EP0299948A2 - Verfahren und Schmiedemaschine zur Herstellung von Verbundkörpern - Google Patents

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EP0299948A2
EP0299948A2 EP88890141A EP88890141A EP0299948A2 EP 0299948 A2 EP0299948 A2 EP 0299948A2 EP 88890141 A EP88890141 A EP 88890141A EP 88890141 A EP88890141 A EP 88890141A EP 0299948 A2 EP0299948 A2 EP 0299948A2
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EP
European Patent Office
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workpiece
deformation
tools
truncated cone
layer
Prior art date
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Ceased
Application number
EP88890141A
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English (en)
French (fr)
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EP0299948A3 (de
Inventor
Hans Dr.-Ing. Hojas
Franz. Ing. Hildebrand
Walter Kroissenbrunner
Bruno Dipl.-Ing. Hribernik
Werner Dr.-Ing. Mitter
Günter Dipl.-Ing. Preininger
Robert Dipl.-Ing. Bauer
Josef Sonnleitner
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
Boehler GmbH
GFM Gesellschaft fuer Fertigungstechnik und Maschinenbau AG
Original Assignee
Boehler GmbH
GFM Gesellschaft fuer Fertigungstechnik und Maschinenbau AG
Boehler GmbH Germany
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Filing date
Publication date
Application filed by Boehler GmbH, GFM Gesellschaft fuer Fertigungstechnik und Maschinenbau AG, Boehler GmbH Germany filed Critical Boehler GmbH
Publication of EP0299948A2 publication Critical patent/EP0299948A2/de
Publication of EP0299948A3 publication Critical patent/EP0299948A3/de
Ceased legal-status Critical Current

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    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B22—CASTING; POWDER METALLURGY
    • B22F—WORKING METALLIC POWDER; MANUFACTURE OF ARTICLES FROM METALLIC POWDER; MAKING METALLIC POWDER; APPARATUS OR DEVICES SPECIALLY ADAPTED FOR METALLIC POWDER
    • B22F3/00—Manufacture of workpieces or articles from metallic powder characterised by the manner of compacting or sintering; Apparatus specially adapted therefor ; Presses and furnaces
    • B22F3/17—Manufacture of workpieces or articles from metallic powder characterised by the manner of compacting or sintering; Apparatus specially adapted therefor ; Presses and furnaces by forging
    • B22F3/172—Continuous compaction, e.g. rotary hammering
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21J—FORGING; HAMMERING; PRESSING METAL; RIVETING; FORGE FURNACES
    • B21J5/00—Methods for forging, hammering, or pressing; Special equipment or accessories therefor
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21J—FORGING; HAMMERING; PRESSING METAL; RIVETING; FORGE FURNACES
    • B21J7/00—Hammers; Forging machines with hammers or die jaws acting by impact
    • B21J7/02—Special design or construction
    • B21J7/14—Forging machines working with several hammers
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B22—CASTING; POWDER METALLURGY
    • B22F—WORKING METALLIC POWDER; MANUFACTURE OF ARTICLES FROM METALLIC POWDER; MAKING METALLIC POWDER; APPARATUS OR DEVICES SPECIALLY ADAPTED FOR METALLIC POWDER
    • B22F7/00—Manufacture of composite layers, workpieces, or articles, comprising metallic powder, by sintering the powder, with or without compacting wherein at least one part is obtained by sintering or compression
    • B22F7/06—Manufacture of composite layers, workpieces, or articles, comprising metallic powder, by sintering the powder, with or without compacting wherein at least one part is obtained by sintering or compression of composite workpieces or articles from parts, e.g. to form tipped tools
    • B22F7/08—Manufacture of composite layers, workpieces, or articles, comprising metallic powder, by sintering the powder, with or without compacting wherein at least one part is obtained by sintering or compression of composite workpieces or articles from parts, e.g. to form tipped tools with one or more parts not made from powder

Definitions

  • the invention relates to a method for producing composite rods according to the preamble of patent claim 1. Furthermore, the invention relates to a radial forging machine according to the preamble of patent claim 8.
  • Composite rods consist of two or more materials, which have different mechanical and / or chemical properties and are preferably used in machine, apparatus and tool construction, etc., if several different stresses occur on the part at the same time.
  • the aim of the invention is to create a method with the multi-layer composite rods made of solid and / or powdery raw material components to achieve a perfect metallic bond between the material layers or an optimal composite structure, a practically 100% density of the products, a required dimensional accuracy and a high output can be produced.
  • the outer layer of the composite rod is made from metal powder, encapsulation is required. If the composite steel is to be produced from two metal powders of different compositions, these powders should preferably be separated by a thin tubular sheet insert. This sheet metal insert must form a metallic bond with both materials or be able to represent a binding aid. The thickness of the separating plate is significantly reduced during the deformation of the primary material.
  • the gap between the workpiece parts and / or the filled powder is (are) subjected to a vacuum and / or protective gas treatment on the primary material body, and then heated to the deformation temperature.
  • Precompaction e.g. of the powder
  • preforming can also be carried out beforehand.
  • FIG. 1 shows a schematic representation of the circular forging by radial forming, a) hammers with a flat track (flat hammers), b) hammers with a curved track (round hammers); Fig. 2 occurring stresses in round forging; 3 (0 ° rotation) and 4 (13.5 ° rotation) comparisons of the normal stress ⁇ r at the shell-core interface for flat hammers and "round hammers".
  • the stresses are plotted as a function of the arc length, an element width being chosen as the unit of length.
  • 16 is a schematic Cut; 17 shows a section perpendicular to the workpiece axis; 18 shows a section through the tools of a three-hammer forging machine; 19 shows a section through a compound round rod produced on a flat hammer forging machine; 20 and 21 sections through composite rods produced on a rotary hammer machine; 22 shows a tool with a plurality of sections with different conical working surfaces; 23 a tool with work surfaces with partially curved generatrices and FIG. 24 a section of a workpiece.
  • FIGS. 1a and 1b The geometrical relationships used for the calculations in compound forging with flat and "round hammers" are shown schematically in FIGS. 1a and 1b.
  • the four hammers are engaged at the same time.
  • the rod is advanced in the axial direction from left to right as shown in FIGS. 1a and 1b and also rotated.
  • an angle of rotation of 13.5 ° per stroke and a deformation path of the hammers per stroke of 0.447 mm were assumed in order to be able to investigate the efficiency of the new process.
  • a round composite was investigated with the cold work steel X 155 CrVMo 12 1 as the core and the case hardening steel 16 MnCr 5 as the shell.
  • the outer diameter of the casing material was 180 mm and the inner diameter was 85 mm.
  • the radius of curvature of the round hammers was assumed to be 100 mm.
  • the medium stress ⁇ m represents the hydrostatic part of the stress tensor and gives an indication of the risk of brittle fracture.
  • the higher ⁇ m in the tensile area the more likely it is that the contact surface will tear open or a metallic connection will be prevented.
  • the tangential stresses (Fig. 5, 6) are in all cases in the pressure range up to about 40 N / mm2, whereby the higher stresses occur when forging with the round hammer.
  • the medium stress characterizing the hydrostatic pressure component is at the end of the first stroke in the non-depressed part of the workpiece by about 3 N / mm2 tension (Fig. 7), while when using the "rotary hammer" compressive stresses between 10 N / mm2 and 35 N / mm2 occur continuously .
  • the risk of tearing open at the round hammer is particularly clear Contact areas.
  • the medium voltage After the second stroke, even when using the flat hammer, the medium voltage only reaches slight positive values in part of the contact area (Fig. 8).
  • the shear stresses ⁇ rt and ⁇ rz can cause shearing at the contact surfaces.
  • the stresses ⁇ rt for flat and "round hammers" are plotted over the arc length. They reach a maximum value of approx. 20 N / mm2, in which case there are no significant differences between flat and round hammers.
