nedostatky p Ři vÝb Ěru a zpracovÁnÍ...

METAL 2009 19. - 21. 5. 2009, Hradec nad Moravicí

NEDOSTATKY PŘI VÝBĚRU A ZPRACOVÁNÍ VYSOKOLOGOVANÝCH NÁSTROJOVÝCH OCELÍ

Peter Jurči

ČVUT, Fakulta strojní, Karlovo nám. 13, 121 35 Praha 2, p.jurci @seznam.cz

ABSTRACT Selection of suitable material for a given tooling application and its processing is a

difficult process. Paper presents and discusses some aspects of proper selection of high alloyed

tool materials, their heat- and post-heat processing and attempts to give some practical

examples what can happen when these rules are disregarded.

1. ÚVOD Oceli ledeburitického typu představují skupinu materiálů, do které patří řada chrómových

nástrojových ocelí pro práci za studena, všechny rychlořezné oceli (RO) a nově vyráběné

nástrojové slitiny, připravované práškovou metalurgií rychle ztuhlých částic, případně

technologií „spray forming“.

Základním znakem ocelí ledeburitického typu je vysoký obsah uhlíku a legujících prvků.

Obsah uhlíku se pohybuje v rozmezí 0.7 % u některých úsporně legovaných RO až do 4 %

v případě ocelí s extrémním obsahem vanadu, popř. dalších karbidotvorných prvků. Kromě

uhlíku obsahují oceli ledeburitického typu legury jako chróm, vanad, wolfram a molybden.

Skupina rychlořezných ocelí obsahuje též kobalt. V menší míře a zejména pro výzkumně –

vývojové účely se u ledeburitických ocelí jako legury používaly prvky jako niob [1], hliník,

bór a křemík [2]. Celkový obsah legur většinou přesahuje 12 %, jsou však známy i slitiny s

podstatně vyššími obsahy přísadových prvků – až do 30%.

Obr. 1 - Některá typická eutektika v ledeburitických nástrojových ocelích


Vysoký stupeň legování způsobuje, že se ve struktuře v litém stavu objevuje eutektická

strukturní složka. U složitěji legovaných materiálů, např. rychlořezných ocelí může být

eutektických komponent dokonce několik, obr. 1. Z hlediska struktury se tedy jedná o legované

bílé litiny, z hlediska použití a názvosloví však o vysokolegované nástrojové oceli

ledeburitického typu.

Základní legury chrom, wolfram, molybden, vanad (niob) vytvářejí v materiálu karbidy,

které dávají ocelím v procesu tepelného zpracování rozhodující vliv na vlastnosti. Kobalt za

normálních okolností karbidické fáze nevytváří. Jeho úloha spočívá v substitučním zpevnění

tuhého roztoku a částečném zpomalení difuze ostatních prvků, takže oceli obsahující kobalt

mají obecně vyšší odolnost vůči popouštění (teplotní stabilitu) než oceli bezkobaltové.

Mezi nečistoty patří zejména síra a fosfor. Uvedené prvky tvoří se železem a legujícími

prvky sloučeniny, působící jako vměstky, snižující vrubovou a lomovou houževnatost a

únavovou životnost materiálu. Fosfor také snižuje kohézní pevnost rozhraní matrice - karbid v

důsledku své segregace na mezifázová rozhraní [3]. Z těchto důvodů by měl být obsah S a P v

těchto ocelích pokud možno co nejmenší. Moderní metalurgické postupy umožňují redukovat

obsah síry na desítitisíciny procenta – tyto extrémně čisté materiály, známé např. pod

obchodním označením „SUPERCLEAN“ [4] se vyznačují prakticky nulovou vměstkovitostí.

Vzhledem k vysokému obsahu legujících prvků jsou během tuhnutí ledeburitické oceli

náchylné k segregačním jevům. Náchylnost k dendritické, zónové a gravimetrické likvaci se

zvyšuje s rostoucím stupněm legování, velikostí tuhnoucího objemu kovu a obecně pomalejším

ochlazováním taveniny. Nejzávažnějším důsledkem segregací jsou již zmiňovaná eutektika,

která jsou v litém stavu kontinuální a dále pak primární karbidy o různé hustotě výskytu a

velikosti. Přítomnost eutektik na bázi křehkých karbidů vede k celkové křehkosti

ledeburitických ocelí, takže tyto nejsou v litém stavu vhodné k přímému používání.

