Mangans inverkan på skärbarhet och mekaniska egenskaper i ett varmarbetsstål

Transkript

1 Fakulteten för teknik- och naturvetenskap (Maskinteknik) Ruslan Sevastopolev Mangans inverkan på skärbarhet och mekaniska egenskaper i ett varmarbetsstål Influence of Mn content on the machinability and mechanical properties of a hot-work tool steel Examensarbete 22.5 hp Maskiningenjörsprogrammet Datum: Handledare: Pavel Krakhmalev Gunnel Fredriksson Examinator: Hans Johansson Karlstads universitet Karlstad Tfn Fax Information@kau.se

2 Sammanfattning Syftet med examensarbetet var att undersöka manganhaltens inverkan på skärbarheten och de mekaniska egenskaperna i varmarbetsstål Dievar samt kontrollera och undersöka hypotesen att material med låga Ac1 temperaturer maskinbearbetas svårare än material med högre temperaturer. Skärbarhet hos Dievar med olika Mn-halt från 0,084 till 1,59 vikts% studerades i härdat tillstånd med ett pinnfräsningstest. Skärbarheten karakteriserades genom mätning av verktygslivslängd och skärkrafter. Verktygslivslängd bestämdes av fasförslitningsutvecklingen på verktyget. Förslitningsmekanismer studerades på verktygets spån- och släppningssidor med hjälp av svepelektronmikroskop (SEM). Dragprov vid rumsoch förhöjd temperatur genomfördes för att studera mangans inverkan på hållfasthetsegenskaper hos Dievar. Mikrostrukturen av stålen i härdat och anlöpt tillstånd undersöktes i SEM. Ac1 temperatur i stålen uppmättes med dilatometer. Mangan visade sig ha en positiv inverkan på skärbarheten i Dievar. Verktygets livslängd var två gånger längre vid pinnfräsning av Dievar 1,59 vikts% Mn i jämförelse med Dievar 0,084 och 0,27 vikts% Mn. Mer påkletningsbenägna stål med lägre Mn-halt orsakade mer adhesiv nötning och urflisning av fräsens skäregg. Detta ledde till att förslitningen utvecklades hastigare under bearbetningen av Dievar med lägre Mn-halt. De uppmätta skärkrafterna under bearbetning förklarade inte skillnaden i skärbarheten mellan Dievar med olika Mn-halt; skärkrafter var lika i alla material. Dievar med högre Mn-halt innehöll mindre primära molybdenrika karbider än Dievar med lägre Mn-halt. Detta berodde på att manganet minskade Ac1 temperaturen i Dievar. Mn-halten i Dievar påverkade inte hållfasthetsegenskaperna vid rumstemperatur men visade en tendens att minska stålets hållfasthet vid hög temperatur. De genomförda undersökningarna bekräftade inte hypotesen att material med lägre Ac1 temperaturer har sämre maskinbearbetbarhet än material med högre temperaturer. Dievar 1,59 vikts% Mn hade betydligt lägre Ac1 temperatur än andra Dievar-material samt modifierat Orvar men visade sig vara lättare att bearbeta.

3 Abstract The aim of the study was to investigate influence of manganese content on the machinability and mechanical properties of a hot-work tool steel Dievar and verify a hypothesis that materials with low Ac1 temperatures are more difficult to machine than steels with higher Ac1 temperatures. Machinability of Dievar with varying manganese content from 0,084 to 1,59 wt% was investigated in the hardened condition in the milling operation. The machinability of the steels was characterized by measuring tool life and cutting forces during machining. The tool life was estimated by measuring flank wear on the tools. Wear mechanisms were investigated on the clearance and rake faces of the tools by SEM. Tensile tests at room and elevated temperatures were carried out to examine the manganese influence on the mechanical properties of Dievar. Microstructure of the steels in hardened and tempered condition was investigated by SEM. Dilatometer tests were done to determine the Ac1 temperature for the steels. Manganese content showed to have a positive effect on the machinability of Dievar. Two times longer tool life was reached when end milling Dievar 1,59 wt% Mn comparing to end milling Dievar 0,084 and 0,27 wt% Mn. More adhesive wear and chipping were observed on the tools after end milling the lower manganese containing steels. This resulted in more progressive wear and shorter tool life during machining of these steels. The measured cutting forces could not be related to the difference in machinability of the steels with different manganese content. The generated cutting forces were similar for all the tested steels. Dievar with higher manganese content contained less primary molybdenum-rich carbides in the microstructure. It was related to the lower Ac1 temperature of Dievar 1,59 wt% Mn comparing to the lower manganese containing steels. The manganese content showed no influence on the tensile properties of Dievar at room temperature and a tendency to a slight decrease in yield and ultimate strength at the elevated temperature. The machinability tests carried out in the present study did not confirm the hypothesis that materials with low Ac1 temperatures have poor machinability. Dievar 1,59 wt% Mn had much lower Ac1 temperatures than the other Dievar steels and the modified Orvar steel but showed to have an improved machinability compared to the others.

4 Innehållsförteckning Sammanfattning... 2 Abstract Inledning Bakgrund Problemformulering Hypotes Syfte Målsättning Avgränsning Litteraturstudie Stål Tillverkningsprocess Konventionell framställningsprocess Pulvermetallurgisk framställningsprocess Verktygsstål Varmarbetsstål Skärande bearbetning och skärbarhet Skärbarhet Genomförande Material Dragprovning Undersökningar i Dilatometer Skärtester Skärkraftsmätning Undersökningar i Svepelektronmikroskop Resultat Mikrostruktur Fasomvandlingsstudier Mekaniska egenskaper Maskinbearbetningsstudier Skärkrafter Förslitningsmekanismer Diskussion Mangans inverkan på mikrostruktur och mekaniska egenskaper Mangans inverkan på skärbarhet Hypotesundersökning Slutsatser Tackord Referenslista... 37

5 1. Inledning Uddeholms AB i Hagfors ingår i stålkoncernen Voestalpine AG i Linz bestående av fem olika divisioner, där Uddeholms AB är världsledande producent och leverantör av huvudsakligen höglegerade verktygsstål [1]. Detta examensarbete har utförts på Uddeholms AB i Hagfors under 19 veckor, från januari till juni år Arbetet ingår i utbildningen som avslutningsfas i Maskiningenjörsprogrammet på Karlstads universitet och omfattas av 22,5 högskolepoäng. 1.1 Bakgrund Verktygsstålet Dievar, som har tagits fram av Uddeholms AB för varmapplikationer sådana som extrusion och pressgjutning, har hög renhet, hög seghet och stort motstånd mot värmesprickor. Materialet har en martensitisk struktur efter härdning och anlöpning till 45 HRC. Kiselhalten hålls så lågt som möjligt för att undvika bildningen av primärkarbider och därmed bevara segheten i materialet. Tack vare sin legeringssammansättning och ovanstående egenskaper gav stålet en kraftig livslängdsökning för verktygen som i sin tur medför lägre kostnader för användaren. 1.2 Problemformulering Nackdelen med Dievar är att skärbarheten är besvärlig för verktygsmakaren eftersom materialet är påkletningsbenäget. Påkletningen leder till korta verktygslivslängder och tidskrävande verktygsbyten. 1.3 Hypotes Ett doktorandprojekt drivs mellan Uddeholms AB och Uppsala universitet med målsättning att förklara de spånavskiljande bearbetningssvårigheterna i varmarbetsstålet Dievar. Under projektets gång har undersökningar och simuleringar resulterat i följande hypotes [2]: Material med låga austenitiseringstemperaturer, Ac1, maskinbearbetas svårare än material med högre austenitiseringstemperaturer. Bakgrunden till hypotesen är att de höga temperaturerna i kontaktytan vid spånavskiljande bearbetning av martensitiskt stål resulterar i austenitomvandlig i materialet. Det är känt att austenitiska stål är svårbearbetade på grund av dess höga påkletningsbenägenhet och höga seghet. Orsaken till omvandlingen ligger i materialets sammansättning. Då vissa legeringselement är ferritstabiliserande och andra element austenitstabiliserande kan man 5