  • the maximum value of the shear stress ⁇ rz for the flat hammer is approx. 16 N / mm2, for the round hammer it is approx. 2 N / mm2, which is a comparatively much more favorable value.
  • a graphic representation of this shear stress has been omitted.
  • both tangential and radial tension are in the pressure range (6 to 7 N / mm2 for the flat hammer and 28 to 29 N / mm2 for the "round hammer”).
  • the medium tension ⁇ m is in the order of 10 N / mm2 when using the flat hammer Werner, while for the "Rundhammer” compressive stresses of the same order of magnitude arise.
  • the low risk of cracks in round forging with "round hammers” is also quantitatively proven.
  • FIGS. 20 and 21 round rods result in the procedure according to the invention, in which the individual layers are arranged concentrically on average despite the deformation and have a cylindrical shape along their connection.
  • FIG. 19 shows a section through a round rod produced on a flat hammer arbitration machine, in which the action of the individual blows of the flat hammers can be seen; the layers are no longer concentric with each other; the irregularities result in reduced strength and deteriorate wear behavior.
  • Fig. 15 is schematically the forging of a two layers 2, 2 'existing workpiece that produces a composite round rod 1 with four hammers 4 with conical striking surfaces 6.
  • Fig. 16 shows schematically in section the production of a composite round rod 1, in which the inner layer 2 is formed from a metal powder which is baked together and welded to the outer layer 2 ', the work piece is deformed in the hammers 4 to an outer shape corresponding to a truncated cone 5.
  • the outer layer could be formed by a metal powder located in a block capsule, which is welded to an inner core.
  • Fig. 17 shows a section through the hammers 4 of a four-hammer radial forging machine and a workpiece with three layers 2, 2 ', 2 ⁇ , the middle layer 2 ⁇ being a powder layer, e.g. can be made of Ni powder, which strengthens the connection of the other two layers 2 and 2 'or prevents carbon depletion of one of the layers or the formation of brittle phases.
  • a powder layer e.g. can be made of Ni powder, which strengthens the connection of the other two layers 2 and 2 'or prevents carbon depletion of one of the layers or the formation of brittle phases.
  • Fig. 18 shows a section through a three-hammer radial forging machine and a workpiece in which an inner powder layer 2 ⁇ is surrounded by layers 2 and 2 'of different metals.
  • the deformation is intended to detect the entire circumference of the workpiece 3 on the same side;
  • the forging tools 4 which each have a working surface 5 in the form of a partial truncated cone surface, have a truncated cone 6 that is as closed as possible in their bottom dead center position.
  • the spaces between the tools 4 in the bottom dead center position are kept as small as possible.
  • the tools 4 strike simultaneously in one plane and, in order to avoid the occurrence of burrs or to achieve a uniform forging, the workpiece is not only advanced axially with a manipulator, not shown, but also by a certain angle after each working stroke its axis ge turns.
  • FIG. 22 shows a section through tools 4 which form a number of successive truncated cone sections A, B, C.
  • the number of sections and the angle of inclination of the individual wall surfaces 5 of the tools which determines the instantaneous degree of deformation of the workpiece, is selected depending on the materials to be forged. For example, also only a section or sections with the same inclination can be provided, between which sections with different inclinations lie.
  • the tubular hammer shown in Fig. 1b also shows two truncated cone sections of different conicity.
  • the generatrices of the truncated cones are not straight lines but are curved inwards or outwards, so that the striking surfaces are curved in two mutually perpendicular directions.
  • the transitions between the truncated cone sections can be rounded.
  • Such a tool is shown in FIG. 23.
  • the area A has conical work surfaces 5, while the areas B and D bulge into the interior of the tool and the area C has a work surface 5 bulged outwards. In the bottom dead center position, the working surfaces of the tool thus form the shape of a number of bulged truncated cones.
  • Fig. 24 shows the structure of a raw material body consisting of an inner powder core 2 ⁇ , which is arranged in a tube 2, which is closed on its end face 8 after evacuation.
  • the tube 2 is surrounded by a connection aid 7, for example a thin layer Ni powder, which in turn is surrounded by a tube 2 '.
  • the tube 2 ' is surrounded by a sheet metal capsule 9, in which a further layer of powder 2 ⁇ is arranged.
  • the workpieces can be deformed by hitting or pressing on the tools.
  • the powder layers are enclosed in sheet metal capsules and applied to a core or inserted into a tube forming a layer of the primary material body. It is also possible to apply the powder directly to a core and then encapsulate it from the outside.
  • the powder is advantageously heated after an evacuation and a closure of the powder chamber or under protective gas.
  • connecting aids in the form of thin sheet metal inlays powder layers, e.g. made of Ni, from applied to a layer galvanic, plasma-deposited or the like. Layers, e.g. made of Ni, etc., which form stable metallic connections with the adjacent layers.
  • Composites with different properties can be manufactured with favorable interventions in the structure and better connection of the individual layers.
  • All types of steel and alloys, such as tool steels, are used as material for the individual layers Question;
  • the manufactured composite materials are used, for example, to produce machine parts, stamps, high-pressure pipes, tools, etc.
  • the forging temperatures in the present process are selected on the basis of the temperatures known for the alloys used.
  • the engraving was made.
  • the engraving surface produced a much higher durability and quality compared to conventionally manufactured materials.
  • a cold-forming die was made from the second part of the composite rod for the production of plow screws or gate screws. When these screws are created, high expansion stresses and signs of wear occur in the die. In practical use, this die was able to be used three times longer, which revealed the high quality of the materials and the metallic composite.
  • a conventionally produced steel rod of the alloy brand C45 according to DIN with a diameter of 300 mm was concentrically connected with a capsule made of carbon steel, which had a diameter of 380 mm.
  • the space between the capsule shell and the core was filled with high-speed steel powder of the alloy brand S 12-0-5-5 and pre-compacted by vibration. This was followed by evacuation with the action of vibration and subsequent closing of the capsule.
  • the hot-formed was carried out with rotary hammers to an outer diameter of the composite rod of 250 mm, which corresponds to a degree of deformation of 2.3 to 1. After the blank was soft-annealed, a roller mill was roughly manufactured.
  • the subsequent hardening of the blank was matched to the high-speed steel alloy of the outer part, after which the finishing was carried out by sleeping. Machining as well grinding was also much easier and more cost-effective, which revealed the corresponding quality and homogeneity of the outer material. Furthermore, there were no signs of distortion during the hardening process. In practical operation, it was found that even when these composite milling cutters were subjected to impact stresses, no cracking, which usually starts from the internal keyway, was shown. Furthermore, the service life that could be achieved was 1.9 times that of conventionally manufactured milling cutters. This is particularly noteworthy because a tool geometry was used which produces significantly higher cutting performance, but shows extremely high signs of wear in conventionally manufactured milling cutters.
  • a composite steel was produced as follows: In a pre-forged and machined tubular body made of an alloy (material number 1.7765) with an outer diameter of 170 mm and an inner diameter of 120 mm, a core made of free-cutting steel (material number 1.0737) with a Outside diameter of 80 mm introduced centrally. The space was filled with alloy powder (material number 2.4979), after which a pre-compression was carried out by pressing. The powder room was sealed airtight after the evacuation. After the blank had been heated to a temperature of 1180 ° C., it was forged with round hammers to a composite rod diameter of 100 mm, which corresponds to a deformation of 2.9 to 1.
  • a composite steel was manufactured following.
  • a tube with an inner diameter of 100 mm and an outer diameter of 200 mm was set axially symmetrically in a capsule.
  • Both the outer space between the tube of the capsule, which had a diameter of 380 mm, and the inner space of the tube were filled with alloy powder (material number 1.7220), which was precompressed with shaking.
  • the blank was heated to a temperature of 1175 ° C. within 7 hours.
  • the hot deformation was carried out on a radial forging machine using round hammers with a cone angle of 6 °.
  • the final cross-section was 280 mm, which corresponded to a deformation of 1.84 to 1.