Po ztuhnutí a vychladnutí se ledeburitické oceli, vyráběné klasickými metalurgickými

postupy musí válcovat za tepla, aby se alespoň částečně snížily nepříznivé důsledky segregací

na jejich vlastnosti. Válcování je složitý proces, protože ledeburitické oceli mají obecně vysoký

odpor vůči plastické deformaci. Nepříznivé důsledky rovnovážného tuhnutí na strukturu a

vlastnosti se navíc nedají odstranit úplně, ale pouze částečně. Ve struktuře oceli zůstává i po

tváření anizotropie v podobě karbidických řádků, orientovaných rovnoběžně se směrem

největší deformace při tváření, a nehomogenita v podobě větších i menších karbidů, což vede

ke směrové anizotropii mechanických vlastností a ve srovnání s ocelemi, vyráběnými

práškovou metalurgií rychle ztuhlých částic i nižší houževnatosti.

Měď se do nástrojových ocelí dostává nejčastěji v důsledku špatného třídění kovového

odpadu. Od obsahu 0.3 % začíná způsobovat nadměrný růst zrna austenitu [5]. Podobně nikl se

u nástrojových ocelí ledeburitického typu považuje za nečistotu, protože stabilizuje zbytkový

austenit. Pro souhrnný obsah mědi a niklu platí obecné pravidlo, že by neměl být vyšší než 0.7

%. V opačném případě dochází ke změnám kalících a zejména popouštěcích charakteristik

materiálů, což může mít za následek rozsáhlé výrobní problémy [6]. Závažným problémem u

rychlořezných ocelí je kobalt. V materiálech, uváděných jako bezkobaltových, by se neměl

vyskytovat ve větším množství, než 0.2%. Vyšší obsah kobaltu vede podobně, jako obsah niklu

k nežádoucí změně popouštěcích charakteristik, což může v praxi vést k velkým problémům.

2. VOLBA MATERIÁLU Prvním krokem v procesu výroby nástroje je výběr vhodné oceli. Přitom je zapotřebí brát

v úvahu, v jakém prostředí bude nástroj pracovat (teplota, korozní namáhání, rázy…) a typ

zpracovávaného materiálu (tvrdost, chemické a fázové složení, chemická agresivita….). Podle

těchto kritérií se volí příslušná značka oceli. Značka oceli je reprezentována tzv. směrným

chemickým složením, a vypovídá potenciální vhodnosti materiálu pro danou aplikaci.

Nutno však upozornit, že značka oceli nevypovídá takřka nic o její kvalitě. Kvalita oceli

je zaručena tzv. „původem“, tj. souborem údajů, jako je výrobce, způsob výroby oceli od


primární metalurgie přes přetavování až po konečné tváření a další úpravy polotovarů. Těmito

operacemi jsou totiž dány tak významné charakteristiky oceli, jako je struktura, její

homogenita, makro- a mikrosegregace, mikročistota, obsahy nežádoucích a průvodních prvků a

další, které by měly být zásadně uvedeny v objednávce a kontrolovány v přejímacím řízení.

Objednávka materiálu a stanovení přejímacích podmínek bývá často velmi

problematickou a podceňovanou etapou výrobního procesu. V řadě firem se o dodavateli

rozhoduje nikoli na základě odborných materiálových znalostí, ale na základě nejnižší cenové

nabídky. Do výrobního procesu se tak dostávají materiály, o jejichž kvalitě a původu lze často

s úspěchem pochybovat. Ve své podstatě jsou již vlastně tímto zásahem předurčeny všechny

následné problémy ve výrobě – počínají omezeními tepelné zpracovatelnosti nástroje, příliš

vysokými deformacemi a konče nevyhovující životností.

