysze systemu chłodzenia, 6 – pirometr, 7 – czujniki laserowego pomiaru średnicy próbki

Fig. 2. A specimen during testing in the STD 812 torsion plastometer chamber: 1 –specimen, 2 –fixing clamps, 3 –S thermocouples, 4 –induction coil, 5 –cooling system nozzles, 6 –pyrometer, 7 –aser specimen diameter measuring sensors

Rys. 3. Próbka podczas badań w komorze symulatora GLEEBLE 3800: 1 – próbka, 2 - kowadła, 3 – termopary typu K, 4 – warstwy podkładek tantalowych, grafitowych, oddzielone smarem na bazie grafitu

Fig. 3. A specimen during testing in the GLEEBLE 3800 simulator chamber: 1 –specimen, 2 –anvils, 3 –K thermocouples, 4 – layer of tantalum graphite washers separated by graphite-based grease

Na rys. 4 przedstawiono schemat obróbki cieplnej podczas badań fizycznego modelowania procesu walcowania prętów okrągłych, w wa-runkach walcowni ciągłej D370. Poszczególne prędkości nagrzewania i chłodzenia zostały przy-jęte na podstawie danych przemysłowych. Dok-ładne wartości poszczególnych parametrów pro-cesu odkształcania (temperatury, czasy, wielkości i prędkości odkształceń) zamieszczono w tab. 2.

Fig. 4 shows a schematic diagram of heat treatment during the physical modelling of the round bar rolling process under the conditions of the D370 continuous bar rolling mill. Respec-tive heating and cooling rates were taken based on industrial specifications. The exact values of individual deformation process parameters (tem-peratures, times, strain magnitudes and rates) are given in Tab. 2.

a) b)

Rys. 4. Schemat obróbki cieplnej podczas fizycznego modelowania procesu walcowania prętów okrągłych gładkich o średnicy 20 mm w warunkach walcowni ciągłej D 370: a) plastometr skrętny STD 812, b) symulator GLEEBLE 380 Fig. 4. A schematic diagram of heat treatment during the physical modelling of the 20 mm-diameter round plain bar rolling process under the conditions of the D370 continuous rolling mill: a) the STD 812 torsion plastometer, b) the GLEEBLE 380 simulator

Na podstawie otrzymanych wyników badań stwierdzono, że w analizowanym przypadku wcześniejsze etapy procesu odkształcania nie wpływają istotnie na końcową mikrostrukturę oraz własności gotowych prętów.

W związku z tym, w kolejnym etapie pracy przeprowadzono modelowanie fizyczne tylko 4 ostatnich przepustów procesu walcowania wal-cówki (sumaryczne odkształcenie rzeczywiste 1,24). Z uwagi na dużą wartość prędkości od-kształcenia, przewyższającą możliwości badawcze plastometru skrętnego badania te przeprowadzo-

From the obtained testing results it has been found that, in the case under examination, the previous stages of the deformation process do not significantly influence the final microstructure and properties of finished bars.

Therefore, at the next stage of the work, the physical modelling was performed only on the last 4 passes of the wire rod rolling process (with a total deformation of 1.24). Due to the large strain rate magnitude exceeding the testing ca-pability of the torsion plastometer, these tests were carried through the hot compression test us-

no w próbie ściskania na gorąco, z wykorzysta-niem symulatora procesów metalurgicznych GLEEBLE 3800. Próbki do badań fizycznego modelowania 4 ostatnich przepustów procesu walcowania walcówki nagrzewano do tempera-tury około 1090ºC, odpowiadającej temperatu-rze pasma w ostatniej (17) klatce walcowniczej walcowni ciągłej prętów, wytrzymywano przy tej temperaturze przez 60 s, następnie chłodzo-no z prędkością 15ºC/s do temperatury 750ºC, odpowiadającej temperaturze pasma podczas walcowania w ostatniej grupie klatek walcow-niczych walcowni walcówki, a następnie odkształ-cano. Badania te przeprowadzono z największą możliwą prędkością odkształcenia wynoszącą około 250 s-1_{, uwzględniając to, że dla materiału} o zbliżonym składzie chemicznym, dla prędkości odkształcenia większej od 250 s-1 _{wartość i} cha-rakter przebiegu naprężenia uplastyczniającego nie wykazuje istotnych zmian. Po odkształceniu próbki chłodzono zgodnie z warunkami wys-tępującymi w rzeczywistym procesie technolo-gicznym.