  • the blank was machined, a 55 mm diameter hole was drilled centrally and the outer zone was provided with a spiral screw contour.
  • this machine part no distortion occurred because the binding surfaces were axially symmetrical and concentric. In practical operation, this was subjected to the highest stress Machine part an extremely high service life improvement of 11.5-fold can be achieved because on the one hand the wear resistance of the working zones was significantly increased and on the other hand the tough intermediate layer made of tempered steel absorbed the tensile and bending stresses of this hollow screw, whereby crack formation or premature breakage could be avoided.
  • Valve spindles are exposed to high torsional stress and must have adequate wear resistance and corrosion resistance, especially in the area of the valve seat.
  • Composite material was produced for the valve stem production, whereby the blank consisted of an outer tube with a diameter of 80 mm or an inner diameter of 60 mm, into which an inner cylinder was inserted with a clearance of 0.8 mm on average.
  • the outer tube was made from the alloy according to material number 1.4116, the inner part from a material according to material number 1.4006.
  • the annular space was flushed with inert gas and then the annular gap was closed to prevent the entry of oxygen.
  • the round hammer forging on the radial forging machine was carried out at a temperature of 1150 ° with a deformation of 1.78 to 1.
  • the valve spindles were of significantly higher quality, which was documented by improved break resistance and service life.

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Abstract

Die Erfindung betrifft ein Verfahren und eine Vorrichtung zur Herstellung von zwei- oder mehrlagigen Verbundstäben aus zylindrischen, zentrisch zueinander angeordneten La­gen unterschiedlicher Werkstoffe aufweisenden Werkstücken bzw. Vormaterialkörpern unter Einsatz von in einer zur Stabachse senkrechten Ebene gleichzeitig auf das Werk­stück einwirkenden, insbesondere schlagenden oder drückenden und dieses verformenden Werkzeugen. Erfin­dungsgemäß ist vorgesehen, daß das Werkstück fortschrei­tend über seine Länge im Verformungsbereich der zumindest einen Abschnitt mit einer kegeligen Arbeitsfläche be­sitzenden Werkzeuge einer Verformung zu zumindest einem (Kreis)Kegelstumpf unterworfen wird.

Description

  • Die Erfindung betrifft ein Verfahren zur Herstellung von Verbundstäben gemäß dem Oberbegriff des Patentanspruches 1. Ferner betrifft die Erfindung eine Radial-Schmiede­maschine gemäß dem Oberbegriff des Patentanspruches 8.
  • Verbundstäbe bestehen aus zwei oder mehreren Werkstoffen, welche unterschiedliche mechanische und/oder chemische Eigenschaften aufweisen und vorzugsweise im Maschinen-, Apparate- und Werkzeugbau etc. Einsatz finden, wenn gleichzeitig mehrere unterschiedliche Beanspruchungen an dem Teil auftreten.
  • Versuche zur Verbundmaterialherstellung durch Walzen oder durch Pressenschmieden des aus zwei Lagen bestehenden Vormaterials sind bekannt, lassen sich jedoch erfolgreich nur bei bestimmten Werkstoffen durchführen bzw. führen auch aufgrund unterschiedlicher Festigkeits- und Fließ­eigenschaften der Werkstoffe bei der Warmformgebungstem­peratur zu Bindungsfehlern.
  • Es ist auch bekanntgeworden, Radialschmiedemaschinen mit vier gleichzeitig schlagenden Hämmern für die Verbund­stahlherstellung einzusetzen, um einen mehrseitigen Druck auf das Schmiedestück zu bewerkstelligen. Auch dieses Verfahren hat sich nicht durchgesetzt, weil bei der Schmiedung bzw. Warmformgebung mit den üblichen Werkzeu­gen (Hämmern) stellenweise (teilweise) keine metallische Verbindung zwischen den Teilen aus verschiedenen Werk­stoffen gebildet wird und beim Verbundschmieden unbeab­sichtigte geometrische Ausbildungen des Kernmaterials bzw. der Bindefläche auftreten.
  • Ziel der Erfindung ist die Erstellung eines Verfahrens mit dem mehrlagige Verbundstäbe aus festen und/oder pul­verförmigen Vormaterialkomponenten unter Erzielung einer vollkommenen metallischen Bindung zwischen den Werkstoff­lagen bzw. einer optimalen Verbundstruktur, einer prak­tisch 100 %igen Dichte der Erzeugnisse, einer geforderten Maßhaltigkeit und einem hohen Ausbringen hergestellt werden können.
  • Dieses Ziel wird bei einem Verfahren der eingangs ge­nannten Art gemäß den Merkmalen des Kennzeichens des Pa­tentanspruchs 1 erreicht. Eine leistungsfähige Schmiede­maschine, insbesondere zur Durchführung dieses Verfah­rens, wird gemäß den Merkmalen des Kennzeichens des Pa­tentanspruchs 8 erstellt. Aufgrund dieser Vorgangsweise und Werkzeugausbildung kann das Werkstück einem die ge­wünschte Verbindung der Lagen mit sich bringenden Schmie­devorgang unterworfen werden, wobei die Verformung gering ist, jeweils weitgehend den gesamten Umfangsbereich er­faßt und nicht durch einen unkontrollierten radialen Ma­terialfluß beeinträcktigt wird. Der Schmiedevorgang läuft in kürzester Zeit ab und erlaubt hohe Verarbeitungs­kapazitäten.
  • Es hat sich überraschenderweise gezeigt, daß, wenn drei oder mehrere Rundhämmer in Radialschmiedemaschinen gleichzeitig schlagend auf den Vormaterialkörper ein­wirken, das Voreilen der oberflächennahen Materialzonen vermindert wird und optimale Verhältnisse betreffend die Spannungen und den Materialfluß im Hinblick auf eine vollkommene metallische Bindung zwischen den Werkstoffen, eine praktisch 100 %ige Dichte der Erzeugnisse, eine ge­forderte Maßhaltigkeit beim Verformen und ein hohes Aus­bringen geschaffen werden.
  • Der Einfluß der Hammergeometrie beim Verbundschmieden von Rundstäben auf die Spannungen und Verzerrungen an der Kontaktfläche ist von großer Bedeutung, da beim Schmieden von Rundverbunden die Gefahr des Aufreißens bereits ver­bundener Teile der Kontaktfläche besteht. Außer der Ober­flächenbeschaffenheit von Hüllen- und Kernmaterial sind dabei die an der Kontaktfläche während des Schmiedens auftretenden Spannungen beachtenswert.
  • Es hat sich weiters überraschend gezeigt, daß Hämmer mit, insbesondere gleichmäßig, gekrümmter Arbeitsfläche wegen der größeren Umschließung des Werkstückes einen relativ zu Flachhämmern höheren hydrostatischen Spannungsanteil hervorrufen und damit die Gefahr des Wiederauftrennens an den Kontaktflächen geringer ist und die Druckspannungen gleichmäßig und tief in einem großen Bereich des Schmie­destücks ausgebildet werden.
  • Dies ermöglicht die uneingeschränkte Herstellung von Zwei- und Mehrfach-Verbundstäben aus Vormaterialkörpern, welche aus festen und/oder pulverförmigen Teilen zusam­mengesetzt sind und beispielsweise den folgenden Aufbau aufweisen können (die Aufzählung der Schichten erfolgt von außen nach innen).
    • 1. Fest-Fest
    • 2. Fest-Fest-Fest usw.
    • 3. Fest-Pulver
    • 4. Fest-Pulver-Fest usw.
    • 5. Pulver-Fest
    • 6. Pulver-Fest-Pulver usw.
    • 7. Pulver-Pulver
    • 8. Pulver-Pulver-Pulver usw.
    • 9. Pulver-Pulver-Fest usw.
    • 10. Fest-Fest-Pulver usw.