3. PŘEJÍMKA MATERIÁLU Základním parametrem, který musí být v přejímacím řízení analyzován, je chemické

složení. Přitom se nejedná pouze o tzv. směrné chemické složení, nýbrž o kompletní analýzu,

včetně nežádoucích prvků jako jsou například fosfor, síra, v řadě případů tzv. povrchově

aktivní prvky, jako Sn, a rovněž prvky jako Cu a Ni, měnící charakteristiky tepelného

zpracování. Obsah těchto prvků, vyjma fosforu a síry, by neměl přesáhnout 0.2%. U fosforu a

síry bylo zaužíváno pravidlo horního mezního obsahu každého z těchto prvků 0.03%.

V současnosti toto pravidlo již neplatí a renomovaní výrobci dodávají materiály o obsahu

zejména síry do 0.001%. Uvedená skutečnost se významně projevuje například v houževnatosti

a lomové houževnatosti ocelí. Naopak nedodržení horního mezního obsahu síry, resp.

povoleného stupně vměstkovitosti (viz dále) vede často k závažným haváriím přímo při

tepelném zpracování ocelí, anebo během jejich používání, obr. 2.

Obr. 2 – Vměstek sirníkového typu v rychlořezné oceli ČSN 41 9852, který vedl k havárii

vrtáku (vadná byla celá zpracovávaná dávka v počtu cca 10 tis. ks)

Velmi důležité je metalografické hodnocení struktury. Hodnotí se tzv. mikročistota, resp.

vměstkovitost, a to podle různých etalonových řad, v závislosti na typu materiálu a požadavků

zákazníka. Dále se hodnotí segregace a řádkovitost podle stupnic, zpravidla smluvně

stanovených mezi odběratelem a dodavatelem, resp. podle mezinárodních norem. U

ledeburitických ocelí se musí hodnotit strukturní řádkovitost, resp. stupeň protváření. Příklad

špatně a dobře přitvářené ledeburitické oceli 19 436 a důsledek na lom nástroje při tepelném

zpracování je na obr. 3.

Jiný případ poškození nástroje v důsledku špatného protváření je dokumentován na obr.

4. Jednalo se o závitořezný nástroj z RO ČSN 41 9830, kdy došlo k popraskání podél

neprotvářených sítěk původního kontinuálního eutektika.

50 µm


U ledeburitických ocelí, vyráběných práškovou metalurgií rychle ztuhlých částic (PM

oceli), se řádkovitost nehodnotí, protože v důsledku použité technologie výroby je jejich

struktura rovnoměrná a prosta makrosegregací. Rozdíl mezi ledeburitickou ocelí, vyrobenou

konvenčním metalurgickým postupem a PM ocelí je na obr. 5a, b.

U konvenčních RO se řádkovitost hodnotí v závislosti na průměru dodávaného

polotovaru. Obecně platí, že čím je tvářený polotovar větší, tím rozsáhlejší řádkovitost je

přípustná. Dále ovšem záleží i na účelu, pro který se daná ocel používá, pak se hodnotí ještě

další parametry, jako například maximální velikost karbidů či jejich shluků. Příklad

akceptovatelných a neakceptovatelných struktur polotovarů o průměru 17 mm z oceli 19 830

pro výrobu vrtáků je na obr. 6.

Obr. 3 – Vyhovující (a) a nevyhovující (b)

struktura ledeburitické oceli 19 436 a důsledek

nevyhovující struktury na stav nástroje po

tepelném zpracování (c)

Obr. 4 – Poškozený závitořezný nástroj z oceli

ČSN 41 9830, trhliny na povrchu (ŘEM),

mikrostruktura materiálu – dolní snímky


Obr. 5 – Struktura polotovaru oceli, vyrobené: a – klasickou metalurgií, b – práškovou

metalurgií rychle ztuhlých částic

Obr. 6 – Přípustné (a,b) a nepřípustné (c,d) žíhací struktury oceli 19 830, průměr tyče 17 mm

Z hlediska obrobitelnosti hraje důležitou roli tvrdost. Tato hodnota je běžně udávaná

v jednotkách podle Brinella jako maximální přípustná hodnota. Je účelné tuto hodnotu před

započetím výroby zkontrolovat. Roli zde však hrají i další faktory, jako tvar, velikost a

rozložení karbidických fází a rovněž jejich typ.

