EP1183402A1 - Verfahren zum herstellen einer magnesiumlegierung durch strangpressen und verwendung der stranggepressten halbzeuge und bauteile - Google Patents

Verfahren zum herstellen einer magnesiumlegierung durch strangpressen und verwendung der stranggepressten halbzeuge und bauteile

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EP1183402A1
EP1183402A1 EP00917040A EP00917040A EP1183402A1 EP 1183402 A1 EP1183402 A1 EP 1183402A1 EP 00917040 A EP00917040 A EP 00917040A EP 00917040 A EP00917040 A EP 00917040A EP 1183402 A1 EP1183402 A1 EP 1183402A1
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EP
European Patent Office
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weight
extrusion
magnesium alloy
producing
alloy
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EP00917040A
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EP1183402B1 (de
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Wolfgang Sebastian
Heinz Haferkamp
Peter Juchmann
Karl Ulrich Kainer
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Volkswagen AG
Original Assignee
Volkswagen AG
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Publication date
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    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22F—CHANGING THE PHYSICAL STRUCTURE OF NON-FERROUS METALS AND NON-FERROUS ALLOYS
    • C22F1/00—Changing the physical structure of non-ferrous metals or alloys by heat treatment or by hot or cold working
    • C22F1/06—Changing the physical structure of non-ferrous metals or alloys by heat treatment or by hot or cold working of magnesium or alloys based thereon
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C23/00—Alloys based on magnesium
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C23/00—Alloys based on magnesium
    • C22C23/06—Alloys based on magnesium with a rare earth metal as the next major constituent

Definitions

  • the invention relates to a method for producing a magnesium alloy of high ductility and others. through extrusion and the use of extruded semi-finished products or components.
  • magnesium alloys are approximately in the range of 1.2 to 1.9 g / cm 3 , occasionally, especially in the case of particularly lithium-rich magnesium alloys, down to approximately 0.9 g / cm 3 as metallic construction materials of particular interest for vehicle and aircraft construction. In the future, they will be used more and more for the lightweight construction of motor vehicles and airplanes in order to be able to compensate for the weight of additional elements due to increasing comfort and safety standards, particularly in new low-emission automobiles. They are also of interest for portable devices or systems that are particularly light-weight for other reasons.
  • the lightweight construction enables the construction of energy-saving vehicles and planes, such as the 3-liter motor vehicle, to a particular extent.
  • the cold formability of commercially available magnesium alloys is limited due to the hexagonal crystal structure and the associated low ductility. Polycrystalline magnesium and most magnesium alloys behave brittle at room temperature. In addition to good mechanical properties such as high tensile strength, ductile behavior is necessary for a number of applications or for certain manufacturing processes for semi-finished products made of magnesium alloys. An improved forming, energy absorption and deformation behavior requires a higher one Ductility and, if necessary, higher strength and toughness. Magnesium alloys with these properties must be developed for this, or their manufacturing processes developed further, because many material variants have widely varying material properties.
  • Ductility is the ability of a material to undergo a permanent change in shape, which in the uniaxial state is ideally without any elastic component according to the stress-strain diagram. This property is limited by the occurrence of the break. In general, the permanent elongation achieved in the tensile test until fracture is considered ductility. The measure of the ductility can also be considered to be the break line, impact work and notch impact work, each with a slightly different statement. These properties can be determined in accordance with EN 10 002, Part 1, or in accordance with DIN 50115 and 50116.
  • a highly plastic material is called ductile.
  • the elasticity refers to the elastic part of the stress-strain diagram according to Hook's law, where under ideal linear-elastic conditions there is still no permanent change in shape
  • the impact work is above all a measure of the energy consumption of a semi-finished product and of plastic behavior, i.e. of the deformability and rate of deformation.
  • a high impact work is therefore essential for the use of deformation elements such as crash elements, impact dampers, impact shields and impact carriers.
  • the impact work - measured on notched specimens - is more meaningful than the notched impact work due to higher absolute values for magnesium alloys and affects a largely uniaxial load.
  • the impact energy which is always determined on notched specimens, also characterizes the susceptibility of a material to failure under three-axis loading. Their significance is particularly low if the execution of the notch significantly influences the values of the impact energy.
  • the impact work and the notch impact work are measured under dynamic load and can give an indication of the energy absorption and deformability. In comparison, tensile and compression tests are carried out under quasi-static loads. A conclusion from uniaxial to multiaxial properties or relationships is only partially possible.
  • the values listed below measured on samples in a certain manufacturing condition therefore reflect the current material properties. They provide an indication of the forming behavior that previously occurred during the forming process. In this state, it is possible to draw a conclusion about the properties and behavior of a semi-finished product or even a component with this semi-finished product, which may be further refined, in later use. Furthermore, a conclusion can be drawn about the material properties of formed alloys, e.g. by bending, pressing, pressure rolling, stretch drawing, deep drawing, hydroforming or roll profiling to be processed into semi-finished products. Since the change in the material properties from the cast to the extruded state is similar to the change in the material properties from the cast to the forged, rolled or a similar formed state, it is therefore also possible to draw a conclusion about another formed state.
  • the elastic properties are usually emphasized, as long as the deformation properties and thus the energy absorption of the element and the plastic behavior are not important, as in an accident. Therefore, multiple forming may play a role in particular the plastic and, for use, the plastic and / or elastic properties play a role.
  • these properties are generally based on the respective ambient temperature, in extreme cases in the range from -40 ° C to +90 ° C, but at individual points in the vehicle or plane at the locally even lower or higher temperatures.
  • the load state is usually multi-axis. The conclusion from uniaxial to multiaxial load states is all the more possible the more an isotropic structure is present.
  • the production by die casting or extrusion, forging and / or rolling is particularly suitable.
  • the production by die casting or extrusion, forging and / or rolling is particularly suitable.
  • Prerequisite for the use of semi-finished products made of magnesium alloys or of components or parts made from them in automobiles may be the fulfillment of certain property profiles depending on the application, e.g. in the case of deformation elements, seat and door frames, a tensile strength of the light material of at least 100 MPa, preferably of at least 130 MPa, together with an elongation at break measured at room temperature of at least 10%, preferably of at least 15%.
  • higher strength values and a higher ductility are also a relief and in some cases also a prerequisite for the forming of cast blanks or for the further forming of blanks or semi-finished products that have already been formed.
  • the higher these properties are in the cast state, the higher these are usually also in the formed state.
  • a higher ductility can facilitate the forming or the renewed forming, in particular the extrusion. Therefore, an elongation at break of at least 10% is also helpful for the subsequent manufacturing step to elements made of magnesium alloys.
  • a tensile strength of at least 150 MPa measured at room temperature, preferably of at least 180 MPa, or an elongation at break of at least 18%, preferably of at least 20%, particularly preferably of at least 25%, is therefore recommended for several reasons.
  • the elongation at break in the commercially available magnesium alloys measured at room temperature is usually less than 12%.
  • Magnesium alloys and the research of other magnesium alloys are necessary, especially with regard to the combination of properties ductility - strength.
  • grain boundaries and other structural inhomogeneities or structural defects such as inclusions, pores, coarse excretions, oxide streaks and segregations act as barriers when moving dislocations
  • refinement of the structure reduction in structural homogeneity errors or avoidance of certain structural homogeneity errors can lead to an increase strength, elongation at break and energy consumption.
  • the relationships are very complex in individual cases. Grain refinement is an important tool to activate further deformation systems that allow grain boundary sliding and new flow processes at room temperature and thus improve ductility. This can be done by adding grain-refining additives or / and by heterogeneous nucleation when solidifying cast materials made of alloys with certain additives.
  • Mgü40at% AI6at% e.g. of 19% or about 260 MPa and for Mgü40at% 42% or about 134 MPa. Due to the small laboratory extrusion press used for those experiments, however, the forming speed and the degree of forming were low.
  • Neite describes in Materials Science and Technology, Vol. 8, ED .: K. H. Matucha, 199 ?, in Chapter 4.3.2 Manufacturing processes and mechanical properties of typical magnesium alloys.
  • tensile strengths of 204 to 340 MPa and elongations at break of 9 to 17% are specified - especially with increasing aluminum content - which could be increased to tensile strength of 380 MPa by artificial aging, but the elongation at break decreased to 6 to 8%.
  • Alloy M1 typically had a tensile strength of 225 MPa and an elongation at break of 12% in the extruded state.
  • GB 2,296,256 A gives values of the elongation at break of 17.2 and 18% for alloys MgAI0.5-1.1 MnO.10-0.12, which, however, had a rather low flexural strength.
  • the object was therefore to propose a method for extruding magnesium alloys of increased ductility and, if possible, also increased energy absorption, compressive or tensile strength and toughness, by selecting the parameters which are most likely to work for these purposes and which have the lowest possible density and moreover also possible can be produced easily and inexpensively.