W ostatnim etapie pracy otrzymane wyniki modelowania fizycznego porównano z wynikami doświadczalnymi, otrzymanymi podczas walco-wania w warunkach przemysłowych.

3. ANALIZA WYNIKÓW BADAŃ

W tab. 1 przedstawiono skład chemiczny stali wykorzystanej do badań.

ing the GLEEBLE 3800 metallurgical process simulator. Specimens for the physical modelling of the last 4 passes of the wire rod rolling process were heated up to a temperature of approx. 1090ºC, corresponding to the strip temperature in the last (17th) stand of the continuous bar rolling mill, held at that temperature for 60 s, then cooled down, at a cooling rate of 15ºC/s, to a temperature of 750ºC corresponding to the strip temperature during rolling in the last group of the rolling stands of the wire rod rolling mill, and then deformed. These tests were conducted at the greatest possible strain rate amounting to approx. 250 s-1_{, considering the fact that for} a materials with similar chemical composition, for a strain rate greater than 250 s-1_{, the} magni-tude and behaviour of yield stress variation do not exhibit any significant changes. After defor-mation, the specimens were cooled according to the conditions prevailing in the real technolo-gical process.

At the last stage of the work, the obtained physical modelling results were compared with the experimental results obtained during rolling under industrial conditions.

3. ANALYSIS OF THE INVESTIGATION RE-SULTS

Tab. 1 gives the chemical composition of the steel used for testing.

Tab. 1. Skład chemiczny stali do spęczania na zimno w gatunku 30MnB4 Tab. 1. Chemical composition of cold upsetting 30MnB4 grade steel

Zawartość składników [%] Component contents [%] C Mn Si P S Cr Ni Cu Al Mo 0,31 1,06 0,23 0,013 0,007 0,22 0,07 0,16 0,025 0,012 N Pb Almet As Cb V Ti B Zn Sn 0,0119 0,001 0,025 0,008 0,002 0,005 0,047 0,0030 0,018 0,013

Główne parametry procesu odkształcania, zadawane podczas fizycznego modelowania pro-cesu walcowania prętów o średnicy 20 mm dla warunków jednej z walcowni ciągłych D370, będących wsadem do walcowania walcówki za-

The main parameters of the deformation process, preset during the physical modelling of the process of rolling 20 mm-diameter bars be-ing the feedstock for wire rod rollbe-ing, for the con-ditions of a D370 continuous rolling mill, are gi-

mieszczono w tab. 2. Po fizycznym modelowa-niu materiał był chłodzony z prędkością 5°C/s do temperatury 500°C, a następnie z prędkoś-cią 1°C/s do temperatury 200°C.

ven in Tab. 2. After the physical modelling, the material was cooled down to a temperature of 500°C at a cooling rate of 5°C/s, and then to a temperature of 200°C at a cooling rate of 1°C/s.

Tab. 2. Główne parametry procesu odkształcania, podczas fizycznego modelowania procesu walcownia prętów ze stali 30MnB4 Tab. 2. The main deformation process parameters in the physical modelling of the 30MnB4 steel bar rolling process Nr przepustu Pass no. Temperatura T, [ºC] Temperature T, [ºC] Odkształcenie ε, [-] Strain ε, [-]

Prędkość odkształcenia ε&, [1/s] Strain rate ε&, [1/s]

Czas przerwy po odkształceniu t, [s] Post-deformation break duration t, [s]

1 1086 0,12 0,16 26,47 2 1057 0,39 0,35 19,89 3 1037 0,28 0,39 29,98 4 1023 0,59 0,96 11,33 5 1010 0,46 1,15 8,91 6 999 0,50 2,02 6,13 7 998 0,45 2,45 11,65 8 1005 0,48 4,71 3,35 9 1009 0,44 5,57 2,62 10 1022 0,54 10,39 1,85 11 1030 0,48 12,07 3,09 12 1049 0,50 20,53 2,28 13 1052 0,51 24,74 3,18 14 1069 0,50 46,34 1,35 15 1072 0,41 47,13 1,11 16 1087 0,51 79,93 0,90 17 1091 0,34 70,63

Rzeczywisty przebieg zmian naprężenia uplastyczniającego stali 30MnB4 podczas fi-zycznego modelowania procesu walcowania prę-tów okrągłych gładkich z wykorzystaniem plas-tometru skrętnego STD 812 oraz symulatora GLEEBLE 3800 przedstawiono na rys. 5.

