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
METAL 2009 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. 50 µm 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.
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 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.
A 150 µm 7 µm B 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,
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 o C. Obr. 7 Mikrostruktura ledeburitické oceli Master Cut 02, kalené z 1150 o C, 1220 o C, 1240 o C a 1280 o C 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 Tvrdost 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) Teplota popouštění [ o C], 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 M s. 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 o C. 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 o C/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.
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 o C. 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 o C. 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 11 th 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