  • the object is achieved with a method for producing a magnesium alloy of high ductility, inter alia by extrusion, which is characterized in that the alloy is extruded with a degree of deformation of at least 1.5 so that it contains additives or traces of Cd less than 1.8% by weight.
  • Li in the range of 0.5 contains up to 20% by weight that, in addition to the contents of Mg and Li and possibly Al or / and Si, it contains at least one further chemical element of at least 0.1% by weight and that after extrusion it contains a Elongation at break of at least 20%, a compressive strength of at least 300 MPa and an impact energy measured on notched specimens of at least 70 J.
  • This further chemical element is preferably Mn, Zn or / and at least one rare earth element SE including La and Y.
  • the magnesium alloy preferably has an ü content in the range from 3 to 18% by weight of Li, preferably from 6 to 14% by weight. % Li.
  • This wide range of lithium content covers both the 2-phase range with the hexagonal and cubic phase, which is interesting in terms of material properties, as well as the krz phase range, in which essentially only the cubic phase appears as a phase containing g.
  • a tensile strength of at least 150 MPa is particularly advantageous.
  • the task is still solved with a method for producing a magnesium alloy of high ductility, among others. by extrusion, in which the alloy is extruded with a degree of deformation of at least 1.5, with additions or traces of Cd less than 1.8% by weight and traces of up to 0.1% by weight of Cu, up to Can contain 0.05% by weight of Fe and up to 0.005% by weight of Ni, it having a Ca content in the range from 0.1 to 6% by weight and, after extrusion, an elongation at break of at least 16%, a Compressive strength of at least 300 MPa and an impact energy measured on notched specimens of at least 50 J.
  • the weight fraction of the Ca contained is in the range from 2 to 30%, preferably in the range from 5 to 20%, by weight of the aluminum contained or, if no aluminum occurs, manganese.
  • the Ca content is in particular 0.15 to 4% by weight, preferably 0.2 to 1.5% by weight.
  • the proportion of Ca can be partially replaced by Sr, even though Sr usually behaves differently from Ca.
  • the object is also achieved with a corresponding method, in which the magnesium alloy has a Sr content in the range from 0.1 to 6% by weight and, after extrusion, an elongation at break of at least 17.5% and an impact energy measured on non-notched samples of has at least 50 J.
  • the weight fraction of the Sr contained is in the range from 2 to 30%, preferably in the range from 5 to 20%, of the weight fraction of aluminum contained or, if no aluminum occurs, manganese.
  • the Sr content is in particular 0.15 to 4% by weight, preferably 0.2 to 1.5% by weight.
  • the proportion of Sr can be partially replaced by Ca.
  • the object is also achieved with a corresponding process in which the magnesium alloy has a Zr content in the range from 0.1 to 10% by weight and, after extrusion, an elongation at break of at least 18%, a compressive strength of at least 300 MPa and impact energy measured at least 20 J on unslotted samples.
  • the Zr content is in particular 0.15 to 6% by weight, preferably 0.2 to 3% by weight, particularly preferably 0.3 to 1.5% by weight.
  • the object is also achieved with a corresponding process in which the magnesium alloy contains at least one rare earth element SE including La and Y in the range of 0.1 to 10% by weight in total and, after extrusion, has an elongation at break of at least 18% Compressive strength of at least 300 MPa and an impact work measured on notched samples of at least 50 J, the total content of rare earth elements in alloys with lithium is only up to 1 wt .-%.
  • the total content of SE in alloys with lithium is in particular 0.15 to 0.9% by weight, preferably 0.2 to 0.8% by weight, particularly preferably 0.3 to 0.75% by weight.
  • the total content of rare earth elements is in particular 0.15 to 8% by weight, preferably 0.2 to 6% by weight, particularly preferably 0.3 to 4% by weight, very particularly preferably 0, 4 to 3% by weight.
  • the object is also achieved with a method for producing a magnesium alloy with high ductility, among others.
  • extrusion which is characterized in that the alloy is dynamically recrystallized during extrusion, in that it contains additions or traces of Cd less than 1.8% by weight and traces of up to 0.1% by weight of Cu, up to 0 , 05 wt .-% Fe and up to 0.005 wt .-% Ni may contain that it is a magnesium alloy based on AM, AS, EM, EZ, MA, ME, SA, ZA or ZE and that after extrusion a Elongation at break of at least 17.5%, a compressive strength of at least 300 MPa and an impact energy measured on notched specimens of at least 45 J.
  • the object is also achieved with a corresponding process in which the magnesium alloy based on AZ with at least one addition of Ca, Sr, Li, SE or / and Zr is in each case at least 0.1% by weight and in which it is after extrusion a Elongation at break of at least 17.5%, a compressive strength of at least 350 MPa and an impact energy measured on notched specimens of at least 50 J.
  • the magnesium alloy based on AZ with at least one addition of Ca, Sr, Li, SE or / and Zr is in each case at least 0.1% by weight and in which it is after extrusion a Elongation at break of at least 17.5%, a compressive strength of at least 350 MPa and an impact energy measured on notched specimens of at least 50 J.
  • the proportion by weight of the respective additive can be in particular 0.15 to 6% by weight, preferably 0.2 to 4% by weight, particularly preferably 0.25 to 2% by weight.
  • the object is also achieved with a corresponding process in which the magnesium alloy based on MN contains at least 1% by weight of Mn and with the addition of Ca, Sr, Li, SE or / and Zr in each case at least 0.1% by weight. % and in which, after extrusion, it has an elongation at break of at least 15%, a compressive strength of at least 300 MPa and an impact energy measured on notched specimens of at least 20 J.
  • the Mn content is preferably at least 1.3% by weight.
  • the proportion by weight of the particular additive can be in particular 0.15 to 6% by weight, preferably 0.2 to 4% by weight, particularly preferably 0.25 to 2% by weight .-%.
  • other additives can occur, preferably those that influence the dynamic reinstallation behavior.
  • the object is also achieved with a corresponding method in which the magnesium alloy is based on MZ or ZM, which can contain an addition of in particular Ca, Sr, Li, SE or / and Zr in each case of at least 0.1% by weight, and in which, after extrusion, it has an elongation at break of at least 15%, a compressive strength of at least 300 MPa and an impact energy measured on notched specimens of at least 40 J.
  • the alloy preferably has a plastic portion of the stress determined in the tensile test according to the stress-strain diagram from the difference between tensile stress and yield stress of at least 40 MPa.
  • the remaining contents of the chemical composition mentioned consist predominantly or essentially of magnesium.
  • the contents of cadmium interfere with processing only because of their toxicity, but are otherwise of particular advantage in terms of formability. Trace levels of copper, iron and nickel should be as low as possible, since they have a negative effect on processing and / or material properties. It has been shown that high extrusion speeds can usually be achieved with the ductile magnesium alloys. No efforts have yet been made in the tests to achieve the highest extrusion speeds, but rather there is clear potential to be able to achieve significantly higher speeds.
  • the degree of forming characterizes the degree of cross-sectional reduction during forming and is given as the natural logarithm of the ratio of the starting cross-section to the cross-section after the forming.
  • the degree of deformation is advantageously at least 1.5, preferably at least 2, particularly preferably at least 2.5. With a degree of shaping of less than 1.5, the dynamic recrystallization during shaping is quite low. A degree of deformation of 3.5 or more could also have been selected in the tests.
  • the extrusion speed is advantageously at least 1.5 m / min, preferably at least 2.5 m / min, particularly preferably at least 5 m / min, very particularly preferably at least 7.5 m / min. It is limited above all by the decreasing quality of the extruded profiles.
  • the magnesium alloy preformed or compacted shaped body to the finished semi-finished product, component or composite will often not only be caused by the extrusion and the associated thermal or mechanical influences, but they are preferably carried out essentially or even mainly during the extrusion.
  • the object is finally achieved with a semifinished product made of a magnesium alloy or with a component made therefrom or with a composite or with a composite with such a semifinished product or component which was produced according to the invention.
  • the semi-finished product or component according to the invention preferably consists essentially of a magnesium alloy which is selected from the group of alloys based on
  • semi-finished products are understood to be shaped bodies which have not yet been completed and are ready for use for their respective application.
  • components are those which are suitable for the intended purpose.
  • both terms flow smoothly into one another, since the same molded body can be a semi-finished product for one purpose, but can already be a component for the other.
  • semi-finished product and component throughout the text or both mentioned at the same time or only spoken of magnesium alloy, although both can be meant.
  • the semi-finished products made of magnesium alloys according to the invention or the components or composites made therefrom or used therewith can be used as frame elements, elements of the vehicle cell or vehicle outer skin, as a vehicle cell or vehicle outer skin, cockpit support, cockpit skin, housing, floor element, floor, lid, tank elements, tank flaps, holders , Sockets, supports, angles, hollow profiles, pipes, deformation elements, crash elements, crash absorbers, impact dampers, impact shields, impact supports, small parts, as welded profile construction, for the vehicle body, for seat, window and / or door frames, as semi-finished products, components or composites on or in the automobile or airplane.