The actual behaviour of variations in the yield stress of steel 30MnB4 during the physical modelling of the plain round bar rolling process using the STD 812 torsion plastometer and the GLEEBLE 3800 simulator is shown in Fig. 5.

a) b)

Rys. 5. Zmiany naprężenia uplastyczniającego stali 30MnB4 podczas fizycznego modelowania procesu walcowania prętów okrągłych gładkich: a) z wykorzystaniem plastometru skrętnego STD 812,

b) z wykorzystaniem symulatora GLEEBLE 3800

Fig. 5. Variations in the yield stress of steel 30MnB4 during the physical modelling of the plain round bar rolling process: a) using the STD 812 torsion plastometer, and b) using the GLEEBLE 3800 simulator

Na podstawie analizy danych przedstawio-nych na rys. 5a można stwierdzić, że podczas procesu walcowania prętów z analizowanego gatunku stali wartość naprężenia uplastycznia-jącego wzrasta do około 113 MPa (w przepuś-cie 6). Może to być spowodowane spadkiem tem-peratury odkształcanego materiału na skutek dłu-gich czasów przerw pomiędzy kolejnymi prze-pustami w początkowym etapie procesu walco-wania. Od przepustu 7 wartość naprężenia uplas-tyczniającego stali 30MnB4 nieznacznie obniża się i w ostatnim przepuście wynosi około 87 MPa. Przyczyną takiego przebiegu zmian naprężenia uplastyczniającego może być wzrost tempera-tury odkształcanej stali spowodowany między innymi wzrostem prędkości odkształcenia i krót-szymi czasami przerw pomiędzy kolejnymi od-kształceniami. Analizując zmiany naprężenia uplastyczniającego stali 30MnB4 podczas fizycz-nego modelowania trzech ostatnich przepustów z wykorzystaniem symulatora GLEEBLE 3800 (rys. 5b), można zaobserwować niewielkie, stop-niowe obniżanie się jego wartości, podobnie jak podczas fizycznego modelowania z wykorzys-taniem plastometru skrętnego.

Porównując zmiany naprężenia uplastycz-niającego badanego gatunku stali dla trzech ostatnich odkształceń (plastometr skrętny STD 812 oraz symulator GLEEBLE 3800), można za-obserwować dużą zgodność ich wartości. Róż-nice pomiędzy wartościami naprężenia uplas-tyczniającego badanej stali, otrzymane w pró-bie skręcania i ściskania na gorąco wynosiły odpowiednio: dla 15 klatki walcowniczej około 6%, dla klatki 16 około 4% oraz dla 17 klatki walcowniczej około 6%. Różnice te mogły być spowodowane między innymi różnym sche-matem (stanem) naprężenia. W procesie skrę-cania występuje płaski stan naprężenia, nato-miast w próbie ściskania występuje jednoosiowy stan naprężeń, ale tylko wtedy, gdy nie ma nap-rężeń stycznych na powierzchni kontaktu (brak tarcia) materiału z kowadłami. Pomimo zasto-sowania podczas próby ściskania specjalnych podkładek oraz smaru w próbie tej występuje tarcie, które również wpływa na wartość naprę-żenia uplastyczniającego.

Z materiału próbek po fizycznym modelo-waniu całego ciągu walcowniczego walcowni ciągłej prętów plastometr skrętny STD 812), jak

Based on the analysis of the data shown in Fig. 5a it can be stated that, during the process of rolling bars from the examined steel grade, the magnitude of yield stress increases to about 113 MPa (in pass no. 6). This might be caused by a decrease in the temperature of the deformed material due to long durations of breaks between successive passes at the initial rolling process stage. From pass no. 7 on, the value of the yield stress of steel 30MnB4 slightly decreases to reach a level of approx. 87 MPa in the last pass. The cause of this behaviour of yield stress variations may be the increase in deformed steel temperature, caused by the in-crease in strain rate and the shorter durations of breaks between successive deformations, among other factors. When analyzing the variations in the yield stress of steel 30MnB4 during the physical modelling of the last three passes using the GLEEBLE 3800 simulator (Fig. 5b), a slight, gradual decrease in its value can be observed, similarly as during the physical modelling using the torsional plastometer.