6 genom modifiering av legeringssammansättningen antingen höja eller sänka starttemperaturen för austenitomvandlingen hos stålet. 1.4 Syfte Syftet med examensarbetet är att undersöka manganhaltens inverkan på skärbarheten och de mekaniska egenskaperna i Dievar med hjälp av olika testmetoder. Anledningen till att manganhalten undersöks beror på de resultat som erhållits ur tidigare TermoCalcsimuleringar. 1.5 Målsättning Huvudmålsättningen med examensarbetet är att kontrollera och undersöka hypotesen och med hjälp av erhållna resultat även komma med förslag till förbättrad bearbetbarhet med minimal inverkan på de mekaniska egenskaperna hos stålet Dievar. 1.6 Avgränsning I detta examensarbete kommer fyra olika material undersökas. Materialen är försökssmältor på 50 kilogram som är tillverkade i en liten induktionsugn på FoU (Forskning och utveckling) på Uddeholms AB. Tillverkningsmetoden för försökssmältor skiljer sig ifrån den konventionella stålframställningsprocessen. Materialet ska undersökas i härdat och anlöpt tillstånd. 6

7 2. Litteraturstudie 2.1 Stål Stål är en benämning för en blandning av järn och kol, där järnhalten skall vara minst 45 vikts% och kolhalten bör variera mellan 0,022 och 2,14 vikts%. Stål kan legeras med metaller, halvmetaller eller icke- metaller. Varje legeringselement som tillsätts i stål kan antingen försämra eller förbättra stålets egenskaper. Dock påverkas inte stålets egenskaper bara av den kemiska sammansättningen, då värmebehandlig och bearbetning av materialet är exempel på processer som också inverkar på stålets kvalité. Med hjälp av värmebehandling kan man få olika strukturer i materialet sådana som austenit, ferrit, martensit, bainit, perlit och så vidare. Vid plastisk bearbetning, till exempel varmvalsning av materialet inträffar rekristallisering av kornen vilket också är en process som förbättrar stålets hållfasthetsegenskaper. Typ och mängd av legeringstillsatser, värmebehandlingar, bearbetningar samt olika stålframställningsprocesser gör att man får stålsorter med oerhört många varierande egenskaper. Den mest förekommande indelningen är kolstål och legerade stål, där man skiljer på konstruktionsstål och verktygsstål, men detta täcker ej alla stålsorter. För att skilja stålsorter ifrån varandra har de indelats efter olika principer: kemisk sammansättning, applikationsområde, kommersiellt sammanhang och så vidare. Indelningen och standardiseringen av materialet utfördes av olika institutioner i respektive land. Dessa institutioner sammanställde och gav ut normer och standarder som gällde i respektive land. Några av de mest förekommande nationella standarderna är: SS, JIS, BS, NF, DIN, GOST, AISI, CAS [3]. För att underlätta handeln mellan länderna skapades även en Europeisk institution, CEN, och en internationell standardiseringsorganisation, ISO, där de numera sammanställer gemensamma standarder, figur 1 [4]. Figur 1. Schemat visar samarbetet mellan nationella, europeiska och internationella standardiseringsorganisationer. 7

8 2.2 Tillverkningsprocess Stål kan framställas på många olika sätt. Uddeholms AB tillverkar sina höglegerade stålsorter via den konventionella och pulvermetallurgiska processen [1] Konventionell framställningsprocess Den konventionella framställningsprocessen baseras på råmaterial som kan vara både internt eller externt skrotmaterial. Råmaterialet ska vara noggrant utvalt för att redan från början undvika föroreningshalter i stålet. Stålets framställningsprocess består av fem generella steg där elektroslaggraffinering (ESR) eller homogenisering används i specialfall: Ljusbågsugn Skänkugn Stiggjutning ESR eller homogenisering Smide eller valsning Värmebehandling Ljusbågsugn Skrotmaterialet förvärms för att undvika vatten i smältan. Sedan lastas det förvärmda skrotmaterialet in i ljusbågsugnen för smältning. Smältningen sker genom att stor mängd av elektrisk energi förflyttas till stålblandningen med hjälp av ljusbågar mellan tre grafitelektroder som är utplacerade i ugnslocket. Medan stålet smälts tillsätts slaggbildare för raffinering av smältan. Kol- och fosforhalter kan vid behov regleras i ljusbågsugnen och raffineringsprocessen pågår i cirka två timmar, se figur 2. Figur 2. Illustration av ljusbågsugnen vid tappning till skänk. 8

9 Skänkugn Efter raffineringen när temperaturen är ~ 1670 C tappas smältan i en skänk. Skänken skickas sedan till en skänkugnsstation där en sekundär metallurgisk behandling börjar med avskiljning av den oxidrika slaggen från smältan, se figur 3. För att uppehålla temperaturen i smältan under nästkommande processer värmer man den på samma sätt som vid ljusbågsugnen med tre grafitelektroder utplacerade på skänklocket, se figur 4. Efter slaggavskiljningen tillsätts aluminiumtråd för deoxidation av resterande syre. Efter deoxidationen sker en legeringsoptimering samt tillsats av ny syntetisk toppslagg under induktiv omrörning. Omrörningen och uppvärmningen av smältan till C görs för att uppehålla kemiska reaktionshastigheter, vilket ger en homogenitet av legeringselementen i smältan. Under processteget analyseras smältans sammansättning genom provtagning. När uppnådd sammansättning erhålls skickas smältan vidare till vakuumstation, se figur 5. Figur 3. Slaggavdragning vid skänkstationen. Figur 4. Skänkugn Vakuumstation Här sätts ett vakuumlock på skänken för att skapa partiellt undertryck, se figur 5. Under vakuumavgasningen avskiljs väte, kväve och syre genom kontinuerlig omrörning med argon och induktion. Den starka högalkaliska slaggen tillsammans med kontinuerlig omröring av smälta resulterar i gynnsamma förhållanden för svavelrening samt tillväxt och avskiljning av slagginneslutningar till toppslaggen. Efter vakuumbehandlingen genomförs en avskiljningsperiod för att sedan skicka skänken till avgjutning. Figur 5. Vakuumstation 9