4. TEPELNÉ ZPRACOVÁNÍ Nástroje a výrobky z vysokolegovaných ocelí by se zásadně měly zpracovávat ve

vakuových pecích. Použití jiného typu zařízení může v horším případě vést k úplnému

znehodnocení dosavadního výrobního procesu (nástroje se tepelně zpracovávají v téměř hotové

formě) a práce do něj vložené, v lepším případě vede k nutnosti vícenákladů, potřebných pro

praní před popouštěním, dokončování, resp. odstraňování znehodnocených povrchových vrstev

oceli. Kromě základní myšlenky, tj. ochrany povrchu materiálů před nežádoucími vlivy

okolního prostředí, lze navíc vakuové pece výhodně integrovat do výrobních linek, což vede ke

zvyšování produktivity práce.

Nástroje se zásadně musí vkládat do studené pece a ohřívat společně s pecí. Protože při

nízkých teplotách je přenos tepla sáláním minimální, doporučuje se ohřev provádět v inertním

plynu a teprve po dosažení určité teploty komoru pece evakuovat. Přitom je nutno dbát na to,

150 µm 7 µm B A


aby vakuum nebylo příliš vysoké – v opačném případě hrozí tzv. selektivní odpařování legur

z povrchu, klesne-li tlak v peci pod tlak nasycených par legur při daných teplotách. Při volbě

podmínek ohřevu je nutné pamatovat na to, že ledeburitidké oceli mají velmi špatnou tepelnou

vodivost. Proto je důležité během ohřevu zařadit prodlevy na určitých teplotách, s cílem

minimalizovat pnutí mezi povrchem a jádrem. Tyto prodlevy jsou nezbytné jak obráběcích

nástrojů, tak u nástrojů pro práci za studena, které se vyrábí z PM ocelí s vysokým podílem

tvrdých karbidů vanadu. Zde k podmínce pomalého ohřevu přistupuje i skutečnost, že karbidy

vanadu se v austenitu rozpouštějí pomalu a obtížně. U posledně zmiňovaných typů ocelí je

navíc potřeba bezpodmínečně dodržet i předepsané výdrže na kalící teplotě, byť na první

pohled vypadají někdy neobvykle dlouhé (75 min.). V opačném případě nebude dosažena

tvrdost jak po kalení, tak po popouštění. Zásadně se nedoporučuje „intenzifikovat“ procesy

tepelného zpracování, a to jak austenitizace, tak i popouštění, zkracováním nutných prodlev

resp. tzv. dynamickým popouštěním, tj. volbou vyšší teploty na úkor času.

Z důvodu potřeby vysoké teploty pro rozpuštění většiny sekundárních karbidů v

austenitu se kalící teploty RO, určených pro řezné nástroje, nacházejí v úzkém pásu poměrně

těsně pod solidem materiálu. V případě RO, určených pro nástroje pracující za studena se volí

austenitizační teploty spíše nižší, aby bylo zrno jemnější a houževnatost vyšší. Podobně se

nižší kalící teploty volí i pro nástroje, vyrobené z chromových ledeburitických ocelí pro práci

za studena - obvykle se používají teploty z rozmezí 950 - 1050 oC.

Obr. 7 – Mikrostruktura ledeburitické oceli Master Cut 02, kalené z 1150 oC, 1220

oC, 1240

oC

a 1280 oC

Výši kalící teploty se musí bezpodmínečně dodržet. Již při malém překročení její

optimální výše, nebo délky prodlevy na ní dochází k hrubnutí zrna [7] a posléze k natavení. O

něco vyšší odolnost vůči přehřátí mají PM ledeburitické oceli díky jemným a stejnoměrně

rozmístěným karbidům [8,9]. Zejména karbidy MC jsou při zabránění přehřátí ledeburitických

ocelí velmi účinné. Kromě nežádoucího zhrubnutí zrna pak dochází ještě ke stabilizaci

zbytkového austenitu, což je spojené s poklesem tvrdosti [10,11]. Na obr. 7 jsou

mikrostruktury PM ledeburitické oceli Master Cut 02 po kalení z různých teplot.