By comparing the variations in the yield stress of the examined steel grade for the last three deformations (the STD 812 torsional plasto-meter and the GLEEBLE 3800 simulator), a good agreement between their values can be obser-ved. The differences between the values of the yield stress of the steel under investigation, ob-tained in the torsion test and the hot compres-sion test, amounted to, respectively: for rolling stand no. 15, by approx. 6%; for rolling stand no. 16, by approx. 4%; and for rolling stand no. 17, by approx. 6%. These differences might be caused by a different stress pattern (state), among other factors. In the torsion process, there occurs a plane strain state, while in the compression test, a uniaxial stress state occurs, but only when there are no tangential stresses on the surface of contact between the material and the anvils (the absence of friction). In spite of using special washers and lubricant during the compression test, friction does occur in this test, and also in-fluences the yield stress magnitude.

From the material of the specimens after the physical modelling of both the entire con-tinuous bar rolling mill rolling line (the STD 812

i po fizycznym modelowaniu tylko 3 ostatnich przepustów (symulator GLEEBLE 3800) wyko-nano próbki do badań metalograficznych oraz twardości. Przykładowe zdjęcia ujawnionych struktur przedstawiono na rys. 6.

torsion plastometer), as well as only the last 3 roll-ing passes (the GLEEBLE 3800 simulator), sam-ples for metallographic examination and hard-ness testing were prepared. Sample photographs of the disclosed structures are presented in Fig. 6.

a) b)

Rys. 6. Mikrostruktura stali 30MnB4 po fizycznym modelowaniu odwzorowującym proces walcowania prętów o średnicy 20 mm dla warunków walcowni ciągłej D370: a) po fizycznym modelowaniu wszystkich

przepustów walcowni ciągłej prętów (plastometr skrętny STD 812), b) po fizycznym modelowaniu 3 ostatnich przepustów (symulator GLEEBLE 3800)

Fig. 6. The microstructure of the 30MnB4 steel after physical modelling to represent the process of rolling 20 mm-diameter bars for the conditions of the D370 continuous rolling mill: a) after the physical modelling of all the passes of the

continuous bar rolling mill (using the STD 812 torsion plastometer), and b) after the physical modelling of all the last 3 rolling passes (using the GLEEBLE 3800 simulator)

Na podstawie analizy danych przedstawio-nych na rys. 6a można stwierdzić, że materiał po fizycznym modelowaniu, odwzorowującym cały ciąg technologiczny walcowni ciągłej śred-niej posiadał iglastą mikrostrukturę ferrytyczno--perlityczną. Średnia wartość twardości wyno-siła 230,89 HV. Granica plastyczności oraz wy-trzymałość na rozciąganie, obliczone na pod-stawie twardości, zgodnie z zależnościami przed-stawionymi w pracy [7] wynosiły odpowiednio: Re=487,82 MPa, oraz Rm=725,84 MPa. Anali-zując dane przedstawione na rys. 6b, zaobser-wowano, że materiał po fizycznym modelowa-niu, odwzorowującym 3 ostatnie przepusty wal-cowni ciągłej średniej również posiadał mikro-strukturę ferrytyczno-perlityczną, której ziarna posiadały iglasty kształt. Średnia wartość twar-dości wynosiła 230,53 HV. Granica plastycz-ności oraz wytrzymałość na rozciąganie, obli-czone na podstawie twardości [7] wynosiły na-tomiast: Re=486,88 MPa oraz Rm=724,92 MPa. Stwierdzono, że dla analizowanych warunków procesu odkształcania stali 30MnB4, na kształ-towanie się mikrostruktury oraz wybranych włas-ności mechanicznych wyrobu gotowego wpły-wa głównie odkształcenie w 3 ostatnich przepus-