10 Stiggjutning Stiggjutning medför en liten risk för turbulens och reoxidation av smältan, se figur 6. Vid tappningen bör smälttemperaturen, viskositeten och flödeshastigheten av smältan vara optimerad för respektive stålsort för att få en bra utfyllnad av kokillerna. Smältstrålen bör isoleras mellan skänken och gjutmunstycke för att undvika segregation, reoxidation samt kallflytningar i stålet. Stiggjutning av stålet ger även bra götytor. Under avsvalningen stelnar götet inhomogent på grund av att segringar uppstår i smältan. Om man vill eliminera segringarna i götet kan det skickas till värmebehandling eller ESR. Figur 6. Stiggjutning ESR Målet med Elektro Slagg Raffinering (ESR), figur 7, är att förbättra götets homogenitet och struktur samtidigt som icke-metalliska inneslutningar ska avskiljas. ESR ger även enhetliga mekaniska egenskaper i längs- och tvärriktningen efter smide eller varmvalsning. För att åstadkomma detta svetsas götet fast till elektroden för att få en bra elektrisk ledningsförmåga till götet. Götet sänks ner i en ESR-ugn fram till slaggen vilken är i botten av ugnen. Sedan läggs en spänning mellan slaggen och elektroden, vilket gör att slaggen hetas upp och smälter götet som successivt droppar genom slaggen där icke- metalliska inneslutningar fastnar. Den smälta som har runnit genom slaggen bildar en fast kropp som är extremt ren och homogen. Figur 7. Elektro Slagg Raffinering 10

11 Homogenisering Värmebehandling av götet är ett annat alternativ för homogenisering av materialet. För att homogenisera götet hettas det upp i en ugn, figur 8, till 1300 C och hålls vid denna temperatur i 12 timmar, vilket resulterar i en utjämning av legeringselement i götet. Figur 8. Ugn för värmebehandling Smide eller valsning Smide och valsning är processer efter homogenisering eller ESR, som leder till att materialet får sina slutgiltiga dimensioner. Under processen förvärms materialet för att sedan utsättas för en kraftig plastisk deformation. Då tillväxt av stålets korn kan uppstå vid homogeniseringen medför de kraftiga deformationerna en genomgående rekristallisering av materialet. Smide, figur 10, och valsning, figur 9, är processer som också höjer stålets homogenitet och även ger en jämn fördelning av eventuella inneslutningar i stålet. För vissa stålsorter är den plastiska bearbetningen det sista steget då de kan direkthärdas och bli leveransklara. Andra stålsorter behöver dock genomgå en värmebehandlingsprocess. Figur 9. Varmvalsning. Figur 10. Varmsmide. 11

12 Värmebehandling Efter den plastiska bearbetningen blir vissa material hårda och inhomogena. Vid nästkommande bearbetningsoperationer är en mjuk och homogen struktur i materialet att föredra vilket erhålls med mjukglödgningen. Efter mjukglödgningen och bearbetningen kan stålet även härdas och anlöpas, allt efter kundens behov. Värmebehandlingsprocessen på Uddeholms AB kan grovt indelas i tre huvudområden [1]: mjukglödgning härdning anlöpning Mjukglödningen är en värmebehandlingsprocess som gör stålet mjukare. Mjukglödgningen av stålet görs oftast för att underlätta bearbetningen samt för att utjämna mikrostrukturen. Under mjukglödgningen erhålls en jämn fördelning av karbider, legeringar samt en utjämning och minskning av restspänningar i materialet. Materialet uppvärms över Ac1-temperaturen och kyls sakta ned för att få en ferritisk struktur med sfäroidiserade karbider [5,6]. Ac1 är temperatur där ferrit börjar omvandlas till austenit vid stålets uppvärmning och vid Ac3 har allt ferrit omvandlats till austenit. För varmarbetsstål ligger Ac1 temperaturen vid ºC och Ac3 temperaturen vid ºC, beroende av legeringssammansättningen. Vid härdning uppvärms materialet över Ac3 temperaturen och kyls ner för att omvandla austenit till martensit. Under austenitiseringen löses kol och andra legeringselement upp i austeniten. Kolet och legeringselementen hinner inte diffundera från matrix (grundmassa) och bilda karbider vid den kylningen. Istället blir de låsta i en rymdcentrerat tetragonal struktur (BCT) som kallas martensit. Fasomvandlingen sker momentant utan diffusion [5,6]. Kylningen av verktygsstål måste ske tillräckligt snabbt för att undvika perlit- och bainitbildningen. Kylmedlet kan vara vatten, salt, olja och luft, där svalningshastigheten är snabbast i vatten och långsammast i luft. Verktygsstålets svalningshastighet beror på legeringssammansättningen, då höglegerade stål kan kylas långsammare än lägre legerade stål för att undvika perlit- och bainitbildning. Varmarbetsstålen brukar oftast svalna i luft. Anlöpningen av materialet görs för att höja segheten och duktiliteten av den martensit som efter härdningen är spröd och hård samtidigt som hårdheten minskar. De hårdhetsförändringar, som äger rum hos varmarbetsstål Dievar vid anlöpning under två timmar, visas i figur 11 (a). Under anlöpningen diffunderar de låsta legeringselementen samt kolet från martensiten och bildar anlöpningskarbider i matrix som också kallas sekundära karbider [6]. Alla varmarbetsstål har sekundärhårdnande vilket är orsakad av karbidutskiljningen vid hög anlöpningstemperatur, cirka ºC. Denna stålegenskap är viktigt för verktygets livslängd, då mjuknande av verktyget blir fördröjd. Varmarbetsstålen anlöps oftast två gånger. 12

13 Restaustenit omvandlas till martensit under första anlöpningen. Oanlöpt martensit är spröd och hård. För att omvandla nybildad oanlöpt martensit till anlöpt martensit värmebehandlas varmarbetsstålen en andra gång [6]. Härdning och anlöpning av verktygsstål görs enligt diagramet i figur 11(b). a b Figur 11. (a) Anlöpningsdiagram för Dievar [1] och (b) diagram för härdning och anlöpning av verktygsstål [6] Pulvermetallurgisk framställningsprocess Den pulvermetallurgiska processen (PM) skiljer sig från den konventionella stål framställningsprocessen. PM-stål har bättre homogenitet jämfört med stål tillverkade 13