Ledeburitické oceli se vyznačují velmi dobrou prokalitelností. Prokalují se ve všech

běžně používaných průřezech a jsou v zásadě kalitelné ve všech známých kalících prostředích.

Nicméně, i tady existují určitá významná omezení, která je nutno respektovat.

Příliš rychlé ochlazování může vést, zvláště v případě nepříliš kvalitních materiálů

k praskání nástrojů. Proto se používají ke kalení speciální kalící oleje anebo v současnosti již

převážně plynná média o dostatečně vysokém přetlaku, minimálně pak 3 bary. Při pomalejším

ochlazování dochází k vyloučení proeutektoidních karbidů z austenitu po hranicích zrn, obr. 8.

U RO se tato skutečnost projeví zejména v poklesu sekundární vytvrzovací schopnosti

v důsledku absence některých podprocesů během popouštění, obr. 9, což se nezjistí měřením

tvrdosti po kalení, ale teprve po následujícím popouštění.

Obr. 8 – Mikrostruktura kalené rychlořezné oceli 1.3344 po ochlazování různou rychlostí,

zleva – t8/5 = 20 s, 172 s, 1295 s

V kaleném stavu je struktura ocelí ledeburitického typu tvořena martenzitem,

nerozpuštěnými karbidy a 20-30 obj.% zbytkového austenitu [2]. S rostoucí kalící teplotou

obsah zbytkového austenitu vzrůstá v důsledku většího nasycení austenitu uhlíkem a legurami,

snižujícími teplotu Ms. Podobně roste množství zbytkového austenitu i s časem výdrže na

austenitizační teplotě, i když méně výrazně. Zbytkový austenit vykazuje v důsledku vysokého

stupně legování značnou termickou stabilitu a nástroje měly být popouštěny ihned po kalení.

Pro velké nástroje z ocelí pro práci za studena lze jednoznačně doporučit popouštění na

tzv. sekundární tvrdost, tj. v rozmezí 500 – 550 oC. Popouštění na primární tvrdost je přípustné

pouze u malých nástrojů. U velkých nástrojů hrozí s přihlédnutím k malému přenosu tepla při

nízkých teplotách a špatné tepelné vodivosti materiálu, že popouštění neproběhne do

požadované míry nebo vůbec ne. Z praxe jsou známy případy, kdy si zákazník objednal např.

popouštění nástroje o průměru 200 mm při 180 oC/2 hod., přičemž výsledkem bylo zničení celé

produkce popraskáním, obr. 3. Při vyšších teplotách je přestup tepla do materiálu lepší, přesto

je však nezbytné dodržovat nezbytně dlouhé prodlevy na teplotách jednotlivých popouštěcích

cyklů, aby došlo k žádoucímu vytvrzení v důsledku precipitace karbidů.

Tvr

dos

t

Teplota popouštění [oC],

Obr. 9 - Příspěvek dílčích dějů na

tvrdost oceli ledeburitického typu

při popouštění. (1 – výsledná

křivka, 2 – vliv popouštění

martenzitu, 3 - vliv precipitace

karbidů, 4 – vliv transformace

zbytkového austenitu)


Rychlořezné oceli se z hlediska chemického složení dělí na bezkobaltové a kobaltové.

První skupina zahrnuje materiály s vyšší houževnatostí, avšak o něco nižší tvrdostí po kalení a

popouštění. Kobaltové oceli mají nižší houževnatost, naproti tomu vyšší tvrdost a lepší

odolnost vůči působení vysokých teplot. Bezkobaltové RO stačí obvykle popouštět třikrát, a

obvykle používaná teplota popouštění na sekundární tvrdost se pohybuje v rozmezí 540 – 560 oC. Naproti tomu kobaltové oceli se musí popouštět vícekrát, a to nejméně o jeden popouštěcí

cyklus. Důvodem je právě obsah kobaltu, který zpomaluje difuzi uhlíku a legur, a proto je

k dosažení stejného efektu transformačně – precipitačního děje zapotřebí vícenásobného

popouštění. Stejně tak se vyžaduje i použití vyšší teploty, zpravidla 570 – 590 oC.