The analysis of the data in Fig. 6a revealed that the material after physical modelling rep-resenting the entire technological line of the continuous rolling mill had an acicular ferritic-pearlitic microstructure. The average hardness value was 230.89 HV. The yield strength and the ultimate tensile strength, as calculated based on the hardness according to the relationships provided in study [7], were as follows, respec-tively: Re=487.82 MPa and Rm=725.84 MPa. When analyzing the data represented in Fig. 6b it was observed that the material after the phy-sical modelling representing the last 3 passes of the continuous medium-section mill, also had a ferritic-pearlitic structure, whose grains had an acicular shape. The average hardness value was 230.53 HV. The yield strength and the ulti-mate tensile strength, on the other hand, as cal-culated based on the hardness [7], amounted to, respectively: Re=486.88 MPa and Rm=724.92 MPa. It has been found that, for the examined condi-tions of the 30MnB4 steel deformation process, the formation of the microstructure and selected mechanical properties of finished product is in-fluenced mainly by the deformation in the last 3 rolling passes. The acicular shape of grains was

tach. Iglasty kształt ziaren spowodowany był stosunkowo dużą, jak dla analizowanego ga-tunku stali, szybkością chłodzenia po odkształ-ceniu wynoszącą 5ºC/s. Z wyników badań, przedstawionych w pracach [8, 9] wynika że, w przypadku stali 30MnB4 prędkość chłodzenia około 5ºC/s jest graniczną prędkością, której przekroczenie powoduje zapoczątkowanie wy-twarzania się struktur bainitycznych. Z uwagi na dalsze przeznaczenie walcówki ze stali 30MnB4 do przeróbki plastycznej na zimno, pożądaną mikrostrukturą jest równomierna, drobnoziar-nista mikrostruktura ferrytyczno-perlityczna, pozbawiona pasmowości.

Ponieważ w materiale o zbliżonym do stali 30MnB4 składzie chemicznym, powyżej pręd-kości odkształcenia około 250 s-1 _{nie występują} istotne zmiany w naprężeniu uplastyczniającym, w kolejnym etapie pracy przeprowadzono mo-delowanie fizyczne tylko 4 ostatnich przepus-tów, odwzorowujące proces walcowania walców-ki o średnicy 5,5 mm. Modelowanie to prze-prowadzono przy wykorzystaniu symulatora GLEEBLE 3800. Cykl 4 odkształceń zastąpiono jednym, o wartości odpowiadającej sumie od-kształceń w poszczególnych (czterech) przepus-tach. Takie założenie upraszczające sprawdzono podczas badań przedstawionych w pracy [6]. Na podstawie przeprowadzonych badań stwier-dzono, że zastąpienie sekwencji czterech ostat-nich odkształceń jednym nie spowoduje duże-go błędu w analizowanym przypadku.

Główne parametry procesu odkształcania, zadawane podczas fizycznego modelowania pro-cesu walcowania walcówki ze stali 30MnB4 o średnicy 5,5 mm zamieszczono w tab. 3.

caused by the rate of cooling after deformation amounting to 5ºC/s, so being relatively high as for the steel grade under examination. The in-vestigation results reported in references [8, 9] suggest that, in the case of steel 30MnB4, a cool-ing rate of approx. 5ºC/s is the limitcool-ing coolcool-ing rate, the exceeding of which causes the initia-tion of formainitia-tion of bainitic structures. In view of the further designation of the 30MnB4 steel wire rod for cold plastic working, the desired microstructure is a uniform, fine-grained ferritic-pearlitic structure free from banding.

As no significant changes in yield stress occur in a material with chemical composition similar to that of steel 30MnB4 above a strain rate of approx. 250 s-1_{, then at the next stage of} the study, the physical modelling of only the last 4 passes was performed to represent the 5.5 mm-diameter wire rod rolling process. The modelling was carried out using the GLEEBLE 3800 simu-lator. The cycle of 4 deformation was substitu-ted with a single deformation of a magnitude corresponding to the sum of deformations in individual (4) passes. This simplifying assump-tion was verified when carrying out investiga-tions presented in study [6]. It has been found from the tests carried out that substituting the sequence of the last four deformations with one deformation does not cause a gross error in the case analyzed.

The main deformation process parameters preset in the physical modelling of the 5.5 mm-diameter 30MnB4 steel wire rod rolling process are given in Tab. 3.

Tab. 3. Główne parametry procesu odkształcania, podczas modelowania fizycznego walcownia walcówki o średnicy 5,5 mm ze stali 30MnB4

Tab. 3. The main deformation process parameters in the physical modelling of rolling 5.5 mm-diameter 30MnB4 steel wire rod

Temperatura T, [ºC] Temperature T, [ºC] Odkształcenie

ε

ε

Rzeczywisty przebieg zmian naprężenia uplastyczniającego podczas fizycznego modelo-wania procesu walcomodelo-wania walcówki o średnicy 5,5 mm z wykorzystaniem symulatora GLEEBLE 3800 przedstawiono na rys. 7.