  • the magnesium alloys in particular the lithium or calcium, strontium, zirconium and / or magnesium alloys containing at least one rare earth element, which can be formed according to the invention by extrusion, are described in detail in two patent applications filed on the same day by the same applicant; those registrations are considered to be fully included in this registration by name. It is preferable to start from high-purity, commercially available alloys. Possibly. these alloys are alloyed with additives.
  • the high-purity alloys can absorb small amounts of contaminants from the crucible during the melting process.
  • the alloys can be melted, for example, in a nickel and chromium-free steel crucible under a protective gas atmosphere, for example Ar or / and SF 6 .
  • a protective gas atmosphere for example Ar or / and SF 6 .
  • the powder-metallurgical production of green compacts possibly with subsequent annealing, can also be used.
  • the process steps are known in principle, but require a different modification or optimization depending on the alloy.
  • a prerequisite for the further processing of magnesium alloys by extrusion, rolling and / or forging is the production of suitable materials e.g. in the form of blocks, bolts or slabs.
  • suitable materials e.g. in the form of blocks, bolts or slabs.
  • bolts for extrusion There are two main options for the production of bolts for extrusion:
  • a bolt with a very large diameter can be cast, which can then be pressed using a high-performance extrusion press into round boices with a diameter that corresponds to the recipient diameter.
  • the segregation is reduced by the thermomechanical treatment.
  • the cast bolts can first be homogenized by heat treatment depending on the alloy composition at, for example, 350 ° C. in the range from 6 h to 12 h in order to eliminate segregations in the structure, to improve the heterogeneous structure in some cases and to increase the pressability. Then the homogenized bolts can be machined to the required dimensions. Segregations can lead to uneven deformation and, in the case of critical extrusion conditions, to cracks or local melting, which can result in poor surface qualities. If the bolts are not homogenized well, an unnecessarily high compression pressure is required during extrusion. The homogenized bolts are then prepared for extrusion.
  • the extrusion of the magnesium alloys can be carried out in the same extrusion plants that are used for the extrusion of aluminum alloys, both via direct and indirect extrusion.
  • the deformation behavior must only be specifically taken into account when designing the mold (die).
  • Sharp-edged inlets, such as those used with aluminum alloys, should be avoided with magnesium alloys, otherwise there is a risk of surface cracks. In many cases e.g. an inlet angle of approx. 50 ° is used for matrices of round profiles for magnesium alloys. A round profile was used in the tests.
  • the most important parameter besides the extrusion temperature is the extrusion speed, because it significantly influences the properties and the surface quality of the extrusion profiles.
  • a high pressure also requires a high extrusion speed, which is sought for economic reasons.
  • a high extrusion speed is usually associated with an even better surface quality.
  • the extrusion speed is very dependent on the geometry of the strand.
  • the pressability of the magnesium alloys is comparable to that of hard-pressed aluminum alloys.
  • a high extrusion speed is desirable from an economic point of view, but is not always feasible with magnesium alloys.
  • cracks and burning of the magnesium alloy must not occur at particularly high extrusion speeds.
  • the degree of deformation is also of great importance. It goes along with the change in the structure. A high degree of forming is therefore an advantage. At high degrees of deformation, however, local melting must not occur.
  • the parameters for the extrusion usually have to be worked out in detail, since there is a great potential for optimization.
  • the extrusion can advantageously be followed by a heat treatment.
  • This heat treatment is particularly suitable for the lithium-containing alloys of Interest, while the other extruded modified alloys according to the invention are not greatly improved by this heat treatment.
  • the semi-finished products can optionally be straightened, for example further deformed by bending, pressing, pressure rolling, stretch drawing, deep drawing, hydroforming or roll profiling, for example by cutting, drilling, milling, grinding, lapping, polishing, joining and / or for example by etching, pickling, Painting or other coating are surface treated.
  • solid and extruded profiles in simple or complicated cross sections can be extruded without problems. In this case, semi-finished products can be improved or components can be produced from them or, if necessary, from them.
  • the semi-finished product or the component made therefrom or with it can be produced using at least one low-heat joining process, e.g. Gluing, riveting, inserting, pressing on, pressing in, clinching, folding, shrinking or screwing and / or at least one heat-generating joining process such as e.g. Composite casting, composite forging, composite extrusion, composite rolling, soldering or welding, in particular beam welding or fusion welding, are connected with a similar or different type of semi-finished product or component.
  • the different semi-finished product or component can also consist essentially of a magnesium alloy or of another alloy or also of a non-metallic material. It can have the same or a different geometry as the semi-finished product or component according to the invention.
  • the joining process can be used in particular to produce a housing, an apparatus, a system, a profile construction and / or a cladding from several elements.
  • a AI, E denotes at least one rare earth element SE, with Y also being counted among the rare earth elements, M or MN Mn, S Si and Z Zn - usually with content in% by weight, unless stated otherwise.
  • the numbers as is customary for the respective alloy, only indicate amounts of the order of magnitude which can vary to a relatively wide extent, as is customary in the industry.
  • the modified AZ-based alloys produced therewith have a low manganese content. All examples showed traces of less than 0.1 wt% Cd, less than 0.05 wt% Cu, less than 0.04 wt% Fe and less than 0.003 wt% Ni .
  • the alloys were made as high-purity commercially available alloys or usually from high-purity starting alloys such as, for example, AM, AS or AZ alloys or by adding high-purity magnesium HP-Mg, a rare earth element-containing master alloy with a ratio of Nd to other rare earths including yttrium of 0.92, a zirconium-containing master alloy and / or of calcium or strontium.
  • the standard alloys contained an Mn content of up to about 0.2% by weight.
  • the alloys were melted in a steel crucible under the protective gas atmosphere of an Ar-SF 6 mixture.
  • the blanks required for the subsequent extrusion were cast in a cylindrical steel mold with machining allowance. The element contents achieved were checked spectroscopically.
  • the bolts were then turned to a diameter of 70 mm and brought to a length of 120 mm.
  • the bolts were then subjected to homogenization treatment in e.g. Exposed to 350 ° C for 4 h or 12 h to remove segregations in the structure and to increase the pressability. Segregations can lead to uneven deformation and, under critical extrusion conditions, to cracks or local melting, which can lead to poor surface qualities. If the bolts are not homogenized well, an unnecessarily high compression pressure is required during extrusion.
  • the homogenized bolts were then well prepared for extrusion.
  • the homogenized bolts were then heated to the respective extrusion temperature, warmed through and extruded in a 400 t hollow press using the direct extrusion process.
  • the temperature of the billet is the temperature that the billet has when it enters the extrusion press.
  • the appropriate tests were carried out in systematic preliminary tests on the AZ31 reference alloy
  • the results of the preliminary tests essentially determined the test parameters of the subsequent tests.
  • All alloys both the starting alloys and the alloys modified by additives, could easily be formed in a wide range of temperatures, extrusion speeds and extrusion ratios.
  • the bolts showed good compressibility with a large scope in terms of pressing force and pressing speed.
  • the extrusion speed has not yet been pushed to the highest possible speeds in the tests and can therefore generally be increased significantly.
  • the lower extrusion temperature is due to the insufficient plastic deformability below a temperature in the range of about 200 to 220 ° C, the upper extrusion temperature is limited by the proximity to the eutectic temperature and possibly by the first formation of parts of a molten phase.
  • the semifinished product or component according to the invention preferably consists essentially of a magnesium alloy which is selected from the group of alloys based on AM, AS, AZ, EZ, MA, SA, ZA or ZE with lithium addition, EM, EZ, ME, MN, MZ , ZE and ZM with a content of at least one rare earth element AM, AZ, MA, MN, MZ, ZA or ZM with calcium or / and strontium addition or EZ, MN or ZE with zirconium addition.
  • a magnesium alloy which is selected from the group of alloys based on AM, AS, AZ, EZ, MA, SA, ZA or ZE with lithium addition, EM, EZ, ME, MN, MZ , ZE and ZM with a content of at least one rare earth element AM, AZ, MA, MN, MZ, ZA or ZM with calcium or / and strontium addition or EZ, MN or ZE with zirconium addition.
  • tensile strength R mi yield strength yield strength R P0 , 2 and elongation at break A or, in some cases, the constriction of the fracture in the tensile test at a tensile speed of 0.5 mm / min.
  • values of the compressive strength R Dm , compression limit Roo. 2 and compression A D obtained at a printing speed of 0.5 mm / min. The beginning of plastic deformation (expansion or Compression limit) was determined graphically. Brinell hardness measurements were also carried out
  • the measurement results of the Brinell hardness determinations made no special statements possible.
  • the Brinell hardness of the extruded samples was found to be 7 to 22% greater than that of the cast samples. The hardness increased with the aluminum content.