14 konventionellt. Detta leder i sin tur till finare mikrostruktur med en god fördelning av små karbider samt en låg halt av icke-metalliska inneslutningar på grund av att legeringselementen i stålet inte hinner segra [1]. PM-processen består av sju generella steg, där processer i ljusbågsugnen och i skänkugnen är samma som vid den konventionella stålframställningen. Men istället för att skicka stålsmältan till stiggjutning som vid den konventionella processen skickas den till en PM-anläggning som består av tre huvudstationer: Gasatomisering Inkapsling Het isostatisk pressning Gasatomisering Vid gasatomiseringsstationen sker en så kallad sprutförstoftning där kvävgas blåses på en stråle av smältan varav små och rundformade pulveriserade stålkorn bildas. Dessa korn har en genomsnittlig storlek av µm. På vägen ner till botten av behållaren stelnar pulverkornen och samlas i en ferritisk och lågkolhaltig kapsel för att undvika föroreningar. När pulvret har samlats, packas det omgående så tätt som möjligt. Inkapsling När kapseln är fylld med stålpulverkornen svetsas den ihop med ett lock av samma material som kapseln för att sedan avlägsna luften ur behållaren. Den svetsade kapseln skickas sedan till en station för het isostatisk pressning (HIP). Het isostatisk pressning Vid HIP stationen reduceras hylsans volym under extremt högt allsidigt tryck ~100 MPa och hög temperatur ~1200 C. Komprimeringen sker tack vare materialets täthet och homogenitet ökar, samtidigt som porositeten mellan pulverkornen försvinner och ett helt tätt material fås. Kapseln är nu klar för plastisk bearbetning som är samma som för den konventionella processen. En förenklad modell av PM-processen illustreras i figur 12. Figur 12. Pulvermetallurgiska processen. 14

15 2.3 Verktygsstål Stålsorter som är avsedda för verktygstillverkning av olika slag kallas för verktygsstål. Den kemiska sammansättningen för verktygsstålen brukar variera kraftigt där stålet kan legeras med alltifrån små till stora mängder legeringselement för att få specifika egenskaper. Om exempelvis ett stål med hög nötningsbeständighet önskas, kan man välja ett material där det finns många oupplösta karbider i stålets mikrostruktur [6]. I leveranstillstånd är oftast verktygsstålen mjukglödgade men kan också levereras som martensitiska, härdade och anlöpta till önskad hårdhet. Tillämpningsområdet för verktygsstål är enormt brett. Nästan allt vi ser eller träffar på i vardagen har på ett eller annat sätt någon gång varit i kontakt med verktyg gjorda av verktygsstål. Verktygen kan vara skärande, formande och fasthållande samt används för framtagning och bearbetning av olika material sådana som metaller, trä, sten, plaster, glas, keramer och så vidare [7], se tabell 1 och figur 13. Tabell 1. Exempel på de verktyg som används för tillverkning och bearbetning av olika material Gjutning Sintring Varmbearbetning Kallbearbetning Fogningsbearbetning Fysikasisk & kemisk bearbetning Klippande bearbetning Avskiljande bearbetning Gjutformar, kokiller. Pressformar, sintringsformar, presstämplar, präglingsverktyg. Smidesverktyg, matriser, dragskivor, pressgjutningsverktyg, valsar. Formpressningsverktyg, dragverktyg, valsar, hålningsverktyg. Valsar, slagverktyg. Fixturer, hållare Stansningsverktyg, klippningsverktyg, nibblingsverktyg, skäggningsverktyg, yxor, industriknivar. Borrar, sågklingor, fräsar, brotschar, svarvskär, gängverktyg, filar, hyvelskär, skavningsverktyg, stämjärn. Figur 13. Schematisk bild över verktygens indelning för olika områden [8]. 15

16 Hela tiden uppstår nya användningsområden och applikationsmöjligheter för verktygsstål. Verktygsstål kan användas för tillverkning av produkter och detaljer då man eftersträvar specifika egenskaper eller längre livslängd och därmed minskade underhållskostnader. Utmaningen vid skapandet av nya stålsorter till andra applikationsområden driver företagarna framåt i utvecklingen. Detta medför att varje år introduceras nya stålsorter på marknaden. För att få någon klarhet bland olika stålsorter, så standardiseras och klassificeras de i olika grupper. Med avseende på den internationella standardiseringen av verktygsstålet (ISO 4957: 1999) kan man säga att de grupperar plastiskt bearbetade verktygsstålsorter på följande sätt [9]: Olegerade kallarbetsstål Legerade kallarbetsstål Legerade varmarbetsstål Snabbstål Förutom ISO-modellen är klassificeringssystemet från AISI (American Iron and Steel Institute) det mest använda och förekommande för gruppering av verktygsstål. AISI identifierar och klassificerar verktygsstålen enligt tre olika karakteristika så som legeringssammansättning, applikation och värmebehandling. Därtill kan varje identifierat område i sig själv innefatta flera stålsorter. Indelningen av dessa huvudgrupper kan ses i tabell 2, där varje grupp har blivit tillsatt en egen bokstavsbeteckning [6]. Tabell 2. Verktygsstålens huvudgrupper och identifieringssymboler enligt AISI Vatten - härdat verktygsstål Slag - resistenta verktygsstål Olja - härdat kallarbetsstål Luft - härdat, lagom legerat kallarbetsstål Kallarbetsstål med hög kol- och kromhalt Låglegerade specifika verktygsstål Formverktygsstål Krom varmarbetsstål Volfram varmarbetsstål Molybden varmarbetsstål Volfram snabbstål Molybden snabbstål Extremhårda snabbstål (W) (S) (O) (A) (D) (L) (P) (H) (H) (H) (T) (M) (M) Det förekommer även individuella indelningar inom olika företag. Uddeholms AB föredrar att dela in de tillverkade verktygsstålen på följande sätt [1]: Kallarbetsstål Varmarbetsstål Plastformstål Högpresterande stål 16

17 2.3.1 Varmarbetsstål Varmarbetsstål är i första hand avsedda för arbete i varm miljö där höga påfrestningar i verktyget uppstår. Användningsområdet, för verktyg tillverkade av varmarbetsstål, är ganska stort, till exempel används de bland annat som verktyg för pressgjutning, smidning, valsning och extrusion. Dessa applikationsområden ställer specifika krav på varmarbetsstålen där främst följande egenskaper är viktiga: seghet varmhållfasthet värmeledningsförmåga hårdhet kryphållfasthet utvidgningsbeständighet duktilitet nötningsbeständighet anlöpningsbeständighet Dessa egenskapskriterier ansvarar för verktygets livslängd och kvalité. För att uppfylla egenskapskraven, är varmarbetsstålen ofta legerade med volfram, krom, vanadin och molybden samt relativt lågkolhaltiga där genomsnittsintervallet av kolhalten är 0,3-0,5 vikts%. Dessa legeringselement ger hög varmhållfasthet i stålet mot påfrestningar och höga temperaturer samt gör att stålet får hög härdbarhet, det vill säga att stålet kan svalna i luft efter austenitisering för att omvandlas till martensit. Hållfastheten vid de höga temperaturerna fås i materialet på grund av bildningen av sekundära anlöpningskarbider i stålets mikrostruktur under högtemperaturanlöpning. Beroende av legeringselementen kan karbider bildas av följande typer, där M symboliserar karbidbildande element eller deras kombination [6,10]: Vanadin: Matrix M 3 C MC Molybden/Volfram: Matrix M 3 C M 2 C M 6 C Krom: Matrix M 3 C M 7 C 3 AISI klassificeringssystemet, se tabell 2, delar in varmarbetsstålen i tre undergrupper, med beteckningen H, efter den dominerande legeringshalten [6, 11]: Kromlegerade varmarbetsstål kan användas till många varmarbetsoperationer sådana som strängpressning och pressgjutning av aluminium och magnesium men även för varmsmidning och kapning av hårdare material. Stålet har bra anlöpningsbeständighet. Volframlegerade varmarbetsstål kan användas till verktyg där hög slitstyrka och hög varmhållfasthet krävs. Dessa stålsorter används för bearbetning av material som låglegerade stål, brons, nickel- och andra legeringar. Vanligaste användningsområdet är dragskivor, extrusionmatriser och varmvalsar. Molybdenlegerade varmarbetsstål är billigare än volframlegerade varmarbetsstål och brukar tillämpas till applikationer där högre verktygsprestanda samt varmhållfasthet krävs. 17