  • Wird die Außenschicht des Verbundstabes aus Metallpulver erzeugt, so ist dafür eine Kapselung erforderlich. Sollte der Verbundstahl aus zwei Metallpulvern unterschiedlicher Zusammensetzung erzeugt werden, so sind diese Pulver vor­zugsweise durch eine dünne rohrförmige Blecheinlage zu trennen. Diese Blecheinlage muß mit beiden Werkstoffen eine metallische Bindung eingehen bzw. eine Bindehilfe darstellen können. Während der Verformung des Vormate­rials wird die Stärke des Trennbleches wesentlich ver­mindert.
  • Dabei ist vorteilhaft, wenn am Vormaterialkörper der Spalt zwischen den Werkstückteilen und/oder das einge­füllte Pulver einer Vakuum- und/oder Schutzgasbehandlung ausgesetzt und verschlossen wird (werden), worauf das Aufwärmen auf Verformungstemperatur erfolgt. Vorab kann noch ein Vorverdichten (z.B. des Pulvers) bzw. eine Vor­verformung erfolgen.
  • Die Erfindung wurde durch Berechnungen sowie durch prak­tische Beispiele bzw. Versuche der Verbundmaterialher­stellung und Untersuchungen des Produktes bestätigt.
  • Weitere erfindungsgemäße Ausgestaltungen des erfindungs­gemäßen Verfahrens und der erfindungsgemäßen Vorrichtung sind den Unteransprüchen, der Beschreibung und den Zeich­ nungen zu entnehmen.
  • Im folgenden wird die Erfindung anhand der Zeichnungen beispielsweise näher erläutert. Es zeigen Fig. 1 eine schematische Darstellung des Rundverbund-Schmiedens durch Radialumformung, a) Hämmer mit Flachbahn (Flachhämmer), b) Hämmer mit gekrümmter Bahn (Rundhämmer); Fig. 2 auf­tretende Spannungen beim Rundverbund-Schmieden; Fig. 3 (0° Drehung) und 4 (13,5° Drehung) Vergleiche der Normal­spannung δr an der Grenzfläche Hülle - Kern für Flach­hammer und "Rundhammer". Die Spannungen sind aufgetragen als Funktion der Bogenlänge, wobei als Längeneinheit eine Elementbreite gewählt wurde. Es sind die Verhältnisse nach dem ersten Schlag (0° Drehung) und nach dem zweiten Schlag (13,5° Drehung) dargestellt; Fig. 5 (0° Drehung) und 6 (13,5° Drehung) einen Vergleich der Tangential­spannungen δt an der Grenzfläche Hülle - Kern für Flachhammer und "Rundhammer" (Auftragung analog Fig. 7, 8); Fig. 7 (0° Drehung) und 8 (13,5° Drehung) einen Ver­gleich der Mittelspannung δm an der Grenzfläche Hülle - Kern für Flachhammer und "Rundhammer"; Fig. 9 (0° Dre­hung) und 10 (13,5° Drehung) einen Vergleich der Schub­spannungen τrt an der Grenzfläche Hülle - Kern für Flachhammer und "Rundhammer"; Fig. 11 und 12 eine Ab­bildung der Verschiebungsgeschwindigkeiten zu Ende des ersten Schlages für Flachhammer und für "Rundhammer"; Fig. 13 den Kraftverlauf über dem Arbeitshub der Hämmer (Vergleich Flachhammer - "Rundhammer"); Fig. 14 eine Tabelle mit Spannungswerten im Zentrum für Flachhammer und "Rundhammer"; (Die Fig. 3 bis 14 basieren auf den Er­gebnissen der Berechnungen, die durch Versuche bestätigt wurden); Fig. 15 eine schematische Ansicht einer Vier­hammerschmiedemaschine; Fig. 16 einen schematischen Schnitt; Fig. 17 einen Schnitt senkrecht zur Werkstück­achse; Fig. 18 einen Schnitt durch die Werkzeuge einer Dreihämmerschmiedemaschine; Fig. 19 einen Schnitt durch einen auf einer Flachhammerschmiedemaschine hergestellten Verbundrundstab; Fig. 20 und 21 Schnitte durch auf einer Rundhammermaschine hergestellte Verbundstäbe; Fig. 22 ein Werkzeug mit einer Mehrzahl von Abschnitten mit unter­schiedlichen kegeligen Arbeitsflächen; Fig. 23 ein Werk­zeug mit Arbeitsflächen mit zum Teil gekrümmten Erzeugen­den und Fig. 24 einen Schnitt eines Werkstückes.
  • Die für die Berechnungen herangezogenen geometrischen Verhältnisse beim Verbundschmieden mit Flach- und "Rund­hammer" sind in Fig. 1a und 1b schematisch dargestellt. Die vier Hämmer sind jeweils gleichzeitig im Eingriff. Nach jedem Schlag wird der Stab in Achsrichtung von links nach rechts gemäß Fig. 1a und 1b vorgeschoben und dabei auch gedreht. Repräsentativen Betriebsbedingungen ent­sprechend wurde ein Drehwinkel je Hub von 13,5° und ein Verformungsweg der Hämmer je Schlag von 0,447 mm ange­nommen, um Untersuchungen über die Effizienz des neuen Verfahrens anstellen zu können. Untersucht wurde ein Rundverbund mit dem Kaltarbeitsstahl X 155 CrVMo 12 1 als Kern und dem Einsatzstahl 16 MnCr 5 als Hülle. Zu Beginn der Verformung betrug der Außendurchmesser des Hüllen­materials 180 mm und der Innendurchmesser 85 mm. Der Krümmungsradius der Rundhämmer wurde mit 100 mm ange­nommen.
  • Kern und Hülle hatten einen Elastizitätsmodul und eine Querdehnungszahl von E = 10⁵ N/mm² und γ = 0,3.
  • Es wurde elastisch-ideal-plastisches Materialverhalten vorausgesetzt mit einer Fließspannung von 50
    Figure imgb0001
    für den Kern und 42
    Figure imgb0002
    für die Hülle. Die Verformungstemperatur wurde mit 1200°C festgesetzt.
  • In Fig. 2 sind die einzelnen auftretenden Spannungs­komponenten dargestellt. Falls die Normalspannung in ra­dialer Richtung eine Zugspannung ist (positives Vorzei­chen), bewirkt sie bei entsprechendem Betrag ein Auf­reißen an der Kontaktfläche. Die Schubspannungen τrt und τrz hingegen können an der Kontaktfläche ein Ab­scheren des Mantels vom Kern bewirken.
  • Die Tangentialspannung δt kann allenfalls ein Auf­reißen in Längsrichtung bewirken. Eine derartige Gefähr­dung wird hier nicht in Betracht gezogen, da lediglich die Kontaktfläche eine potentielle Schwachstelle dar­stellt.
  • Die Mittelspannung δm stellt den hydrostatischen An­teil des Spannungstenors dar und gibt einen Hinweis auf Sprödbruchgefährdung. Je höher δm im Zugbereich liegt, desto eher ist mit einem Aufreißen an der Kontaktfläche zu rechnen bzw. eine metallische Verbindung wird verhin­dert. Je tiefer diese Spannung hingegen im Druckbereich (negatives Vorzeichen) liegt, desto eher werden vorhan­dene Fehlstellen an ihrer Ausbreitung gehindert oder sogar geschlossen. Bei extrem hohen hydrostatischen Drücken werden sogar spröde Materialien, wie z.B. Ge­steine, plastisch verformbar.