The actual pattern of yield stress variations during the physical modelling of 5.5 mm-diame-ter wire rod rolling process using the GLEEBLE 3800 simulator is illustrated in Fig. 7.

Rys. 7. Naprężenie uplastyczniające stali 30MnB4 podczas fizycznego modelowania procesu walcowania walcówki o średnicy 5,5 mm z wykorzystaniem symulatora GLEEBLE 3800

Fig. 7. The yield stress of steel 30MnB4 in the physical modelling of 5.5 mm-diameter wire rod rolling process using the GLEEBLE 3800 simulator

Z analizy danych przedstawionych na rys. 7 wynika, że wystąpił wzrost naprężenia uplas-tyczniającego do wartości około 550 MPa, spo-wodowany głownie zwiększeniem prędkości od-kształcenia oraz obniżeniem temperatury stali 30MnB4, która w rzeczywistym procesie wal-cowania walcówki, w ostatniej grupie (bloku) klatek walcowniczych wynosiła około 750ºC.

Przykładową mikrostrukturę materiału po fizycznym modelowaniu 4 ostatnich przepustów procesu walcowania walcówki przedstawiono na rys. 8, a mikrostrukturę walcówki o śred-nicy 5,5 mm ujawnioną na rzeczywistym wy-robie gotowym na rys. 9.

The analysis of the data in Fig. 7 shows that an increase in yield stress up to a level of approx. 550 MPa occurred, caused primarily by the in-crease of the strain rate and the reduction of the 30MnB4 steel temperature which, in the actual of wire rod rolling in the last group (block) of rolling stands, amounted to about 750 ºC.

A sample material microstructure after the physical modelling of the last 4 passes of the wire rod rolling process is shown in Fig. 8, while the 5.5 mm-diameter wire rod microstructure revealed in the real finished product, is illustra-ted in Fig. 9.

Rys. 8. Mikrostruktura stali 30MnB4 po fizycznym modelowaniu 4 ostatnich przepustów procesu walcowania walcówki o średnicy 5,5 mm (symulator GLEEBLE 3800) Fig. 8. The 30MnB4 steel microstructure after the physical modelling of the last 4 passes

Rys. 9. Mikrostruktura walcówki o średnicy 5,5 mm ze stali 30MnB4 (wyrób rzeczywisty) Fig. 9. The microstructure of 5.5 mm-diameter 30MnB4 steel wire rod (the actual product)

Stwierdzono, że zarówno materiał po fi-zycznym modelowaniu jak i gotowa walcówka posiadały mikrostrukturę ferrytyczno-perlityczną. Średnia wartość ziarna ferrytu w materiale po fizycznym modelowaniu 4 ostatnich przepustów procesu walcowania walcówki wynosiła 8,6 µm a twardość 198 HV. Granica plastyczności oraz wytrzymałość na rozciąganie [7] wynosiły odpo-wiednio: Re=400,90 MPa oraz Rm=632,60 MPa. Średnia wartość ziarna ferrytu w gotowej walcówce wynosiła około 10 µm. Granica plas-tyczności oraz wytrzymałość na rozciąganie były odpowiednio równe: Re=414,40 MPa oraz Rm=583,15 MPa.

Różnica pomiędzy wartościami analizowa-nych własności mechaniczanalizowa-nych dla materiału po fizycznym modelowaniu oraz wyrobu gotowego wyniosły odpowiednio: w przypadku granicy plas-tyczności 3,26%, natomiast w przypadku wytrzy-małości na rozciąganie 8,34 %.

Można zauważyć, że zaproponowany spo-sób (metodyka) fizycznego modelowania pro-cesu walcowania walcówki o średnicy 5,5 mm ze stali 30MnB4, z dużą dokładnością odwzo-rowuje rzeczywisty proces technologiczny. 4. PODSUMOWANIE I WNIOSKI

Na podstawie przeprowadzonych badań można stwierdzić, że:

− dla analizowanego procesu walcowania oraz badanego materiału nie stwierdzono istotne-go wpływu wcześniejszych etapów procesu odkształcania na kształtowanie się mikro-struktury i własności mechanicznych wyrobu gotowego,

It was found that bot the material after physical modelling and the finished wire rod had a ferritic-pearlitic structure. The average ferrite grain size in the material after physical mo-delling of the 4 last passes of the wire rod rolling process was 8.6 µm, while the hardness, 198 HV. The yield point and the ultimate tensile strength [7] amounted to, respectively: Re=400.90 MPa and Rm=632.60 MPa.