Při překročení optimální teploty popouštění nastává úplný rozpad martenzitu,

sferoidizace a posléze růst karbidických precipitátů. Současně klesá jejich počet, což způsobuje

snižování tvrdosti ocelí a zvýšení houževnatosti [12,13].

Po kalení a popouštění může tvrdost dosahovat v závislosti na chemickém složení a účelu

použití až přes 900 HV (řezné aplikace – obrábění kovů). Pro nástroje pro práci za studena se

tak vysoké tvrdosti nepoužívají, obvykle stačí 700 HV. Každopádně, tepelným zpracováním se

dosahuje konečných vlastností jádra materiálu nástroje, které se následně již nesmí měnit.

5. ZÁVĚR Výroba nástrojů z vysokolegovaných nástrojových ocelí je složitý proces, při jehož

realizaci nelze v žádném případě opomenout pořízení kvalitního materiálu, jeho pečlivou

kontrolu včetně metalografické, a správné tepelné zpracování. V případě, že pro výrobu

nástrojů nebude zakoupen kvalitní materiál, nebo tento nebude kvalitně tepelně zpracován,

hrozí celá řada problémů, počínaje znehodnocení nástroje již během výroby, nebo tepelného

zpracování, popřípadě předčasné ukončení jeho životnosti v důsledku opotřebení, vyštipování

funkčních hran, tepelné únavě či lomu.

Tepelné zpracování, mál – li být dosaženo správného výsledného efektu, musí být

bezvýhradně realizováno ve vakuových zařízeních. Při volbě podmínek tepelného zpracování

musí být respektována technická a fyzikálně – metalurgická stránka materiálu a nástroje, tj.

použití kvalitního vstupního materiálu, předepsaných podmínek opracování a mezioperačních

žíhání, a stejně tak i postupů vlastního tepelného zpracování. V případě absence byť jenom

jednoho z uvedených faktorů může dojít ke znehodnocení celého výrobního postupu, resp.

práce, vložené do výroby nástrojů či součástí.

LITERATURA [1]: Hackl, G., Jeglitsch, F., Hribernik, B.: Neue Hütte, 3, 1990, 3, s.100

[2]: Popandopulo, A.N., Ko Men Čchor, Cvetova, N.B.: Izv.VUZ, Černaja metallurgija 1988,

1, s. 101

[3]: Degťarev,V.N.: MiTOM, 1990,5, s. 38

[4]: Prospektová literatura firmy Uddeholm AB, Hagfors.

[5]: Morozenko, S.C., Natapov, B.E.: MiTOM, 1990, 5, s. 42

[6]: Jurči, P.: Analýza kalených a popuštěných vrtáků, Interní výzkumná zpráva zakázky

technické pomoci, Ecosond, 2002

[7]: Autorský kolektiv POLDI: Nástrojové oceli POLDI a jejich použití, 1. vyd., Kladno, 1986

[8]: Grgač, P.: Vysokolegované nástrojové materiály pripravené využitím práškovej metalurgie

rýchlo ztuhnutých částic [Habilitační práce], Trnava, 1991

[9]: Kulmburg, A. et al.: HTM, 45, 1990, 4, s. 200

[10]: Nykiel,T., Hryniewicz, T.: In.: Proceedings of the 11th

Int. Federation for Heat Treatment

and Surf. Engineering, Florence, Italy, Vol. 1., s. 87 [11]: Kulmburg, A. et al.: HTM 47 (1992) 5, s. 318 [12]: Spies, H.-J., Riese, A.,Hoffmann, W.: Neue Hütte, 3, 1990, 3, s. 96

[13]: Karagoz, S. et al.: Metall.Trans., 23A, 1992, 6, s. 1631

nedostatky p Ři vÝb Ěru a zpracovÁnÍ...

Documents