18 2.4 Skärande bearbetning och skärbarhet Skärande bearbetning är en spånavskiljande process. Processen är inriktad på att skära metall till en viss form och storlek genom att avlägsna spånor ur materialet. Avlägsningen av spånor vid maskinbearbetning är alltså en spånbrytande mekanism. Vid skärande bearbetning sker en plastisk deformation av materialet vilket har inverkan på skärtemperaturen och skärkrafter. Dessa faktorer har en stor betydelse för verktygslivslängden [12,13]. Höga temperaturer ~ ºC vid bearbetningen av stål, se figur 14, leder till skador på arbetsmaterialet och kort livslängd på verktyget. Verktygets material mjuknar vid dessa höga temperaturer som resulterar till snabbare verktygsförslitning. På grund av dessa temperaturer kan även arbetsmaterialet utsättas för fasomvandlingar som leder till att den bearbetade yta får ett hårt skikt (oanlöpt martensit) och höga restspänningar. Även skärkraften påverkar effekten som krävs för att utföra operationen. Verktyget utsätts för höga belastningar under bearbetningen, se figur 14, som orsakas av materialets skärmotstånd. Stora krafter orsakar kortare verktygslivslängd. Den belastningen som verkar på skäreggen har sina reaktionskrafter på arbetsmaterialet. Därför påverkar skärkrafter också dimensioner och toleranser på arbetsstyket samt ytkaraktär av bearbetad yta med avseende på topografi och spänningstillstånd. Under bearbetningen ökar skärkrafter med förslitningen av verktyget. Figur 14. Bilden till vänster visar belastningen på skäregget, där bilden till höger visar temperaturfördelning i skäregget [13]. Verktyget slits mest i två olika kontaktytor med arbetsmaterialet: spånsida och släppningssida. Slitaget på verktyget karakteriseras med gropförslitning på spånsidan (crater wear) och fasförslitning (flank wear) på släppningssidan, se figur 15. Förslitningen har följande orsaker: 1. Abrasiv nötning gradvis växande förslitning som orsakas av att hårda oxider och karbider i stålets grundmassa repar skäreggen. 18

19 2. Adhesiv nötning löseggsbildning ett fenomen vid skärande bearbetning när arbetsmaterialet byggs upp längst ut på skäreggen. Då löseggen uppnått en viss kritisk storlek, skjuvas den av med delar av skäreggen och orsakar urflisningen av verktyget. 3. Urgryningar och urflisningar kan orsakas av löseggsbildning samt böjningsbelastningar (hårdmetall och keramik har dålig draghållfasthet). 4. Termisk utmattning skäreggen värms up och kyls ner under bearbetningen, detta orsakar värmesprickor som försvagar eggen. 5. Plastisk deformation av eggen när varmhårheten av skärmaterialet är otillräckligt. 6. Oxidations- och diffusionsförlopp. Vid hög temperatur och i närvaro av syre oxiderar skärmaterialet, och oxider avlägsnas genom friktion mot spån och arbetsstycke. Med diffusion menas fenomenet att atomerna eller molekylerna hos verktygets och arbetsstyckes material i kontakt med varandra tenderar att blandas [14]. Figur 15. Verktygsförslitning: gropförslitning (crater wear) på spånsidan och fasförslitning (flank wear) på släppningssidan [14]. Nötningen kan förebyggas på olika sätt. Ett sätt är att belägga skäret med ett tunt skyddande ytsikt av ett annat material genom PVD (Physical Vapour Deposition) eller CVD (Chemical Vapour Deposition) processer. Beläggningar kan minska friktionen mellan arbetsmaterialet och verktyget, förhindra värmetransport in i verktyget samt minska slitage. Belagda skär får även bättre kemiska egenskaper och motstånd mot löseggsbildning. De vanligaste beläggningarna är TiC (titankarbid), TiN (titannitrid), Al 2 O 3 (aluminiumoxid) och TiAlN (titanaluminiumnitrid) [14]. För att minska temperaturen och friktionen ytterligare under bearbetningen kan man även använda olika smörj- och kylmedel så som luft eller skärvätska [13-15]. 19

20 2.4.1 Skärbarhet Skärbarhet är en viktig egenskap i stålet. Skärbarhet har olika definitioner och kan karakteriseras med en eller flera av följande parametrar: livslängd på verktyg, skärhastighet, skärkraft, ytfinhet efter bearbetningen och spånavskiljning [13]. Parametrarna beror i sin tur på många faktorer så som skäroperation, skärdata, verktyg och maskin. Skärbarheten i material i härdat och anlöpt tillstånd påverkas av faktorer som inter-metalliska inneslutningar, mekaniska egenskaper, den kemiska sammansättningen och mikrostrukturen. Att öka svavelhalten i stålet är en av de mest kända metoderna för att förbättra skärbarheten [12], se figur 16. Svavel har en förmåga att bilda sulfider som deformeras lätt under spånavskiljande bearbetning. Oxider har negativ inverkan på skärbarheten då de är hårda och orsakar abrasiv nötning på verktygets skäregg. En kalciumbehandling är en metod för att förbättra skärbarheten där lättdeformerade duplexa inneslutningar skapas i stålet. I duplexa inneslutningar består kärnan av oxider och omges av ett sulfidiskt ytterskikt [12,13]. Figur 16. Diagrammet visar minskningen av fasförslitning med ökade svavelhalt i stål [12]. Stål med hög hållfasthet, hög duktilitet, hög förmåga att deformationshårdna och låg värmeledningsförmåga är oftast svårbearbetade. Material med hög hållfasthet och duktilitet behöver mer energiåtgång för att bli deformerade. Detta orsakar en högre kraft och temperaturökning under bearbetningen i skäreggen. Duktila stål har en tendens att kleta fast på skäreggen och bilda lösegg som orsakar urflisningar av skäreggen. Hög värmeledningsförmåga i materialet leder till en större värmeavledning från skärzonen och därmed erhålls en temperaturminskning [12,13]. Mekaniska egenskaper beror av den kemiska sammansättningen och mikrostrukturen. Legeringselement som bidrar till stålets hållfasthet höjer oftast temperaturen och kraften på verktyget och därmed minskar verktygets livslängd. Karbidrika stål som är legerade med krom, vanadin och molybden är oftast svårbearbetade på grund av deras hårda karbider som orsakar ett högt abrasivt slitage på verktyget. Kiselhalten visade sig ha en stor inverkan på skärbarheten, speciellt då materialet bearbetades i härdat tillstånd. En låg kiselhalt ledde till en ökad påkletningsbenägenhet vilket resulterade i ett ökat slitage på verktygets skär [16]. 20