The average ferrite grain size in the finished wire rod was approx. 10 µm. The yield point and the ultimate tensile strength were equal to, res-pectively: Re=414.40 MPa and Rm=583.15 MPa. The difference in the analyzed mechanical properties between the material after physical modelling and the finished product were, res-pectively: 3.26% for the yield point, and 8.34% for the ultimate tensile strength.

It can be noticed that the proposed method (methodology) of physical modelling of the 5.5 mm-diameter 30MnB4 steel wire rod rolling pro-cess represents the actual technological propro-cess with high accuracy.

4. SUMMARY AND CONCLUSIONS

From the investigations carried out it can be found that:

− for the examined rolling process and the ma-terial tested, no significant effect of the pre-vious deformation process stages on the for-mation of finished product microstructure and mechanical properties has been found;

− w analizowanym procesie walcowania na kształtowanie się mikrostruktury oraz włas-ności mechanicznych wyrobu gotowego istot-ny wpływ wywierają warunki odkształcania zadawane w trzech ostatnich przepustach oraz warunki procesu chłodzenia pasma w trakcie oraz po walcowaniu,

− dla analizowanego materiału występuje gra-niczna prędkość odkształcenia, po przekro-czeniu której naprężenie uplastyczniające nie wykazuje istotnych zmian,

− podczas modelowania fizycznego dopuszczal-ne jest stosowanie graniczdopuszczal-nej wartości pręd-kości odkształcenia, powyżej której naprężenie uplastyczniające nie zmienia się,

− otrzymane wyniki badań metalograficznych oraz analizowanych własności mechanicznych materiału po fizycznym modelowaniu, z dużą dokładnością odpowiadają wynikom otrzyma-nym w warunkach przemysłowych.

PODZIĘKOWANIA

Praca naukowa finansowana ze środków Naro-dowego Centrum Badań i Rozwoju w latach 2013–2016 jako Projekt Badań Stosowanych nr PBS2/A5/0/2013.

LITERATURA

[1] Grosman F., D. Woźniak. 2001. „Nowoczesne wal-cownie walcówki”. Hutnik – Wiadomości hutnicze 3: 97–104.

[2] Kuziak R. 2005. Modelowanie zmian struktury i przemian fazowych zachodzących w procesach obróbki cieplno-plastycznej stali. Monografia. Gliwice: Instytut Metalurgii Żelaza.

[3] Kajzer S., R. Kozik, R. Wusatowski. 1997. Wybrane zagadnienia z procesów obróbki plastycznej metali. Projektowanie technologii. Gliwice: Wydawnictwo Politechniki Śląskiej.

[4] Gorbanev A.A., S.M. Zhuchkov, V.V. Filippov, V.I. Timoshpolskij, A.B. Steblov, A.M. Junakov, V.A. Tishhenko. 2003. Teoreticheskie i tekhnologicheskie osnovy vysokoskorostnoj prokatki katanki, 84-87. Minsk: Izdatelstvo Vyshehjshaja shkola.

[5] Laber K., A. Milenin, J. Markowski. 2006. „Metodyka fizycznego modelowania zjawisk zachodzących w materiale podczas procesu regulowanego walco-wania prętów okrągłych”, 519–526. W mat. konf.

− in the process under examination, the forma-tion of finished product microstructure and mechanical properties is significantly influen-ced by the deformation conditions preset in the last three passes and the conditions of the strip cooling process during and after rolling;

− for the examined material, there occurs a li-miting strain rate, after the exceeding of which the yield stress does not exhibit any significant changes;

− during physical modelling, it is allowable to use the limiting strain rate, above which the yield stress does not change;

− the obtained results of the metallographic exa-minations and mechanical testing of the ma-terial after physical modelling correspond, with high accuracy, to the results obtained under industrial conditions.