  • Fig. 3 und 4 zeigen den Verlauf der in radialer Richtung wirkenden Normalspannung δr über die Kontaktfläche Hülle - Kern. Als Funktion der Bogenlänge dieser Linie sind die Mittelwerte der Spannungen aufgetragen, die für benachbarte Hüllen- und Kernelemente berechnet wurden. Als Längeneinheit wurde eine Elementbreite gewählt, d.h. die Länge der Grenzlinie zwischen zwei benachbarten Elementen (in diesem Beispiel 8,34 mm = (42.5 mm. π/2) :8). Für den ersten Schlag (0° Drehung, Fig. 3) verlau­fen die Kurven aus Symmetriegründen bezüglich der Bogen­mitte spiegelbildlich. In den von den Hämmern nicht ge­drückten Bereichen herrscht im Falle des Flachhammers in radialer Richtung eine Zugspannung von etwa 10 bis 15 N/mm², während beim "Rundhammer" durchgehend Druck­spannungen auftreten (Fig. 3). Bei Ende des zweiten Schlages (nach 13,5° Drehung) sind wegen des bereits deformierten Werkstückes die oben erwähnten Symmetrien nicht mehr vorhanden (Fig. 4).
  • Hier ergaben sich im Falle des Flachhammers radiale Zug­spannungen über die halbe Bogenlänge, während bei Ver­wendung des "Rundhammers" durchgehend Druckspannungen auftreten.
  • Die Tangentialspannungen (Fig. 5, 6) liegen in allen Fällen im Druckbereich bis etwa 40 N/mm², wobei beim Schmieden mit dem Rundhammer wiederum die höheren Span­nungen auftreten.
  • Die den hydrostatischen Druckanteil charakterisierende Mittelspannung liegt bei Ende des ersten Schlages im nicht gedrückten Teil des Werkstückes um etwa 3 N/mm² Zug (Fig. 7) während bei Verwendung des "Rundhammers" durchgehend Druckspannungen zwischen 10 N/mm² und 35 N/mm² auftreten. Hier zeigt sich besonders deutlich die beim Rundhammer geringere Gefahr des Aufreißens an den Kontaktflächen. Nach dem zweiten Schlag erreicht die Mit­telspannung auch bei Verwendung des Flachhammers ledig­lich in einem Teil des Kontaktbereiches geringfügige positive Werte (Fig. 8).
  • Die Schubspannungen τrt und τrz (siehe Fig. 2) kön­nen ein Abscheren an den Kontaktflächen bewirken. In den Fig. 9 und 10 sind die Spannungen τrt für Flach- und "Rundhammer" über der Bogenlänge aufgetragen. Sie errei­chen einen Maximalwert von ca. 20 N/mm², wobei in die­sem Fall keine nennenswerten Unterschiede zwischen Flach- und Rundhammer festzustellen sind. Der Maximalwert der Schubspannung τrz beträgt für den Flachhammer ca. 16 N/mm², beim Rundhammer liegt er bei etwa 2 N/mm², also ein vergleichsweise wesentlich günstigerer Wert. Auf eine graphische Darstellung dieser Schubspannung wurde verzichtet. In Ergänzung dazu zeigt Fig. 14 einen Ver­gleich der im Zentrum des Kernmaterials nach 0,447 mm Arbeitsweg des Hammers auftretenden Spannungen bei Ver­wendung von Flach- und "Rundhammer". In Achsrichtung (z-Richtung) treten sowohl für Flach- als auch "Rund­hämmer" Zugspannungen im Bereich zwischen etwa 20 bis 40 N/mm² auf, die für den Flachhammer jeweils höher lie­gen. Beim ersten Schlag (0° Drehung) ergeben sich für den Flachhammer in tangentialer und radialer Richtung geringe Zugspannungen von etwa 2,8 N/mm², während beim Rund­hammer fast zehnmal so hohe Druckspannungen auftreten.
  • Beim zweiten Schlag (13,5° Drehung) liegen sowohl Tangen­tial- als auch Radialspannung im Druckbereich (6 bis 7 N/mm² beim Flachhammer und 28 bis 29 N/mm² beim "Rundhammer"). Die Mittelspannung δm liegt bei Verwen­dung des Flachhammers in der Größenordnung von 10 N/mm² Zug, während sich für den "Rundhammer" Druckspannungen derselben Größenordnung ergeben. Damit ist auch für das Zentrum die geringe Rißgefahr beim Rundverbund-Schmieden mit "Rundhämmern" quantitativ belegt.
  • Die Fig. 11, 12 zeigen die Geschwindigkeitsfelder des Ma­terialflusses nach dem ersten Schlag für den Flach- bzw. den "Rundhammer" (Arbeitshub des Hammers 0,447 mm). Die Pfeile sind proportional den Verschiebungsgeschwindig­keiten in den jeweiligen Punkten. Im Vergleich zum Flach­hammer zeigt sich bei Verwendung des "Rundhammers" ein wesentlich stärkerer Materialfluß. Den Vorteilen des "Rundhammers" gegenüber dem Flachhammer, nämlich gerin­gere Rißgefahr und stärkere Durchverformung, steht ein etwas höherer Kraftbedarf gegenüber.
  • Fig. 13 zeigt den Kraftverlauf über dem Arbeitshub der jeweiligen Hämmer. Die Kraft ist auf eine gedrückte Länge von 95,14 mm bezogen. Zu Ende des ersten Schlages (0° Drehung), also nach 0,447 mm Arbeitshub beträgt der Kraftbedarf beim "Rundhammer" etwa das Doppelte im Ver­gleich zum Flachhammer. Zu Ende des zweiten Schlages (13,5° Drehuing) beträgt dieser Unterschied nur mehr etwa 30 Relativprozent. Für den zweiten Schlag wurde auch der Kraftverlauf bis zum Zweifachen des ursprünglich ange­nommenen Arbeitshubes berechnet.
  • Insgesamt ergibt sich also, daß trotz des höheren Kraft­bedarfs der Schmiedemaschine für das Rundverbund-Schmie­den ein Hammer mit entsprechendem Hohlschliff einem sol­chen mit Flachbahn vorzuziehen ist, da die erzielten Vor­teile des Verbundwerkstoffs beträchtlich sind. Dies wurde rechnerisch und durch Versuche belegt.
  • Es hat sich erwiesen, daß beim Schmieden von Rundver­bunden die gewählte Hammergeometrie auf das Verschweißen der Kontaktflächen günstigen Einfluß hat. Hämmer mit hohl geschliffener Bahn bewirken wegen der größeren Umschlie­ßung des Werkstückes bezüglich Verschweißung der Kontakt­flächen Hülle - Kern günstigere Spannungsverhältnisse als Hämmer mit Flachbahn. Durch die Verwendung eines soge­nannten Rundhammers ergeben sich sowohl eine bessere Durchverformung als auch Druckspannungen an der Kontakt­fläche Hülle - Kern, während bei Verwendung von Flach­hämmern dort Zugspannungen auftreten.
  • Wie Fig. 20 und 21 zeigen, ergeben sich bei der erfin­dungsgemäßen Vorgangsweise Rundstäbe, bei denen die ein­zelnen Lagen im Schnitt trotz der Verformung konzentrisch angeordnet sind und längs ihrer Verbindung zylindrische Form besitzen. In Fig. 19 ist im Vergleich dazu ein Schnitt durch einen auf einer Flachhammer-Schiedema­schine hergestellten Rundstab gezeigt, bei dem die Ein­wirkung der einzelnen Schläge der Flachhämmer zu erkennen ist; die Lagen sind zueinander nicht mehr konzentrisch; die Unregelmäßigkeiten bewirken eine verringerte Festig­keit und verschlechtern das Verschleißverhalten.
  • Fig. 15 ist schematisch das Schmieden eines aus zwei Lagen 2, 2′ bestehenden Werkstückes zu entnehmen, das mit vier Hämmern 4 mit kegelförmigen Schlagflächen 6 einen Verbundrundstab 1 herstellt.
  • Fig. 16 zeigt schematisch im Schnitt die Herstellung ei­nes Verbundrundstabes 1, bei dem die innere Lage 2 von einem Metallpulver gebildet ist, das zusammengebacken und mit der äußeren Lage 2′ verschweißt wird, wobei das Werk­ stück in den Hämmern 4 zu einer einem Kegelstumpf 5 ent­sprechenden Außenform verformt wird. Alternativ könnte die äußere Lage von einem in einer Blockkapsel befind­lichen Metallpulver gebildet sein, das mit einem inneren Kern verbundgeschweißt wird.