  • Extrusion Depending on the sample, an extrusion temperature in the range of 150 to 300 ° C and a time in the range of 50 to 110 min was set for heating and heating the bolt. Preliminary tests were carried out with the reference alloy AZ31 (Tables 1 and 2). The preliminary tests allowed the preselection of the test parameters. The specific extrusion tests were carried out in a 400 t extrusion press with direct extrusion.
  • the extruded AM20U3.6 alloy sometimes had higher mechanical properties than the extruded AM20 alloy (Tables 3a / c). As with the other extruded alloys, the addition of lithium led to a very strong increase in impact work.
  • the extruded AM20 alloy had a very high elastic and a comparatively very low plastic part of the tension in the extruded state (Table 3b). The corresponding plastic portion doubled due to the addition of lithium.
  • the alloy AZ31U3.6 was not characterized in the cast state in the tensile test, since the porosity of the samples was still somewhat too high to allow characteristic statements. In the extruded state, this alloy had the highest compressive strength values. In the case of AZ31 alloyed with lithium, significantly higher toughness values were determined on notched impact specimens and significantly higher elongations at break than on the associated samples not alloyed with lithium, the highest values occurring with the essentially two-phase AZ31U12.3 alloy. In contrast, the tensile strength decreased with the lithium content. The compressive strength was in the cast state proportional to the lithium content, but the highest in extruded samples at medium lithium contents.
  • the AZ31Li6.8 alloy showed an astonishingly high mean yield strength of 122 MPa.
  • the deformability of the base grid of the AZ31 was increased by the addition of lithium and the possibly modified excretion phase.
  • the AZ31U6.8 alloy showed a lower tensile and compressive strength than the AZ31U3.6 alloy, but a high compression limit and high elongation at break.
  • the addition of lithium improved the formability. This had an effect on the lithium-containing alloys and their starting alloys
  • the cast ZE10 alloy had a very low elastic component, but an almost average high plastic component of the stress.
  • the elastic content could be increased significantly by adding lithium.
  • the ZE10 alloy gained an extraordinarily high elastic part of the tension during extrusion, while the plastic part remained approximately constant.
  • all mechanical properties of samples in the as-cast state with the lithium content increased dramatically.
  • the mechanical properties with the exception of tensile strength and yield strength, increased significantly with the lithium content.
  • the alloy ZE10U3.7 showed the highest values of the impact work among the examined lithium-containing magnesium alloys, whereby due to crash tests on deformation elements from the invention
  • Magnesium alloys are assumed that the alloy MgLi15.5AI2.5Zn0.8 should have even higher values of impact energy and notched impact energy than the alloy ZE10U3.7. Up to 140 J were measured on individual samples of the ZE10U3.7 alloy; other samples were taken through the abutment of the testing machine without breaking completely, so that no measured value of the impact work could then be determined. The maximum applicable impact energy was 150 J.
  • the degree of deformation had a considerable influence on the impact work of the lithium-containing samples.
  • the best impact work was performed on the samples containing lithium Forming temperatures of 200 to 250 ° C achieved.
  • the forming speed (
  • the melt was kept and cast at a temperature in the range of 780 to 820 ° C, once also at 750 ° C. Depending on the test, the mold had a diameter of 90 or 110 mm and a mold temperature in the range from 80 to 320 ° C. The element contents achieved were checked spectroscopically.
  • the castings were homogenized at 350 ° C. over 12 h.
  • bolts of 70 mm in diameter and 120 mm in length were produced; for 6 samples of the alloy AZ31CaO, 3, however, a diameter of 74 mm was chosen.
  • an extrusion temperature in the range from 200 to 450 ° C. and a time for heating and soaking in the range from 60 to 150 min were set.
  • the parameter spectrum showed a good compressibility with a large scope in terms of pressing force and pressing speed.
  • the structure and the elongation at break correlated with the deformation parameters. Comparatively high strength values were achieved.
  • the extrusion pressures that occurred varied in a wide range depending on the alloy used and the parameters set.
  • the final pressures reached were for alloys without Ca, Sr, SE or Zr addition in the range around 10 ⁇ 2 MPa at extrusion temperatures above 300 ° C and for Ca, Sr, SE or Zr-containing alloys by up to 4 MPa higher.
  • the reason for the higher extrusion pressures and thus for the increased deformation resistance of magnesium alloys with Ca, Sr, SE or Zr addition is a higher proportion of stable precipitates than with magnesium alloys without this addition. For lower temperatures, somewhat higher extrusion pressures were generally determined.
  • AM50 and AZ31 trended the mean grain sizes with the extrusion temperature e.g. in the range of 6 to 12 ⁇ m or 3.5 to 10 ⁇ m.
  • the average grain size was in the range from 4.5 to 9 ⁇ m and thus smaller due to the addition of Ca, the average grain sizes also increasing somewhat in proportion to the extrusion temperature.
  • the properties of the ZE10 alloy are significantly influenced by the rare earths and can the variation of the rare earth elements including yttrium and their contents can be further optimized. Average grain sizes in the range from 6.5 to 13 ⁇ m occurred in the ZE10 alloy, which increased again with the extrusion temperature; however, this alloy heated relatively strongly with increasing extrusion speed, which also led to somewhat larger average grain sizes at higher extrusion speed.
  • the zirconium addition of the modified ZE10ZrO, 7 alloy resulted in much higher strengths than the ZE10 extruded starting alloy.
  • extruded alloy containing Zr0.7 has very high values of elongation at break and notch impact energy.
  • heterogeneous nucleation could start, which led to a particularly fine structure due to grain boundary pinning.
  • the zirconium additive stabilized the structure of the extruded ZE10ZrO.7 alloy.
  • microstructures with average grain sizes in the range of 2.2 to 4.5 ⁇ m were created. These small grain sizes were created over a wide range of extrusion parameters. The slight variation in grain size depending on the extrusion parameters was striking with this alloy.
  • Magnesium alloys in particular were found to be suitable, in which a Ca content in the range of approximately 0.05 to 0.2% by weight Ca was added to each 1% by weight Al present in order to eliminate the Al 2 Ca phase to enable.
  • the phase AI 2 Ca proved to be more temperature stable than the phase Mg 17 AI 12 and was therefore able to hinder the grain growth during extrusion better than the phase Mg i7 AI 12 .
  • the precipitation phase Mg Si also hindered the grain growth during extrusion better than the phase Mg 17 Al ⁇ 2 .
  • the addition of Ca to Al-free alloys led to the formation of Mg 2 Ca or CasZn ⁇ precipitates.
  • phase Mg ⁇ 7 AI 12 which normally appears in the case of aluminum alloys containing magnesium, does cause somewhat increased strength, but is also responsible for a lower elongation at break. Since this phase is even more brittle than the pure hexagonal Mg phase, larger contents of Mg ⁇ 7 AI 2 should be avoided.
  • Table 1 Results of the preliminary tests to determine the extrusion parameters with the AZ31 alloy at an extrusion temperature of 400 ° C, a die diameter of 16 mm, a recipient diameter of 74 mm and a compression ratio of 1:21
  • Table 2 Influence of the compression ratio on the average grain sizes and the mechanical properties from the tensile test at an extrusion temperature of 400 ° C. in the preliminary tests to determine the extrusion parameters
  • Table 3a Average values of the measurement results of the mechanical tests averaged over the various samples of the lithium-containing magnesium alloys and their starting alloys.
  • Table 3b Average values of the values determined from the stress-strain diagram of the tensile tests for lithium-containing magnesium alloys and their starting alloys.
  • Table 3e Process parameters and average grain size for the lithium-containing magnesium alloys and their starting alloys:
  • Table 3f Manufacturing parameters and material properties of individually selected extruded samples of the lithium-containing alloys and their starting alloys: bolts - length 120 mm, diameter 70 mm; Mold diameter usually 90 mm.
  • Table 4a Average values of the measurement results of the mechanical tests on various samples of the CA. Magnesium alloys containing Sr, SE and Zr and their starting alloys:
  • Table 4b Average values of the values that can be determined from the stress-strain diagram of the tensile tests for modified lithium-free magnesium alloys and their starting alloys.
  • tension Z elastic + plastic part of the tension.
  • Table 4c Highest mean values of the measurement results of the mechanical properties selected from various individual samples of the modified magnesium alloys:
  • Table 4d Mainly occurring grain sizes in the as-cast state after homogenization at 350 ° C for 4 h or after extrusion with the modified lithium-free magnesium alloys and their starting alloys.
  • Table 4e Process parameters for various samples of the modified lithium-free magnesium alloys and their starting alloys.
  • Table 4f Manufacturing parameters and material properties of individually selected extruded samples of the modified lithium-free alloys and their starting alloys: length of bolt 120 mm, diameter of bolt 70 mm. Mold diameter usually 90 mm.