ACKNOWLEDGEMENTS

This research work was financed from the re-sources of the National Research and Develop-ment Centre in the years 2013–2016 as Applied Research Project No. PBS2/A5/0/2013.

REFERENCES

[1] Grosman F., D. Woźniak. 2001. „Nowoczesne wal-cownie walcówki”. Hutnik – Wiadomości hutnicze 3: 97–104.

[2] Kuziak R. 2005. Modelowanie zmian struktury i przemian fazowych zachodzących w procesach obróbki cieplno-plastycznej stali. Monografia. Gliwice: Instytut Metalurgii Żelaza.

[3] Kajzer S., R. Kozik, R. Wusatowski. 1997. Wybrane zagadnienia z procesów obróbki plastycznej metali. Projektowanie technologii. Gliwice: Wydawnictwo Politechniki Śląskiej.

[4] Gorbanev A.A., S.M. Zhuchkov, V.V. Filippov, V.I. Timoshpolskij, A.B. Steblov, A.M. Junakov, V.A. Tishhenko. 2003. Teoreticheskie i tekhnologicheskie osnovy vysokoskorostnoj prokatki katanki, 84-87. Minsk: Izdatelstvo Vyshehjshaja shkola.

[5] Laber K., A. Milenin, J. Markowski. 2006. „Metodyka fizycznego modelowania zjawisk zachodzących w materiale podczas procesu regulowanego walco-wania prętów okrągłych”, 519–526. In conf. proc.

Konferencji Sprawozdawczej członków wszystkich Sekcji Komitetu Metalurgii PAN METALURGIA 2006 pt.: Polska metalurgia w latach 2002 – 2006, Krynica-Czarny Potok 11-14 października 2006 r. Kraków: Wydawnictwo Naukowe Akapit.

[6] Laber K., H. Dyja, B. Koczurkiewicz, S. Sawicki. 2014. Fizyczne modelowanie procesu walcowania walcówki ze stali 20MnB4, 37–42VI. W mat. konf. Konferencji Naukowej WALCOWNICTWO 2014. Procesy – Narzędzia – Materiały, 20–22.10.2014, Ustroń.

[7] Sawada Y., R.P. Foley, S.W. Thompson, G. Krauss. 1994. Proc. 35th MWSP Conf. Proc. Pitsburgh: ISS-AIME: 263.

[8] Dyja H., B. Koczurkiewicz, K. Laber, M. Knapiński. 2015. „Physical simulation of microstructure evolution of the specimens made of 30MnB4 steel”. Sbornik Nauchnykh Trudov Obrabotka Materialov Davleniem 41 (2): 65–70.

[9] Dyja H., B. Koczurkiewicz, K. Laber, M. Knapiński. 2015. „The use of dilatometer DIL 805A/D for prediction of microstructure of the steel wire rod for cold upsetting”. Sbornik Nauchnykh Trudov Obrabotka Materialov Davleniem 41 (2): 239–245.

of Konferencja Sprawozdawcza członków wszystkich Sekcji Komitetu Metalurgii PAN METALURGIA 2006 pt.: Polska metalurgia w latach 2002 – 2006, Krynica-Czarny Potok 11-14 października 2006 r. Kraków: Wydawnictwo Naukowe Akapit.

[6] Laber K., H. Dyja, B. Koczurkiewicz, S. Sawicki. 2014. Fizyczne modelowanie procesu walcowania walcówki ze stali 20MnB4, 37–42VI. In conf. proc. of Konferencja Naukowa WALCOWNICTWO 2014. Procesy – Narzędzia – Materiały, 20–22.10.2014, Ustroń.

[7] Sawada Y., R.P. Foley, S.W. Thompson, G. Krauss. 1994. Proc. 35th MWSP Conf. Proc. Pitsburgh: ISS-AIME: 263.

[8] Dyja H., B. Koczurkiewicz, K. Laber, M. Knapiński. 2015. „Physical simulation of microstructure evolution of the specimens made of 30MnB4 steel”. Sbornik Nauchnykh Trudov Obrabotka Materialov Davleniem 41 (2): 65–70.

[9] Dyja H., B. Koczurkiewicz, K. Laber, M. Knapiński. 2015. „The use of dilatometer DIL 805A/D for prediction of microstructure of the steel wire rod for cold upsetting”. Sbornik Nauchnykh Trudov Obrabotka Materialov Davleniem 41 (2): 239–245.