  • Fig. 17 zeigt einen Schnitt durch die Hämmer 4 einer Vierhammer-Radialschmiedemaschine und ein Werkstück mit drei Lagen 2, 2′, 2˝, wobei die mittlere Lage 2˝ eine Pulverschicht, z.B. aus Ni-Pulver sein kann, die die Ver­bindung der beiden anderen Schichten 2 und 2′ verstärkt bzw. eine Kohlenstoffverarmung einer der Schichten bzw. die Ausbildung von spröden Phasen ver­hindert.
  • Fig. 18 zeigt einen Schnitt durch eine Dreihammer-Radial­schmiedemaschine und ein Werkstück, bei dem eine innen­liegende Pulverschicht 2˝ von Schichten 2 und 2′ aus ver­schiedenen Metallen umgeben ist.
  • Die Verformung soll jeweils den ganzen Umfang des Werk­stückes 3 gleichseitig erfassen; dazu bilden die Schmie­dewerkzeuge 4, die jeweils eine Arbeitsfläche 5 in Form einer Kegelstumpfmantelteilfläche aufweisen in ihrer un­teren Totpunktlage einen möglichst geschlossenen Kegel­stumpf 6. Die Zwischenräume zwischen den Werkzeugen 4 in der unteren Totpunktlage werden möglichst gering gehal­ten. Die Werkzeuge 4 schlagen gleichzeitig in einer Ebene und, um das Entstehen von Graten zu vermeiden bzw. um ein gleichmäßiges Durchschmieden zu erreichen, wird das Werk­stück mit einem nicht weiter dargestellten Manipulator nicht nur axial vorgeschoben, sondern auch nach jedem Arbeitshub um einen gewissen Winkel um seine Achse ge­ dreht.
  • Fig. 22 zeigt einen Schnitt durch Werkzeuge 4, die eine Anzahl von aufeinanderfolgenden Kegelstumpfabschnitten A,B,C bilden. Die Anzahl der Abschnitte und der Neigungs­winkel der einzelnen Wandflächen 5 der werkzeuge, der den augenblicklichen Verformungsgrad des Werkstückes be­stimmt, wird in Abhängigkeit von den zu schmiedenden Ma­terialien gewählt. Es könnten z.B. auch nur ein Abschnitt oder auch Abschnitte mit gleicher Neigung vorgesehen sein, zwischen denen Abschnitte mit unterschiedlicher Neigung liegen. Auch der in Fig. 1b dargestellte Rohr­hammer zeigt zwei Kegelstumpfabschnitte unterschiedlicher Konizität.
  • Es ist ferner möglich, daß die Erzeugenden der Kegel­stümpfe keine Geraden sind sondern nach innen oder außen gekrümmt sind, sodaß die Schlagflächen in zwei zueinander senkrechten Richtungen gekrümmt sind. Die Übergänge zwi­schen den Kegelstumpfabschnitten können gerundet sein. Ein derartiges Werkzeug ist in Fig. 23 dargestellt. Der Bereich A weist kegelige Arbeitsflächen 5 auf, während die Bereiche B und D ins Werkzeuginnere gebauchte und der Bereich C eine nach außen gebauchte Arbeitsfläche 5 be­sitzt. In der unteren Totpunktlage bilden die Arbeits­flächen des Werkzeuges somit die Form einer Anzahl ge­bauchter Kegelstümpfe.
  • Fig. 24 zeigt den Aufbau eines Vormaterialkörpers be­stehend aus einem inneren Pulverkern 2˝, der in einem Rohr 2 angeordnet ist, das an seiner Stirnseite 8 nach dem Evakuieren verschlossen ist. Das Rohr 2 ist von einer Verbindungshilfe 7 umgeben, z.B. einer dünnen Schicht aus Ni-Pulver, die ihrerseits von einem Rohr 2′ umgeben ist. Das Rohr 2′ ist von einer Blechkapsel 9 umgeben, in der eine weitere Pulverlage 2˝ angeordnet ist.
  • Zu bemerken ist, daß die Verformung der Werkstücke durch Aufschlagen oder Aufdrücken der Werkzeuge vorgenommen werden kann.
  • Beim Schmieden von Werkstücken, die zumindest eine Pul­verschicht als Lage umfassen, werden die Pulverschichten in Blechkapseln eingeschlossen und auf einen Kern aufge­bracht oder in ein eine Lage des Vormaterialkörpers bil­dendes Rohr eingeschoben. Es ist auch möglich, das Pulver direkt auf einen Kern aufzubringen und sodann von außen einzukapseln. Vorteilhafterweise erfolgt das Erwärmen des Pulvers nach einer Evakuierung und einem Verschluß des Pulverraumes oder unter Schutzgas.
  • Zwischen Lagen aus festem Material bzw. zwischen Lagen aus festem Material und Blechkapseln können Verbindungs­hilfen in Form von dünnen Blecheinlagen, von Pulver­schichten, z.B. aus Ni, von auf eine Lage aufgebrachten galvanischen, plasmaabgelagerten od.dgl. Schichten, z.B. aus Ni, usw. angeordnet werden, die mit den benachbarten Lagen stabile metallische Verbindungen eingehen.
  • Besonders vorteilhaft sind Verbundstoffe unterschied­licher Eigenschaften (hartzäh, warmfest-zäh, hochfest­korrosionsbeständig, verschleißfest-zäh, hochlegiert­niedriglegiert usw.) mit günstigen Eingriffen in das Ge­füge und besserer Verbindung der einzelnen Lagen her­stellbar. Als Material für die einzelnen Lagen kommen Stähle und Legierungen aller Art, z.B. Werkzeugstähle, in Frage; die gefertigten Verbundwerkstoffe werden z.B. zur Erzeugung von Maschinenteilen, Stempel, Hochdruckrohren, Werkzeugen usw. verwendet.
  • Die Schmiedetemperaturen werden beim vorliegenden Ver­fahren in Anlehnung an die für die eingesetzten Legie­rungen bekannten Temperaturen gewählt.
  • Im folgenden wird die Erfindung anhand von Beispielen näher erläutert:
    • Beispiel 1:
  • Ein vorgeschmiedeter und bearbeiteter Rohrkörper mit den Abmessungen:
    Außendurchmesser 180 mm
    Innendurchmesser 90 mm
    aus der Stahlmarke nach DIN 16 MnCr5 wurde mit Pulver der Legierungsmarke: X 155 CrVMo 12 1 gefüllt, worauf durch ein Rütteln eine Pulververdichtung erfolgte. Unter wei­terem Rütteln wurde der Pulverraum evakuiert und gasdicht verschlossen. Der Rohling wurde in 6 Stunden auf eine Schmiedetemperatur von 1200°C erwärmt und anschließend in einer Vierhammer-Radialschmiedemaschine unter Verwendung von Rundhämmern, auf eine Dimension rd. 100 mm, mit einem Verformungsgrad von 3,24 zu 1 geschmiedet. Die Rundver­bundstange wurde nach einer Ultraschallprüfung, bei wel­cher keinerlei Bindungsfehler zwischen den Schichten festgestellt werden konnten, geteilt.
    Aus dem 1. Teil wurden Prägematrizen für die Herstellung von Münzen gefertigt. Nach entsprechender Härtebehandlung des Verbundteiles erfolgte die Einbringung der Gravur. Im praktischen Gebrauch zeigt sich, daß die extreme Radial­beanspruchung die bei konventionellen Materialien zu von Spitzkerben ausgehenden Rissen führt, keine Material­trennungen verursachten. Weiters wurde festgestellt, daß die Gravuroberfläche im Vergleich mit konventionell her­gestellten Materialien eine wesentlich höhere Haltbarkeit und Güte erbrachte.