21 3. Genomförande 3.1 Material Provmaterialen som tillverkades på Uddeholms AB var 50 kg försökssmältor baserade på Dievars analys med varierade manganhalt mellan 0,084 till 1,59 vikts% samt Orvar med låg kiselhalt 0,008 vikts%, se tabell 3. Materialet Orvar skulle användas för att kontrollera och undersöka hypotesen, om att temperaturen för austenitomvandlingen Ac1 kan inverka på skärbarheten. Tabell 3. Kemisk sammansättning av undersökt material, vikts% Stål C Si Mn S Cr Mo V Dievar 0,084 % Mn 0,30 0,021 0,084 0,007 4,86 2,66 0,44 Dievar 0,27 % Mn 0,33 0,021 0,27 0,007 4,78 2,53 0,46 Dievar 1,59 % Mn 0,33 0,023 1,59 0,006 4,51 2,68 0,48 Orvar 0,008 % Si 0,38 0,008 0,24 0,007 4,71 1,49 0,62 Smidning Alla göt Ø160 mm uppvärmdes till 1270 C i en elektrisk ugn Max Sievert, figur 17 (a), och smiddes i en hydraulisk smidespress, HJO med hjälp av hydraul-mekanisk griparm, figur 17 (b). Materialen smiddes till platta bitar av likadana dimensioner mm, figur 17 (c). a b c Figur 17. Plastisk bearbetning av göt (a) uppvärmning (b) smidning och (c) färdiga bitar. Mjukglödgning Efter smidningen har materialet mjukglödgats för att underlätta nästkommande bearbetning. Mjukglödgningen gjordes på följande sätt: uppvärmning till 850 C och svalning i ugn med 10 C /h till 650 C sedan svalning i luft till rumstemperatur. Hårdheten efter mjukglödgningen är: HB. 21

22 Bearbetning och provberedning Efter mjukglödgningen glödskalsfrästes och kapades materialet för att erhålla de rätta dimensionerna inför kommande provberedning. Glödskalsfräsningen gjordes i en kraftig CNC- fräsmaskin SAJO VM 450, se figur 18 (a), och kapningen gjordes i en bandsåg KASTO Twin U4, se figur 18 (b). a b Figur 18. Provberedningsmaskiner (a) CNC-Fräs SAJO VM 450 och (b) bandsåg KASTO Twin U4. Vid provberedningen tillverkades följande prov för testning och undersökning: dragprover, mikrostrukturprover, prover för hårdhetsmätning, dilatometerprover, material för skärkraftstester samt material för slitagetester. Dragprover, dilatometerprover och prover för hårdhetsmätning tillverkades i en OERLIKON BOEHRINGER VDF 180 CNC-svarv, se figur 19, och de resterande proverna tillverkades i CNC-fräsmaskin SAJO VM 450, se figur 18 (a). a b Figur 19. (a) CNC-svarv OERLIKON BOEHRINGER VDF 180 och (b) tillverkat dragprov. Värmebehandling På värmebehandlingsavdelningen har samtliga prover, förutom dilatometerproverna, genomgått en värmebehandlingsprocess. Efter värmebehandlingen utfördes materialtester. Värmebehandlingen utfördes enligt tabell 4. 22

23 Tabell 4. Värmebehandlingen av testade material Stål Dievar 0,084 % Mn Dievar 0,27 % Mn Dievar 1,59 % Mn Orvar 0,008 % Si Austenitisering 1020 C/30 min Svalning luftsvalning 100 s från 800 till 500 C Anlöpning Hårdhet 610 C/2x2t 45,8 HRC 45,5 HRC 44,8 HRC 45,8 HRC 3.2 Dragprovning Dragproverna togs fram enligt ritningar, se figur 20 (a) och (b), och testades enligt föreskrifter i europastandarden EN :2001 [17] vid rumstemperatur och 500ºC. a b Figur 20. Prover för dragtester (a) vid rumstemperatur och (b) vid förhöjd temperatur. Dragprovning utfördes i dragmaskinen Zwick Z250/SW5A, figur 21, som har en maximal last på 250 kn (25 ton). a b Figur 21. (a) Dragmaskinen Zwick Z250/SW5A med dess kringutrustning, (b) provhållaren. 23

24 3.3 Undersökningar i Dilatometer Austenitiseringstemperaturen (Ac1) bestämdes med hjälp av dilatometer. Dilatometertesterna utfördes med mjukglödgade prover med dimensioner 3 mm 8 mm i en MMC Quenching & Deformation Dilatometer i vakuum. Proverna värmdes induktivt till 1025ºC och kyldes därefter ner till rumstemperatur. 3.4 Skärtester Skärtesterna utfördes i CNC-fräsmaskinen MODIG MD 7200, se figur 22 (a), med Sandvik Coromant solida hårdmetallfräsar R AK13P 1630 som var belagda med titanaluminium-nitrid, se figur 22 (b). Varje material testades med nya pinnfräsar med 5 mm och testerna för alla material utfördes med samma skärdata, se tabell 5. Pinnfräsningsoperationen inkluderade mätningar av fasförslitning i ljusoptiskt mikroskop efter en viss bestämd fräsningslängd. Medelvärdet av fasförslitningen uträknades för de tre tänderna. Förslitningskriteriet var 0,2 mm i medelfasförslitning, varefter testningen avbröts. För skärtesterna användes provmaterial i följande dimension: mm. a b Figur 22. (a) Fräsmaskin MODIG MD 7200 och (b) pinnfräs från Sandvik Coromant. Tabell 5. Skärdata för pinnfräsning. Skärhastighet m/min 100 Spindelvarvtal rpm 6366 Tandmatning mm/tand 0,05 Bordsmatning mm/min 955 Axiellt skärdjup (ap) mm 4 Radiellt skärdjup (ae) mm 2 och 1 Kylning - luft Skärkraftsmätning Skärkraftsmätningen utfördes vid pinnfräsning av de testade materialen. För att mäta krafterna under fräsningen användes en 3-komponent Kistlerplattform typ 9257, figur 23 (a), 24