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Description

Verfahren zum Herstellen einer Magnesiumlegierung durch Strangpressen und Verwendung der stranggepreßten Halbzeuge und Bauteile
Die Erfindung betrifft ein Verfahren zum Herstellen einer Magnesiumlegierung hoher Duktilitat u a. durch Strangpressen sowie die Verwendung der stranggepreßten Halbzeuge bzw. Bauteile.
Magnesiumlegierungen sind aufgrund ihrer sehr geringen Dichte etwa im Bereich von 1 ,2 bis 1 ,9 g/cm3, vereinzelt auch, vor allem bei besonders Lithium-reichen Magnesiumlegierungen, bis hinab zu etwa 0,9 g/cm3, als metallische Konstruktionsmateπalien vor allem für den Fahrzeug- und Flugzeugbau von hohem Interesse. Sie werden zukunftig für den Leichtbau von Kraftfahrzeugen und Flugzeugen immer mehr eingesetzt werden, um das Gewicht von zusatzlichen Elementen aufgrund steigender Komfort- und Sicherheitsstandards insbesondere bei neuen schadstoffarmeren Automobilen ausgleichen zu können. Sie sind auch für transportable oder aus anderem Grund besonders leicht gebaute Gerate und Anlagen von Interesse. Der Leichtbau ermöglicht dabei in besonderem Maße die Konstruktion von energiesparenden Fahr- und Flugzeugen wie z.B. des 3-Lιter- Kraftfahrzeugs. Unter den Herstellungsverfahren kommt beim Urformen dem Druckgießen und beim Umformen dem Strangpressen, Schmieden, Walzen und ggf. nachfolgendem Umformen wie dem Streck- bzw. Tiefziehen zukunftig eine stark wachsende Bedeutung zu, da mit diesen Verfahren Leichtbaubauteile herstellbar sind, wie z.B. Sitz-, Fenster- und Türrahmen, Elemente von Fahrzeugzellen und Fahrzeugaußenhauten, Gehäuse, Bodenelemente, Deckel, Tankelemente, Tankklappen, Halterungen, Stutzen, Trager, Winkel, Crashelemente, Pralldampfer, Prallschilde und Pralltrager, Kleinteile bzw. entsprechende Bauteile für Flugzeuge, für die zusehends steigender Bedarf besteht.
Die Kaltverformbarkeit der kommerziell gebräuchlichen Magnesiumlegierungen ist aufgrund der hexagonalen Kristallstruktur und der damit zusammenhangenden geringen Duktilitat begrenzt. Polykristallines Magnesium sowie die meisten Magnesiumlegierungen verhalten sich bei Raumtemperatur spröde. Für etliche Anwendungen bzw. für bestimmte Herstell verfahren von Halbzeugen aus Magnesiumlegierungen ist neben guten mechanischen Eigenschaften wie hoher Zugfestigkeit ein duktiles Verhalten notwendig. Ein verbessertes Umform-, Energieaufnahme- und Deformationsverhalten bedingt eine höhere Duktilitat und ggf auch eine höhere Festigkeit und Zähigkeit Hierfür sind Magnesiumlegierungen mit diesen Eigenschaften zu entwickeln bzw deren Herstellverfahren weiterzuentwickeln, weil viele Werkstoffvarianten mit dem Herstellzustand stark variierende Werkstoffeigenschaften aufweisen.
Als Duktilitat wird das Vermögen eines Werkstoffes zu bleibender Formänderung bezeichnet, das beim einachsigen Zustand nach dem Spannungs-Dehnungs-Diagramm im Idealfall völlig ohne elastischen Anteil ist. Dieses Vermögen wird durch den Eintritt des Bruches begrenzt. Im allgemeinen gilt die im Zugversuch bis zum Bruch erreichte bleibende Dehnung als Duktilitat. Als Maß für die Duktilitat können ferner auch die Brucheinschnurung, Schlagarbeit und Kerbschlagarbeit mit jeweils etwas anderer Aussage angesehen werden. Diese Eigenschaften lassen sich gemäß EN 10 002, Teil 1 , bzw gemäß DIN 50115 und 50116 ermitteln. Die Bruchdehnung A = Apιas, kennzeichnet die Formänderung mit ihrem plastischen Anteil bei einer weitgehend einachsigen Belastung, zusätzlich kann entsprechend dem Spannungs-Dehnungs-Diagramm der elastische Anteil der Dehnung A^ast sowie die Summe des elastischen und plastischen Anteils D = ΣA = Ae,ast + Apιas, ermittelt werden. Ein hochplastischer Werkstoff wird als duktil bezeichnet.
Bei Angaben der Bruchdehnung und der Zugfestigkeit zu verschiedenen Magnesiumlegierungen wird deutlich, daß die Bruchdehnung oft umso höhere Werte einnehmen kann, wenn nur mittelhohe Werte der Zugfestigkeit erreicht werden und daß umgekehrt nur mittelhohe Werte der Bruchdehnung bei hohen Werten der Zugfestigkeit erzielt werden Sehr hohe Werte der Zugfestigkeit lassen sich nur bei vergleichsweise geringen Werten der Bruchdehnung erreichen.
Die Elastizität bezeichnet den elastischen Anteil des Spannungs-Dehnungs-Diagrammes entsprechend dem Hook'schen Gesetz, wo bei idealen linear-elastischen Verhaltnissen noch keine bleibende Formänderung auftritt
Weiterhin kann das Streckgrenzen-Verhältnis V als Verhältnis der Fließspannung F = RP02 zur Zugspannung Z = Rm angegeben werden. Somit ergeben sich zwei die Elastizität, zwei die Piastizitat sowie zwei deren Verhältnis zueinander kennzeichnende Werte für die weitgehend einachsige Belastung. Hierbei ergibt das Verhältnis des elastischen mit dem plastischen Anteil der Dehnung die beste Annäherung an die Realität. Die Schlagarbeit ist vor allem ein Maß für die Energieaufnahme eines Halbzeuges und für plastisches Verhalten, also für die Verformbarkeit und Verformungsgeschwindigkeit. Eine hohe Schlagarbeit ist daher wesentlich für den Einsatz von Deformationselementen wie z.B. Crashelementen, Pralldämpfern, Prallschilden und Prallträgern. Die Schlagarbeit - gemessen an ungekerbten Proben - ist u.a. aufgrund höherer Absolutwerte für Magnesiumlegierungen aussagekräftiger als die Kerbschlagarbeit und betrifft eine weitgehend einachsige Belastung. Die Kerbschlagarbeit, die immer an gekerbten Proben bestimmt wird, kennzeichnet auch die Fehleranfälligkeit eines Werkstoffes bei dreiachsiger Belastung. Ihre Aussagekraft ist insbesondere dann geringer, wenn die Ausführung der Kerbe die Werte der Kerbschlagarbeit wesentlich beeinflußt. Die Schlagarbeit und die Kerbschlagarbeit werden bei dynamischer Belastung gemessen und können einen Hinweis auf die Energieaufnahme und Verformbarkeit geben. Zug- und Druckversuche erfolgen im Vergleich hierzu unter quasistatischen Belastungen. Ein Schluß von einachsigen auf mehrachsige Eigenschaften bzw. Verhältnisse ist nur teilweise möglich.
Die im folgenden aufgeführten Werte gemessen an Proben in einem bestimmten Herstellungszustand geben daher die aktuellen Werkstoffeigenschaften wieder. Sie gewähren einen Hinweis auf das Umformverhalten, das vorher beim Umformen aufgetreten war. Es ist in diesem Zustand ein Schluß auf die Eigenschaften und das Verhalten eines Halbzeuges oder sogar eines Bauteiles mit diesem ggf. weiter veredelten Halbzeug im späteren Einsatz gut möglich. Weiterhin ist ein Schluß von den Werkstoffeigenschaften umgeformter Legierungen möglich, die z.B. durch Biegen, Drücken, Drückwalzen, Streckziehen, Tiefziehen, Innenhochdruckumformen oder Walzprofilieren zu weiterverarbeiteten Halbzeugen geformt werden sollen. Da die Veränderung der Werkstoffeigenschaften vom gegossenen zum stranggepreßten Zustand ähnlich der Veränderung der Werkstoffeigenschaften vom gegossenen zum geschmiedeten, gewalzten oder einem ähnlichen umgeformten Zustand ist, ist daher auch ein Schluß auf einen anderen Umformzustand möglich.
Für den Einsatz von Leichtbauelementen wird üblicherweise auf die elastischen Eigenschaften (Steifigkeit) abgehoben, soweit es nicht wie z.B. bei einem Unfall auf die Verformungseigenschaften und damit auf die Energieaufnahme des Elementes und auf das plastische Verhalten ankommt. Daher spielen bezüglich der u.U. mehrfachen Umformung insbesondere die plastischen und für den Einsatz die plastischen oder/und elastischen Eigenschaften eine Rolle. Diese Eigenschaften sind für den Einsatz in der Regel auf die jeweilige Umgebungstemperatur, also im Extremfall im Bereich von -40 °C bis +90 °C, an einzelnen Stellen im Fahr- oder Flugzeug jedoch auf die örtlich noch tieferen oder höheren Temperaturen abzustellen. Der Belastungszustand ist jedoch meistens mehrachsig. Der Schluß von einachsigen auf mehrachsige Belastungszustande ist umso eher möglich, je mehr ein eher isotropes Gefuge vorliegt.