    Aus dem 2. Teil der Verbundstange wurde eine Kaltumform­matrize für die Herstellung von Pflugschauben bzw. Tor­bandschrauben gefertigt. Bei der Erzeugung dieser Schrau­ben treten in der Matrize hohe Aufweitungsspannungen so­wie Verschleißerscheinungen auf. Beim praktischen Einsatz konnte eine 3-fache Haltbarkeit dieser Matrize erreicht werden, welche die hohe Qualität der Werkstoffe und des metallischen Verbundes offenlegte.
    • Beispiel 2:
  • Ein konventionell hergestellter Stabstahl der Legierungs­marke C45 nach DIN mit einem Durchmesser von 300 mm wurde mit einer Kapsel aus Kohlenstoffstahl, welche einen Durchmesser von 380 mm aufwies, konzentrisch verbunden. Der Zwischenraum zwischen Kapselmantel und Kern wurde mit Schnellstahlpulver der Legierungsmarke S 12-0-5-5 gefüllt und durch Vibration vorverdichtet. Danach erfolgte unter Einwirkung von Vibration ein Evakuieren mit nachfolgendem Verschließen der Kapsel.
    Nach Aufwärmen des Rohlings auf eine Schmiedetemperatur von 1175°C erfolgte die Warmverformung mit Rundhämmern auf einen Außendurchmeser des Verbundstabes von 250 mm, was einem Verformungsgrad von 2,3 zu 1 entspricht. Nach dem Weichglühen des Rohlings erfolgte die Rohferti­gung eines Walzenfräsers. Die folgende Härtung des Roh­lings war auf die Schnellstahllegierung des Außenteils abgestimmt, wonach die Fertigbearbeitung durch Schliefen durchgeführt wurde. Die spanabhebende Bearbeitung sowie auch das Schleifen waren wesentlich einfacher und kosten­sparender durchzuführen, wodurch die entsprechende Quali­tät und Homogenität des Außenmaterials offengelegt wurde. Weiters kam es während des Härtungsprozesses zu keiner­lei Verzugserscheinungen. Im praktischen Betrieb erwies sich, daß auch bei Schlagbeanspruchungen dieser Verbund­fräser keinerlei Rißbildungen, die üblicherweise von der innenliegenden Keilnut ausgehen, zeigte. Weiters waren die Standzeiten, die erreicht werden konnten, im Ver­gleich mit konventionell hergestellten Fräsern das 1,9-­fache. Dies ist besonders hervorzuheben, weil eine Werk­zeuggeometrie verwendet wurde, welche wesentlich höhere Schnittleistung erbringt, jedoch bei konventionell her­gestellten Fräsern extrem hohe Verschleißerscheinungen zeigt.
    • Beispiel 3:
  • Zur Herstellung von Strangpreßmatrizen für das Verpressen von Kupfer wurde ein Verbundstahl folgend erzeugt: In ei­nem vorgeschmiedeten und bearbeiteten Rohrkörper einer Legierung (Werkstoffnummer 1.7765) mit einem Außendurch­messer von 170 mm und einem Innendurchmesser von 120 mm wurde ein Kern aus Automatenstahl (Werkstoffnummer 1.0737) mit einem Außendurchmeser von 80 mm zentrisch eingebracht. Der Zwischenraum wurde mit legiertem Pulver (Werkstoffnummer 2.4979) gefüllt, wonach eine Vorver­dichtung durch Pressen erfolgte. Das luftdichte Ver­schließen des Pulverraumes wurde nach dem Evakuieren durchgeführt.
    Nach dem Aufwärmen des Rohlings auf eine Temperatur von 1180°C erfolgte eine Schmiedung mit Rundhämmern auf einen Verbundstabdurchmesser von 100 mm, was einer Verformung von 2,9 zu 1 entspricht. Nach dem Abkühlen erfolgte die Einbringung einer zentrischen Bohrung in den Verbundkör­per, welche besonders vorteilhaft durchgeführt werden konnte, weil der Hauptteil des zu entfernenden Materials aus Automatenstahl bestand. Nach dem Normalisieren und Anlassen des fertigbearbeiteten Warmpreßwerkzeuges wurde dieses im praktischen Betrieb erprobt und erbrachte eine gegenüber herkömmlichen Werkzeugen 2,8-fache Standzeit.
    • Beispiel 4:
  • Für eine ultrahochbeanspruchte Hohlschnecke wurde ein Rundverbundstahl folgend gefertigt.
    In einer Kapsel wurde ein Rohr mit einem Innendurchmesser von 100 mm und einem Außendurchmesser von 200 mm achs­symmetrisch eingestellt. Sowohl der Außenraum zwischen dem Rohr der Kapsel, welche einen Durchmesser von 380 mm aufwies, als auch der Innenraum des Rohres wurden mit Legierungspulver (Werkstoffnummer 1.7220) gefüllt, wel­ches unter Rütteln vorverdichtet wurde. nach dem Vakuum­behandeln unter weiterem Rütteln sowie nach dem luft­dichten Abschluß erfolgte das Aufwärmen des Rohlings auf eine Temperatur von 1175°C innerhalb von 7 Stunden. Nach dem Durchwärmen erfolgte die Warmverformung an einer Radial-Schmiedemaschine unter Einsatz von Rundhämmern mit einem Kegelwinkel von 6°. Der Endquerschnitt betrug 280 mm, was einer Verformung von 1,84 zu 1 entsprach. Nach dem Weichglühen erfolgte die Bearbeitung des Rohlings, wobei zentrisch eine Bohrung mit einem Durchmesser von 55 mm eingebracht wurde und die Außenzone mit einer spiral­förmigen Schneckenkontur versehen wurde. Beim anschlie­ßenden Wärmebehandeln bzw. Vergüten dieses Maschinen­teiles trat keinerlei Verzug auf, weil die Bindungsflä­chen achssymmetrisch und konzentrisch vorlagen. Im prak­tischen Betrieb konnte bei diesem höchstbeanspruchten Maschinenteil eine extrem hohe Standzeitverbesserung von 11,5-fach erzielt werden, weil einerseits der Verschleiß­widerstand der Arbeitszonen wesentlich erhöht war ander­seits die zähe Zwischenschicht aus Vergütungsstahl die Zug- und Biegebeanspruchungen dieser Hohlschnecke auf­nahm, wodurch eine Rißbildung bzw. der vorzeitige Bruch vermieden werden konnten.
    • Beispiel 5:
  • Ventilspindeln sind einer hohen Torsionsbeanspruchung ausgesetzt und müssen insbesondere im Bereich des Ven­tilsitzes eine entsprechende Verschleißfestigkeit sowie Korrosionsbeständigkeit aufweisen. Für die Ventilspindel­produktion wurde Verbundmaterial hergestellt, wobei der Rohling aus einem Außenrohr mit einem Durchmesser von 80 mm bzw. einem Innendurchmesser von 60 mm bestand, in welches mit einem Spiel von durchschnittlich 0,8 mm ein Innenzylinder eingefügt wurde. Das Außenrohr was aus der Legierung entsprechend Werkstoffnummer 1.4116, der Innen­teil aus einem Material entsprechend Werkstoffnummer 1.4006 gebildet. Vor dem Aufwärmen des Rohlings erfolgte ein Spülen des ringförmigen Zwischenraumes mit Edelgas und nachher ein Verschließen des Ringspalts zur Vermei­dung des Eintrittes von Sauerstoff. Die Rundhammer­schmiedung auf der Radial-Schmiedemaschine wurde bei ei­ner Temperatur von 1150° mit einer Verformung von 1,78 zu 1 durchgeführt. Die Ventilspindeln wiesen im praktischen Einsatz eine wesentlich gesteigerte Qualität auf, die sich durch verbesserte Bruchsicherheit und Lebensdauer dokumentierte.