25 signalförstärkare, Lab View mjukvara och National Instruments hårdvara (insamlingskort och kopplingsplint), figur 23 (b). Fräsningen gjordes i ett materialprov som monterades fast på Kistlerplattformen. Provet gjordes enligt ritningen som visas i figur 23 (c). Tre skärkraftskomponenter mättes under pinnfräsningen: (i) F y som verkar i skärhastighetsriktningen, (ii) F x som verkar i matningsriktningen och (iii) F z som verkar i verktygets axiala riktning. Samplingsfrekvensen var 5 khz. Den totala skärkraften beräknades enligt ekvationen: F = F + F + F Standardspridningen i den totala skärkraften beräknades från standardvariationer i F x, F y och F z enligt [18]. 2 x 2 y 2 z a b c Figur 23. Skärkraftsmätning: (a) Kistlerplattform, (b) mättutrustning and (c) ritning av skärkraftsprov. 3.5 Undersökningar i Svepelektronmikroskop Prover av härdat och anlöpt material slipades och polerades med 1µm diamantpasta, varefter de etsades ~10 s i 2 % Nitallösning för att visualisera mikrostrukturen. Stålets mikrostruktur undersöktes i SEM, se figur 24, med backscatterelektrondetektor (BSED). Den kemiska analysen av karbiderna genomfördes med hjälp av energidispersiv röntgenspektroskopi (EDS). Frässkärens spån- och släppningssidor efter bearbetningstester undersöktes i SEM med BSED. Stålpåkletningen på frässkär och förslitningen av fräsen analyserades kvalitativt med EDS mappning i SEM. Figur 24. Svepelektronmikroskop. 25

26 4. Resultat 4.1 Mikrostruktur SEM undersökningar visade att mikrostrukturen i alla testade material i härdat och anlöpt tillstånd bestod av martensit och fördelade karbider, se figur 25. Ursprungliga austenitkorn som hade omvandlats till martensit var mindre i materialet Dievar 1,59 vikts% Mn än i de andra materialen. Alla Dievar-materialen innehöll molybdenrika primära karbider (synliga som vita prickar på SEM bilder), vars storlek och halt varierar med Mn-halten. Dievar med lägre manganhalt har mer karbider än Dievar med högre manganhalt, figur 25 (a-c). Materialet Orvar innehåller liten mängd av vanadinrika karbider (synliga på bilden som svarta prickar). a b c d Figur 25. Mikrostruktur: (a) Dievar 0,084 vikts% Mn, (b) Dievar 0,27 vikts% Mn, (c) Dievar 1,59 vikts% Mn och (d) Orvar 0,24 vikts% Mn. 26

27 4.2 Fasomvandlingsstudier Ac1 är starttemperatur för fasomvandlingen av ferrit till austenitfasen. Under fasomvandlingen sker volymminskning av materialet vilket resulterar i en kraftig nedgång i kurvan under stigande temperatur. Dilatometerkurvan i figur 26 är ett exempel på Orvar materialet som visar provförlängning mot temperatur. De uppmätta Ac1 temperaturen i olika material presenteras i tabell 6. Figur 26. Fasomvandlingskurva för materialet Orvar, där ferrit startar att omvandlas vid Ac1 till austenit och vid Ac3 omvandlingen slutar då stålet är 100% austenitisk. Tabell 6. Temperaturer för austenitomvandling i olika material Stål Starttemperaturen för austenit omvandlingen (A C1 ), C Dievar 0,084 % Mn 850 Dievar 0,27 % Mn 840 Dievar 1,59 % Mn 730 Orvar 0,008 % Si

28 4.3 Mekaniska egenskaper Dragprovningen genomfördes för att mäta brott- och sträckgränsvärden, R m respektive R p0,2, på materialen. Dragtesterna vid rumstemperatur, figur 27 (a), visar ingen stor skillnad i hållfasthetsegenskaper mellan de testade materialen. Dock visar diagrammet för varmdragprovning, figur 27 (b), en tendens till minskning av hållfastheten i materialet med högre manganhalt Dragning vid RT Rp0,2 Sträck- och brottgräns, MPa Rm Dievar 0,084%Mn Dievar 0,27%Mn Dievar 1,59%Mn Orvar 0,008%Si a Sträck- och brottgräns, MPa Varmdragning vid 500ºC Rp0, Rm Dievar 0,084%Mn Dievar 0,27%Mn Dievar 1,59%Mn Orvar 0,008%Si b Figur 27. Dragprovsresultat: (a) vid rumstemperatur (RT) och (b) vid förhöjd temperatur 500ºC. 28

29 4.4 Maskinbearbetningsstudier Pinnfrästesterna visar att manganhalten i stålet påverkar verktygslivslängden. Vid skärtester med 1 mm radiellt skärdjup, ökade fasförslitningen likartat i alla material till 5000 mm bearbetningslängd. Därefter utvecklades förslitningen snabbt i Dievar 0,084 vikts% Mn, Dievar 0,27 vikts% Mn och Orvar 0,008 vikts% Si, där Orvar uppvisade det sämsta bearbetbarheten. Vid bearbetningen av Dievar-stålet med hög manganhalt 1,59 vikts% gick pinnfräsen mer än dubbla fräslängden i jämförelse med andra material, figur 28 (a). Skillnaden i skärbarheten mellan Dievar 0,084 vikts% Mn och Dievar 1,59 vikts% Mn vid skärtester med 2 mm radiellt skärdjup, var också synlig, då förslitningen utvecklades snabbare i Dievar 0,084 vikts% Mn, figur 28 (b). Skillnaden mellan de andra materialen kunde man dock inte se på grund av att pinnfräsen havererade under testet. Fasförslitning, mm 0,35 0,30 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 V = 100 m/min fz = 0,05 mm/tand ap = 4 mm ae = 1 mm Dievar 0,084%Mn Dievar 0,27%Mn Dievar 1,59%Mn Orvar 0,008%Si 0, Bearbetningslängd, mm a Fasförslitning, mm 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 V = 100 m/min fz = 0,05 mm/tand ap = 4 mm ae = 2 mm Dievar 0,084%Mn Dievar 0,27%Mn Dievar 1,59%Mn Orvar 0,008%Si Haveri Haveri Haveri 0, Bearbetningslängd, mm b Figur 28. Förslitningsdiagram för pinnfräsning av olika material. Staplarna visar standardavvikelse mellan förslitningen av tre tänder. Radiellt skärdjup är (a) 1 mm och (b) 2 mm. 29

30 4.5 Skärkrafter Mätningen av skärkrafterna under pinnfräsningen har inte visat någon stor skillnad mellan de testade materialen, figur Total skärkraft, N Dievar 0,084%Mn Dievar 0,27%Mn Dievar 1,59%Mn Orvar 0,008%Si Figur 29. Totala skärkraften under pinnfräsning av testade material. Staplarna visar standardavvikelse av skärkraften under bearbetningen. Radiellt skärdjup under testet är 2 mm. 4.6 Förslitningsmekanismer Verktygets spån- och släppningssida analyserades i SEM med EDS mapping av Fe och W som visade påkletning respektive förslitning på verktyget. Under bearbetningen av Dievar 1,59 vikts% Mn var både förslitningen och påkletningen mindre än vid bearbetning av andra material, figur 30 och 31. SEM undersökningar utfördes när pinnfräsarna har gått mm i materialet Orvar 0,008 vikts% Si, Dievar 0,27 vikts% Mn, Dievar 0,084 vikts% Mn respektive mm i materialet Dievar 1,59 vikts% Mn. Påkletningen orsakade adhesiv nötning och urflisning av fräsens skäregg, vilket ledde till att förslitningen utvecklades hastigare i Orvar 0,008 vikts% Si, Dievar 0,27 vikts% Mn och Dievar 0,084 vikts% Mn. 30