Für die Herstellung derartiger Automobilelemente bietet sich insbesondere die Herstellung durch Druckgießen bzw. Strangpressen, Schmieden oder/und Walzen an. Voraussetzung für den Einsatz von Halbzeugen aus Magnesiumlegierungen bzw. von daraus oder damit hergestellten Bauteilen im Automobil kann die Erfüllung bestimmter Eigenschaftsprofile je nach Anwendung sein wie z.B. bei Deformationselementen, Sitz- und Türrahmen eine Zugfestigkeit des Leichtwerkstoffs von mindestens 100 MPa, vorzugsweise von mindestens 130 MPa, zusammen mit einer Bruchdehnung gemessen bei Raumtemperatur von mindestens 10 %, vorzugsweise von mindestens 15 %. Je hoher die Zugfestigkeit, Bruchdehnung und weitere Eigenschaften, die auf hohe Duktilitat und Energieaufnahme hinweisen, sind, umso geeigneter sind diese Halbzeuge bzw. Bauteile in der Regel für den Einsatz. Ferner sind höhere Festigkeitswerte und eine höhere Duktilitat auch eine Erleichterung und teilweise auch Voraussetzung für die Umformung gegossener Rohlinge bzw. für die weitere Umformung bereits umgeformter Rohlinge oder Halbzeuge. Je hoher diese Eigenschaften im gegossenen Zustand sind, desto hoher sind diese üblicherweise auch im umgeformten Zustand. Eine höhere Duktilitat kann das Umformen bzw. das erneute Umformen, insbesondere das Strangpressen, erleichtern. Daher ist eine Bruchdehnung von mindestens 10 % auch für die nachfolgenden Herstellungsschntte zu Elementen aus Magnesiumlegierungen hilfreich. Daher wird aus mehreren Gründen eine Zugfestigkeit von mindestens 150 MPa gemessen bei Raumtemperatur, vorzugsweise von mindestens 180 MPa, bzw. eine Bruchdehnung von mindestens 18 %, vorzugsweise von mindestens 20 %, besonders bevorzugt von mindestens 25 %, empfohlen. Üblicherweise betragt die Bruchdehnung bei den kommerziell gebräuchlichen Magnesiumlegierungen gemessen bei Raumtemperatur weniger als 12 %.
Bei stärkerer Substitution von anderen Legierungen durch Magnesiumlegierungen, um durch Gewichtsersparnis Treibstoff einzusparen bzw. den Einbau zusätzlicher Elemente ohne Gewichtszunahme zu ermöglichen, ist die Weiterentwicklung der Technologie der bekannten
Magnesiumlegierungen und die Erforschung weiterer Magnesiumlegierungen notwendig, insbesondere bezüglich der Eigenschaftskombination Duktilitat - Festigkeit.
Es ergeben sich grundsätzlich verschiedene Möglichkeiten zur Steigerung der Duktilitat und somit der Bruchdehnung bei Magnesiumlegierungen und verwandten Leichtwerkstoffen: 1 Eine recht begrenzte Möglichkeit dieser Steigerung ergibt sich durch Optimierung des Herstellungsprozesses in Verbindung mit Warmebehandlungsverfahren oder/und über optimierte Herstellparameter z.B. beim Strangpressen. Wichtig ist jedoch beim Umformen z.B. durch Strangpressen, daß die auftretende dynamische Rekristallisation nicht zur Grobkornbildung fuhrt. Denn die Energieaufnahme und die mechanischen Eigenschaften einer Legierung sollten in der Regel umso großer sein, je kleiner die mittlere Korngroße ist. Ziel einer Legierungsentwicklung kann dabei eine Modifikation des Gefugeaufbaus durch Einformen von temperaturstabilen Ausscheidungen oder/und eine Stabilisierung des Gefuges durch Beeinflussung des Kornwachstums sein, um möglichst feines Korn und eine möglichst geringe Porosität zu erzeugen.
2. Beim Übergang der Kristallstruktur der Mg-Hauptphase von der hexagonal dichtesten Kugelpackung auf die kubisch raumzentrierte Kristallstruktur z.B. aufgrund einer höheren Zugabe eines Dotierungselementes wie z.B. mindestens 10,8 Gew.-% Li, um ohne weitere Dotierungselemente einen homogenen ß-Lithium-Magnesium-Mischkπstall zu erzeugen, tritt eine verbesserte Bruchdehnung und eine bessere Umformbarkeit bei Raumtemperatur aufgrund einer erhöhten Anzahl von Gleitsystemen auf. Allerdings können sich dabei Festigkeit und Korrosionsbeständigkeit verschlechtern.
3. Da Korngrenzen und andere Gefugeinhomogenitaten bzw. Gefugefehler wie z.B. Einschlüsse, Poren, grobe Ausscheidungen, Oxidschlieren und Seigerungen bei der Bewegung von Versetzungen als Barrieren wirken, kann eine Verfeinerung des Gefuges, eine Verkleinerung von GefugeinhomogenitatenAfehlem bzw. eine Vermeidung bestimmter GefugeinhomogenitatenAfehler zu einer Steigerung der Festigkeit, der Bruchdehnung und der Energieaufnahme fuhren. Die Zusammenhange sind jedoch im Einzelfall sehr komplex. Die Kornfeinung ist ein wichtiges Hilfsmittel, um weitere Verformungssysteme zu aktivieren, die ein Korngrenzengleiten und neue Fließprozesse bei Raumtemperatur erlauben und somit die Duktilitat verbessern. Dies kann durch die Zugabe kornfeinender Zusätze oder/und durch heterogene Keimbildung beim Erstarren von Gußwerkstoffen aus Legierungen mit bestimmten Zusätzen erfolgen. Selbst die handelsüblichen Mg-Gußlegierungen bzw Mg-Knetlegierungen sind im gegossenen und ggf. danach umgeformten, insbesondere stranggepreßten, gepreßten, gewalzten oder/und geschmiedeten und ggf. danach warmebehandelten Zustand üblicherweise bisher von relativ geringer Duktilitat und geringem Energieaufnahmevermogen. Für die preiswerte Herstellung von Halbzeugen, insbesondere für Fahrzeuge und Flugzeuge, besteht Bedarf an geeigneten Legierungen und einfachen Verfahren zur Herstellung von Magnesiumlegierungen mit etwas erhöhter Festigkeit und stark erhöhter Duktilitat.
Da das Interesse an Mg-Knetlegierungen erst in den letzten Jahren etwas großer geworden ist, steht bisher nur eine begrenzte Anzahl an Legierungen für den großtechnischen Einsatz zur Verfugung. Das sind Legierungen auf Basis Mg-Al-Zn wie z.B. AZ31 , AZ61 , AZ80 und AZ81 , auf Basis Mg-Zn-Zr wie z.B. ZK40 und ZK60 oder auf wird das Strangpressen von Magnesiumlegierungen kaum angewandt.
Haferkamp, Bach, Bohling & Juchmann (Proc. 3^ Int. Magnesium Conf. Manchester April 10-12, 1996, The Institute of Materials, London 1997, ed.: G. W. Lorimer) bzw. Haferkamp, Bach & Juchmann ("Stand und Entwicklungstendenzen dichtereduzierter Magnesium- Werkstoffe", Vortrag bei der Fortbildungsveranstaltung "Magnesium - Eigenschaften, Anwendungen, Potentiale" der Deutschen Gesellschaft für Mateπalkunde Clausthal- Zellerfeld 1997) beschreiben Lithium-haltige Magnesiumlegierungen auf Basis MgLi ohne und mit AI, AlZn, Ca, Si, SiCa, AICa, CaAlZn bzw SiAIZn. Hierbei werden für die Bruchdehnung bzw. Zugfestigkeit Werte für Mgü40at%AI6at% z.B. von 19 % bzw. etwa 260 MPa sowie für Mgü40at% 42 % bzw. etwa 134 MPa angegeben. Aufgrund der für jene Versuche verwendeten kleinen Laborstrangpresse sind jedoch die Umformgeschwindigkeit und der Umformgrad gering gewesen.