    • Beispiel 6:
  • In einem Rohrkörper (Werkstoffnummer 1.7228) wurde ein um 2 mm im Durchmesser geringerer Vollzylinder (Werkstoff­nummer 2.4631) plaziert. In den Zwischenraum erfolgte die Einbringung eines Bindungshelfers im gegebenen Fall Nickelpulver. Nach dem Abschließen des Ringspaltes er­folgte ein Warmschmieden mit einem Verformungsgrad von 1,27 zu 1. Die anschließende Ultraschallprüfung sowie die Mikroerprobung erbrachten, daß eine vollkommene me­tallische Bindung zwischen den Werkstoffen vorlag, wo­bei die Zwischenlage aus einer konzentrischen dünnen weitgehend aus Nickel bestehenden porenfreien Schicht bestand. Durch Zugproben sowie Kerbschlagbiegeproben wurde nachgewiesen, daß diese Zwischenschicht eine we­sentliche Verbesserung der Festigkeit in der Bindezone bewirkte.

Claims (15)

1. Verfahren zur Herstellung von zwei- oder mehrlagigen Verbundstäben aus zylindrischen, zentrisch zueinander an­geordneten Lagen unterschiedlicher Werkstoffe aufweisen­den Werkstücken bzw. Vormaterialkörpern unter Einsatz von in einer zur Stabachse senkrechten Ebene gleichzeitig auf das Werkstück einwirkenden, insbesondere schlagenden oder drückenden und dieses verformenden Werkzeugen, dadurch gekennzeichnet, daß das Werkstück fortschreitend über seine Länge im Verformungsbereich der zumindest einen Ab­schnitt mit einer kegeligen Arbeitsfläche besitzenden Werkzeuge einer Verformung zu zumindest einem (Kreis)Ke­gelstumpf unterworfen wird.
2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß der Durchmesser des Werkstückes im Zuge der Verformung, vorzugsweise entsprechend einem Verformungsgrad von 1,2 : 1 bis 4 : 1, insbesondere 1,5 : 1 bis 3 : 1, gegebenen­falls in mehreren aufeinanderfolgenden Verformungsberei­chen, verkleinert wird und das Werkstück mit diesem klei­neren Durchmesser aus dem Verformungsbereich geführt wird.
3. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeich­net, daß das Werkstück im Verformungsbereich einer Anzahl von aufeinanderfolgenden Verformungen zu Kegelstümpfen mit zueinander verschiedener Neigung der Umfangsflächen bzw. unterschiedlicher Konizität unterworfen wird.
4. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 3, dadurch gekennzeichnet, daß im Zuge der Verformung die Flächen des bzw. der am Werkstück ausgebildeten Kegelstumpfes (stümpfe) mit einem Neigungswinkel von 2 bis 20° zur Längsachse des Werkstücks ausgebildet wird (werden).
5. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 4, dadurch gekennzeichnet, daß das Werkstück zwischen den Verformun­gen schrittweise um seine Längsachse, vorzugsweise um Winkel kleiner als 45°, gedreht wird.
6. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 5, dadurch gekennzeichnet, daß zumindest eine Lage des Werkstückes von einer Schicht eines Metallpulvers gebildet wird, die von zumindest einer Lage eines festen Materials umgeben ist und/oder zumindest eine Lage eines festen Materials umgibt.
7. Verfahren nach Anspruch 6, dadurch gekennzeichnet, daß die Schichten aus Metallpulver von zylindrischen Blech­einlagen umschlossen sind und/oder um einen Kern aus fe­stem Material angeordnet sind, wobei zwischen dem Mate­rial der Blecheinlagen und einer diese umgebenden Lage im Zuge der Verformung eine metallische Bindung ausgebildet wird.
8. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 7, dadurch gekennzeichnet, daß im Werkstück vor der Verformung zwi­schen einzelnen Lagen Zwischenschichten als Verbindungs­hilfe, z.B. 0,1 bis 4 mm, insbesondere 0,2 bis 3 mm, dicke Schichten aus z.B. Ni-Pulver, galvanisch, durch Flammen- oder Plasmaspritzen auf die Lagen aufgebrachte Schichten od.dgl., ausgebildet werden.
9. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 8, dadurch gekennzeichnet, daß die Länge des Verformungsbereiches größer als das 0,5-fache des Durchmessers des verformten Werkstückes ist, vorzugsweise dem Durchmesser des ver­formten Werkstückes entspricht.
10. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 9, dadurch gekennzeichnet, daß die Verformung des Werkstückes mit einer Radialschmiedemaschine mit Werkzeugen bzw. Hämmern durchgeführt wird, deren Arbeitsflächen zumindest einen Abschnitt aufweisen, der dem Mantel eines Kegelstumpfes angepaßt ist.
11. Radial-Schmiedemaschine zum Herstellen von stangen­förmigen, zwei- oder mehrlagigen Verbundwerkstoffen bzw. Rundstäben durch Schmieden, vorzugsweise zum Warmschmie­den von zentrisch zueinander angeordnete Werkstofflagen aufweisenden Werkstücken bzw. Vormaterialkörpern, insbe­sondere zur Durchführung des Verfahrens nach einem der Ansprüche 1 bis 10, dadurch gekennzeichnet, daß drei oder mehrere, vorzugsweise vier, gleichzeitig in einer Ebene auf das Werkstück einwirkende, insbesondere schlagende oder drückende Werkzeuge (4) vorgesehen sind, die Ar­beitsflächen (5) mit zumindest einem kegeligen Abschnitt aufweisen, die in der unteren Totpunktlage der Werkzeuge (4) sich zu zumindest einem (Kreis)Kegelstumpf (6) er­gänzen.
12. Radial-Schmiedemaschine nach Anspruch 11, dadurch ge­kennzeichnet, daß der große Durchmesser des von der Ar­beitsfläche der Werkzeuge gebildeten Kegelstumpfes dem Durchmesser des unverformten Werkstückes (3) angepaßt ist bzw. diesen übersteigt und daß der kleine Durchmesser des Kegelstumpfes demgegenüber, vorzugsweise entsprechend ei­nem Verformungsgrad von 1,2 : 1 bis 4 : 1, insbesondere 1,5 : 1 bis 3 : 1, verkleinert ist.
13. Radial-Schmiedemaschine nach Anspruch 11 oder 12, da­durch gekennzeichnet, daß der von den Werkzeugen (4) in ihrer unteren Totpunktlage gebildete Kegelstumpf in Durchsatzrichtung des Werkstückes von mehreren Kegel­stumpfabschnitten (A,B,C) gebildet ist, wobei die Flächen der einzelnen Kegelstumpfabschnitte unterschiedliche Nei­gungswinkel zur Durchsatzrichtung bzw. unterschiedliche Konizität besitzen.
14. Radial-Schmiedemaschine nach einem der Ansprüche 10 bis 12, dadurch gekennzeichnet, daß der von den Werkzeu­gen in ihrer unteren Totpunktlage gebildete Kegelstumpf bzw. die aufeinanderfolgenden Kegelstümpfe unterschied­licher Konizität zumindest abschnittweise nach außen oder nach innen gekrümmte Erzeugende besitzt (besitzen).
15. Verwendung einer Radial-Schmiedemaschine mit kegelige Arbeitsflächen aufweisenden Werkzeugen, die in der un­teren Totpunktlage der Werkzeuge (4) einen (Kreis)Kegel­stumpf (6) bzw. mehrere aufeinanderfolgende Kegelstümpfe mit einem dem Durchmesser des unverformten Werkstückes (3) angepaßten bzw. diesen übersteigenden großen Durch­messer und einem demgegenüber, vorzugsweise entsprechend einem Verformungsgrad von 1,2 : 1 bis 4 : 1, insbesondere 1,5 : 1 bis 3 : 1, verkleinerten kleinen bzw. kleinsten Durchmesser bilden, für das Verbundschmieden von stan­genförmigen aus zwei oder mehreren zentrischen Lagen auf­gebauten Werkstücken zu zwei- oder mehrlagigen Rund­stäben.
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