31 a b c d Figur 30. SEM bilder av släppningssidan på pinnfräsen efter bearbetning i (a) Dievar 0,084 vikts% Mn, (b) Dievar 0,27 vikts% Mn, (c) Dievar 1,59 vikts% Mn och (d) Orvar 0,008 vikts% Si. Bearbetningslängd i (a), (b) och (d) var mm och i (c) var mm. Bilderna längst till höger visar släppningssidan i BSED, mitten är EDS mapping av Fe och längst till vänster är EDS mapping av W. 31

32 a b c d Figur 31. SEM bilder av spånsidan på pinnfräsen efter bearbetning i (a) Dievar 0,084 vikts% Mn, (b) Dievar 0,27 vikts% Mn, (c) Dievar 1,59 vikts% Mn och (d) Orvar 0,008 vikts% Si. Bearbetningslängd i (a), (b) och (d) var mm och i (c) var mm. Bilderna längst till höger visar spånsidan i BSED, mitten är EDS mapping av Fe och längst till vänster är EDS mapping av W. 32

33 5. Diskussion 5.1 Mangans inverkan på mikrostruktur och mekaniska egenskaper Mangan är ett austenitstabiliserande element som minskar temperaturen av ferrit-austenit omvandlingen i stål [6]. Dilatometerundersökningar visade att Ac1 temperaturen minskade i Dievar från 850 till 730ºC när Mn-halten ökade från 0,084 till 1,59 vikts%, tabell 6. SEM undersökningar av mikrostrukturen visade att Dievar med lägre Mn-halt innehöll fler och större molybdenrika primära karbider än Dievar med 1,59 vikts% Mn, figur 25 (a-c). Primära karbider är karbider som inte blivit upplösta i austeniten under härdning. Dievar med 1,59 vikts% Mn hade betydlig lägre Ac1 temperatur än de andra stålen men vid härdningen så austenitiserades samtliga material vid 1020ºC. Detta betyder att austeniten i Dievar 1,59 vikts% Mn kunde lösa upp mer karbider i grundmassan. Mangan, som alla andra substitutionella legeringselement, rapporteras höja stålets hållfasthet [5]. Material med finare korn brukar ha högre hållfasthet än material med större korn [5]. Dievar 1,59 vikts% Mn hade mer subtitutionella Mn-atomer i grundmassan samt finare korn än de andra undersökta materialen. Dock visade dragtesterna vid RT, i denna studie, ingen stor skillnad i hållfasthetsegenskaperna mellan Dievar materialen med olika Mn-halt, se figur 27 (a). Dragtesterna vid 500ºC visade dock en tendens till minskning av hållfastheten i materialet med högre manganhalt, se figur 27 (b). 5.2 Mangans inverkan på skärbarhet Figur 28 visar fasförslitning som funktion av bearbetningslängd när man fräser i Dievar med olika Mn-halt. Upp till 5000 mm bearbetningslängd ökade fasförslitningen likadant i alla Dievar-material. Därefter utvecklades förslitningen snabbt i Dievar med lägre Mn-halt på grund av stor urflisning av verktygets skäregg. Fasförslitningen vid bearbetning av Dievar 1,59 vikts% Mn ökade gradvis med bearbetningslängden. Pinnfräsens livslängd blev ungefär den dubbla fräslängden jämfört med i andra material. Pinnfräsar gick respektive mm till fasförslitning 0,2 mm vid bearbetning av Dievar 0,084 och 0,27 vikts% Mn respektive Dievar 1,59 vikts% Mn, figur 28 (a). SEM undersökningar visade att mer material var påkletat på verktygets spån- och släppningssida när man bearbetar Dievar med lägre Mn-halt, se figur 30 och 31. Påkletningen orsakade adhesiv nötning och urflisning av fräsens skäregg, vilket ledde till att förslitningen utvecklades hastigare i Dievar med lägre Mn-halt. Viktiga faktorer som påverkar verktygslivslängden är skärkraft och skärtemperatur. Höga krafter orsakar höga belastningar på skäreggen samt höga temperaturer orsakar verktygsmjuknande och plastisk deformation. Skillnaden i skärbarheten mellan Dievar med 33

34 olika Mn-halt kunde inte förklaras med skillnaden i skärkrafter, de uppmätta skärkrafterna under bearbetning var, lika i samtliga material, se figur 29. Skärkrafter är beroende av följande egenskaper hos materialet som bearbetas: varmhållfasthet, duktilitet och förmåga till deformationshårdnande. Något mindre värde i R p0,2 och R m av Dievar 1,59 vikts% Mn vid 500ºC än i Dievar med lägre Mn-halt resulterade inte i lägre skärkrafter vid bearbetningen och kunde inte kopplas till varför Dievar 1,59 vikts% Mn hade bättre skärbarhet. Det kan bero på att deformationshastigheten under bearbetningen är betydligt högre än deformationshastigheten vid dragtestet. Temperaturen i skärzonen är troligen också mycket högre än den som används vid varmdragningen. 5.3 Hypotesundersökning Tidigare undersökningar och simuleringar ledde till hypotesen att material med låga austenitiseringstemperaturer, Ac1, maskinbearbetas svårare än material med högre austenitiseringstemperaturer. De höga temperaturerna i skärzonen vid spånavskiljande bearbetning av martensitiskt stål resulterar i austenitomvandling i materialet. Omvandlingen startar vid lägre temperatur i stålet med lägre Ac1 temperaturen och man antar att det är svårare att bearbeta austenit än martensit. Det är känt att austenitiska stål är svårbearbetade på grund av dess höga påkletningsbenägenhet och höga seghet. De genomförda undersökningarna bekräftade inte hypotesen. Dievar 1,59 vikts% Mn hade betydligt lägre Ac1 temperatur än andra Dievar material men visade sig vara lättare att bearbeta. Modifierad Orvar med 0,008 vikts% Si hade samma Ac1 temperatur som Dievar 0,27 vikts% Mn, tabell 6, och var också svårbearbetad, figur 28 (a). Skillnaden i skärbarheten mellan Orvar 0,008 vikts% Si och Dievar 0,084 vikts% Mn och 0,27 vikts% Mn berodde på skillnaden i Si halt mellan stålen [16]. Manganhalten i Dievar är i dag 0,5 vikts% Mn. Ett förslag är att höja Mn-halten något i Dievar för att förbättra skärbarheten. Mangans inverkan på Dievars mekaniska egenskaper blir troligen minimalt. 34