Ferner wurden von Haferkamp, Bach, Bohling & Juchmann bei der Magnesium-Konferenz in Garmisch-Partenkirchen 1992 (Magnesium Alloys and Their Applications, Eds.: B. L. Mordike & F Hehmann, Oberursel 1992, 243-250) Werte der Bruchdehnung und Zugfestigkeit vorgetragen, die bei MgüAI, ggf. mit Zn, zu Werten bis 25 % und 239 MPa führten. Der NASA-Report N67-22072, SP-5068, Properties and current applications of magnesium- lithium alioys, 1967, deutet zwar Möglichkeiten zur Festigkeitssteigerung bei Lithium-haltigen Magnesiumlegierungen an und berichtet über singuläre Werte hoher Bruchdehnung bzw. hoher Zugfestigkeit, doch ist davon auszugehen, daß bei den damals üblichen Herstellverfahren und zur Verfügung stehenden Ausgangsmaterialien hohe Verunreinigungen auftraten, die das Ergebnis diesbezüglich stark beeinflußten und die Korrosionsbeständigkeit im Vergleich zu den heute herstellbaren hochreinen Legierungen wesentlich beeinträchtigten.
Die Druckschrift der Dow Chemical Company „Magnesium Wrought Products" vom August 1994 gibt eine Übersicht über handelsübliche stranggepreßte Magnesiumlegierungen. Die größte Bruchdehnung wird hier für AZ61 angegeben mit typischerweise 17 %.
Neite beschreibt in Materials Science and Technology, Vol. 8, ED.: K. H. Matucha, 199?, in Kapitel 4.3.2 Herstellverfahren und mechanische Eigenschaften von typischen Magnesiumlegierungen. Für stranggepreßte Magnesiumlegierungen auf Basis AZ in Form von Stäben werden - vor allem mit dem Aluminiumgehalt steigend - Zugfestigkeiten von 204 bis 340 MPa und Bruchdehnungen von 9 bis 17 % angegeben, die durch eine künstliche Alterung bis zu einer Zugfestigkeit von 380 MPa gesteigert werden konnten, wobei aber die Bruchdehnung auf 6 bis 8 % sank. Für AZ31 werden 250 MPa und 14 bis 15 % angeführt. Die Legierung M1 wies im stranggepreßten Zustand typischerweise eine Zugfestigkeit von 225 MPa und eine Bruchdehnung von 12 % auf.
GB 2,296,256 A führt Werte der Bruchdehnung von 17,2 und 18 % für Legierungen MgAI0.5-1.1 MnO.10-0.12 an, die jedoch eine recht geringe Biegefestigkeit aufwiesen.
Kamado et al. beschreiben in Proc. 3"* Int. Magnesium Conference April 10-12 1996, Manchester/UK, Ed.: G.W. Lorimer, für die Legierung AI10Si1Ca0.5 Werte von etwa 170 MPa Zugfestigkeit und 2 % Bruchdehnung für den preßgeformten Zustand.
Von J. Becker, G. Fischer und K. Schemme, Light weight construction using extruded and forged semi-finished products made of magnesium alioys, Vortrag Wolfsburg 1998, wurden für die Magnesiumlegierung AZ31 im stranggepreßten Zustand Werte von 250 MPa Zugfestigkeit und 14 % Bruchdehnung mitgeteilt, für die Legierung M2 von 250 MPa für die Zugfestigkeit, aber nur von 4 % für die Bruchdehnung. Die Proben waren daher nicht auf duktile Werkstoffeigenschaften optimiert.
In US 3,419,385 wird die Zugfestigkeit für einzelne stranggepreßte Magnesiumlegierungen mit Gehalten an Y, Zn und Zr mit 248 bis 352 MPa und die Bruchdehnung mit 14 bis 26 % je nach Zusammensetzung angegeben. Die chemisch der Legierung ZE10Zr0.7 am nächsten kommende Legierung Zn2.1 Y1.9Zr0.9 wies im gegossenen Zustand nur eine Bruchdehnung von 8 % auf. Es ist davon auszugehen, daß bei den damals üblichen Herstellverfahren und zur Verfügung stehenden Ausgangsmaterialien hohe Verunreinigungen auftraten, die das Ergebnis diesbezüglich stark beeinflußten und die Korrosionsbeständigkeit im Vergleich zu den heute herstellbaren hochreinen Legierungen wesentlich beeinträchtigten.
Es bestand daher die Aufgabe, ein Verfahren zum Strangpressen von Magnesiumlegierungen erhöhter Duktilitat und möglichst auch erhöhter Energieaufnahme, Druck- bzw. Zugfestigkeit und Zähigkeit unter Auswahl der für diese Einsatzzwecke am ehesten wirkenden Parameter vorzuschlagen, die eine möglichst geringe Dichte aufweisen und darüber hinaus auch möglichst einfach und kostengünstig hergestellt werden können.
Die Aufgabe wird gelöst mit einem Verfahren zum Herstellen einer Magnesiumlegierung hoher Duktilitat u.a. durch Strangpressen, das dadurch gekennzeichnet ist, daß die Legierung mit einem Umformgrad von mindestens 1 ,5 stranggepreßt wird, daß sie Zusätze oder Spuren an Cd kleiner als 1 ,8 Gew.-% und Spuren von bis zu 0,1 Gew.-% Cu, bis zu 0,05 Gew.-% Fe und bis zu 0,005 Gew.-% Ni enthalten kann, daß sie einen Gehalt an Li im Bereich von 0,5 bis 20 Gew.-% enthält, daß sie neben den Gehalten an Mg und Li sowie ggf. AI oder/und Si einen Gehalt an mindestens einem weiteren chemischen Element von mindestens 0,1 Gew.-% enthält und daß sie nach dem Strangpressen eine Bruchdehnung von mindestens 20 %, eine Druckfestigkeit von mindestens 300 MPa und eine Schlagarbeit gemessen an ungekerbten Proben von mindestens 70 J aufweist. Dieses weitere chemische Element ist vorzugsweise Mn, Zn oder/und mindestens ein Seltenerdelement SE einschließlich La und Y. Die Magnesiumlegierung weist bevorzugt einen ü-Gehalt im Bereich von 3 bis 18 Gew.-% Li auf, vorzugsweise von 6 bis 14 Gew.-% Li. Dieser breite Bereich des Lithium-Gehalts deckt sowohl den bezüglich der Werkstoffeigenschaften interessanten 2-Phasen-Bereich mit der hexagonalen und kubischen Phase, als auch den krz-Phase-Bereich ab, indem im wesentlichen nur die kubische Phase als ü-haltige Phase auftritt. Eine Zugfestigkeit von mindestens 150 MPa ist besonders vorteilhaft.
Die Aufgabe wird weiterhin gelost mit einer Verfahren zum Herstellen einer Magnesiumlegierung hoher Duktilitat u.a. durch Strangpressen, bei dem die Legierung mit einem Umformgrad von mindestens 1 ,5 stranggepreßt wird, wobei sie Zusätze oder Spuren an Cd kleiner als 1 ,8 Gew.-% und Spuren von bis zu 0,1 Gew.-% Cu, bis zu 0,05 Gew.-% Fe und bis zu 0,005 Gew.-% Ni enthalten kann, wobei sie einen Gehalt an Ca im Bereich von 0,1 bis 6 Gew.-% und nach dem Strangpressen eine Bruchdehnung von mindestens 16 %, eine Druckfestigkeit von mindestens 300 MPa und eine Schlagarbeit gemessen an ungekerbten Proben von mindestens 50 J aufweist. Bei einer Variante vorteilhafter Ausfuhrungsformen ist der Gewichtsanteil des enthaltenen Ca im Bereich von 2 bis 30 %, vorzugsweise im Bereich von 5 bis 20 % des Gewichtsanteils an enthaltenem Aluminium oder wenn kein Aluminium auftritt an Mangan. Der Gehalt an Ca betragt insbesondere 0,15 bis 4 Gew.-%, bevorzugt 0,2 bis 1 ,5 Gew.-%. Der Anteil an Ca kann teilweise durch Sr ersetzt sein, auch wenn sich Sr üblicherweise anders verhalt als Ca.
Die Aufgabe wird auch mit einem entsprechenden Verfahren gelost, bei dem die Magnesiumlegierung einen Gehalt an Sr im Bereich von 0,1 bis 6 Gew.-% und nach dem Strangpressen eine Bruchdehnung von mindestens 17,5 % und eine Schlagarbeit gemessen an ungekerbten Proben von mindestens 50 J aufweist. Bei einer Variante vorteilhafter Ausfuhrungsformen ist der Gewichtsanteil des enthaltenen Sr im Bereich von 2 bis 30 %, vorzugsweise im Bereich von 5 bis 20 % des Gewichtsanteils an enthaltenem Aluminium oder wenn kein Aluminium auftritt an Mangan. Der Gehalt an Sr betragt insbesondere 0,15 bis 4 Gew.-%, bevorzugt 0,2 bis 1 ,5 Gew.-%. Der Anteil an Sr kann teilweise durch Ca ersetzt sein.
Die Aufgabe wird auch mit einem entsprechenden Verfahren gelost, bei dem die Magnesiumlegierung einen Gehalt an Zr im Bereich von 0,1 bis 10 Gew.-% und nach dem Strangpressen eine Bruchdehnung von mindestens 18 %, eine Druckfestigkeit von mindestens 300 MPa und eine Schlagarbeit gemessen an ungekerbten Proben von mindestens 20 J aufweist. Der Gehalt an Zr betragt insbesondere 0,15 bis 6 Gew.-%, bevorzugt 0,2 bis 3 Gew.-%, besonders bevorzugt 0,3 bis 1 ,5 Gew.-%. Die Aufgabe wird auch mit einem entsprechenden Verfahren gelost, bei dem die Magnesiumlegierung einen Gehalt an mindestens einem Seltenerdelement SE einschließlich La und Y im Bereich von insgesamt 0,1 bis 10 Gew.-% und nach dem Strangpressen eine Bruchdehnung von mindestens 18 %, eine Druckfestigkeit von mindestens 300 MPa und eine Schlagarbeit gemessen an ungekerbten Proben von mindestens 50 J aufweist, wobei der Gesamtgehalt an Seltenerdelementen bei mit Lithium versetzten Legierungen nur bis zu 1 Gew.-% betragt. Der Gesamtgehalt an SE betragt bei mit Lithium versetzten Legierungen insbesondere 0,15 bis 0,9 Gew.-%, bevorzugt 0,2 bis 0,8 Gew.-%, besonders bevorzugt 0,3 bis 0,75 Gew.-%. Bei Magnesiumlegierungen ohne Lithium-Zusatz betragt der Gesamtgehalt an Seltenerdeiementen insbesondere 0,15 bis 8 Gew.-%, vorzugsweise 0,2 bis 6 Gew.-%, besonders bevorzugt 0,3 bis 4 Gew.-%, ganz besonders bevorzugt 0,4 bis 3 Gew.-%.
Es hat sich gezeigt, daß die Modifizierung von Korngroßen und Phasenverteilungen über das Zulegieren von Begleitelementen wie Lithium, Zirkonium, Seltenerdeiementen SE wie z.B. Cer, Praseodym, Neodym, Samarium, Gadolinium, Ytterbium, Yttrium und Lanthan bzw. deren Gemischen oder den Erdalkalimetallen - insbesondere Ca, Sr, Ba - hilfreich ist unter Erzeugung von deutlich festeren oder/und duktileren Magnesiumlegierungen. Vor allem ein Zusatz von Lithium, Calcium, Strontium, Zirkonium bzw. von mindestens einem Seltenerdelement einschließlich Yttrium und Lanthan hat sich als gunstig zur Weiterentwicklung von Magnesiumlegierungen erwiesen.
Die Aufgabe wird ferner gelost mit einem Verfahren zum Herstellen einer Magnesiumlegierung hoher Duktilitat u.a. durch Strangpressen, das dadurch gekennzeichnet ist, daß die Legierung beim Strangpressen dynamisch rekristallisiert wird, daß sie Zusätze oder Spuren an Cd kleiner als 1 ,8 Gew.-% und Spuren von bis zu 0,1 Gew.- % Cu, bis zu 0,05 Gew.-% Fe und bis zu 0,005 Gew.-% Ni enthalten kann, daß sie eine Magnesiumlegierung auf Basis AM, AS, EM, EZ, MA, ME, SA, ZA oder ZE ist und daß sie nach dem Strangpressen eine Bruchdehnung von mindestens 17,5 %, eine Druckfestigkeit von mindestens 300 MPa und eine Schlagarbeit gemessen an ungekerbten Proben von mindestens 45 J aufweist.
Die Aufgabe wird auch mit einem entsprechenden Verfahren gelost, bei dem die Magnesiumlegierung auf Basis AZ mit mindestens einem Zusatz von Ca, Sr, Li, SE oder/und Zr von jeweils mindestens 0,1 Gew -% ist und bei dem sie nach dem Strangpressen eine Bruchdehnung von mindestens 17,5 %, eine Druckfestigkeit von mindestens 350 MPa und eine Schlagarbeit gemessen an ungekerbten Proben von mindestens 50 J aufweist. Der
Gewichtsanteil des jeweiligen Zusatzes kann insbesondere 0,15 bis 6 Gew.-%, vorzugsweise 0,2 bis 4 Gew -%, besonders bevorzugt 0,25 bis 2 Gew.-% betragen.
Daneben können weitere Zusätze auftreten, vorzugsweise solche, die das dynamische
Reknstallisationsverhalten und die Femkornigkeit beeinflussen.
Die Aufgabe wird auch mit einem entsprechenden Verfahren gelost, bei dem die Magnesiumlegierung auf Basis MN mit mindestens 1 Gew.-% Mn und mit einem Zusatz von Ca, Sr, Li, SE oder/und Zr von jeweils mindestens 0,1 Gew.-% ist und bei dem sie nach dem Strangpressen eine Bruchdehnung von mindestens 15 %, eine Druckfestigkeit von mindestens 300 MPa und eine Schlagarbeit gemessen an ungekerbten Proben von mindestens 20 J aufweist. Der Gehalt an Mn betragt vorzugsweise mindestens 1 ,3 Gew.-% Der Gewichtsanteil des jeweiligen Zusatzes kann insbesondere 0,15 bis 6 Gew.-%, vorzugsweise 0,2 bis 4 Gew.-%, besonders bevorzugt 0,25 bis 2 Gew.-% betragen. Daneben können weitere Zusätze auftreten, vorzugsweise solche, die das dynamische Reknstallisationsverhalten beeinflussen.
Die Aufgabe wird auch mit einem entsprechenden Verfahren gelost, bei dem die Magnesiumlegierung auf Basis MZ oder ZM ist, die einen Zusatz insbesondere von Ca, Sr, Li, SE oder/und Zr von jeweils mindestens 0,1 Gew -% enthalten kann, und bei dem sie nach dem Strangpressen eine Bruchdehnung von mindestens 15 %, eine Druckfestigkeit von mindestens 300 MPa und eine Schlagarbeit gemessen an ungekerbten Proben von mindestens 40 J aufweist. Vorzugsweise weist die Legierung nach dem Strangpressen einen plastischen Anteil der Spannung bestimmt im Zugversuch nach dem Spannungs-Dehnungs- Diagramm aus der Differenz von Zugspannung und Fließspannung von mindestens 40 MPa auf.
Die restlichen Gehalte der angeführten chemischen Zusammensetzung bestehen vorwiegend oder im wesentlichen aus Magnesium Gehalte an Cadmium stören bei der Verarbeitung nur wegen ihrer Giftigkeit, sind sonst aber insbesondere bezüglich der Umformbarkeit eher von Vorteil. Spurengehalte an Kupfer, Eisen und Nickel sollen möglichst gering sein, da sie sich auf die Verarbeitung oder/und die Werkstoffeigenschaften negativ auswirken. Es hat sich gezeigt, daß üblicherweise mit den duktilen Magnesiumlegierungen hohe Strangpreßgeschwindigkeiten erzielt werden können. Dabei sind bei den Versuchen noch keine Anstrengungen gemacht worden, die höchsten Strangpreßgeschwindigkeiten zu erreichen, sondern vielmehr besteht ein deutliches Potential, noch deutlich höhere Geschwindigkeiten erreichen zu können. Der Umformgrad kennzeichnet den Grad der Querschnittsverringerung beim Umformen und wird als natürlicher Logarythmus des Verhältnisses von Ausgangsquerschnitt zu Querschnitt nach dem Umformen angegeben. Er ist daher auch oft mit dem Grad der dynamischen Rekristallisation korreliert, wobei möglichst noch kein stärkeres Wachstum einzelner Körner auftreten sollte, sondern ein möglichst feinkörniges Gefüge angestrebt wird, das bei manchen Magnesiumlegierungen eine hohe Duktilitat bedingt. Je stabiler das Gefüge einer Magnesiumlegierung ist, desto feinkörniger wird bzw. bleibt das Gefüge beim Umformen. Ferner hat sich erwiesen, daß der Umformgrad vorteilhafterweise mindestens 1 ,5 beträgt, bevorzugt mindestens 2, besonders bevorzugt mindestens 2,5. Bei einem Umformgrad von weniger als 1 ,5 ist die dynamische Rekristallisation beim Umformen recht gering. Es hätte auch ein Umformgrad von 3,5 oder mehr bei den Versuchen gewählt werden können. Die Strangpreßgeschwindigkeit liegt vorteilhafterweise bei mindestens 1 ,5 m/min, vorzugsweise bei mindestens 2,5 m/min, besonders bevorzugt bei mindestens 5 m/min, ganz besonders bevorzugt bei mindestens 7,5 m/min. Sie wird nach oben vor allem durch die wieder abnehmende Qualität der stranggepreßten Profile begrenzt.
Dabei ist es erforderlich, daß die Magnesiumlegierung ausgewählt ist aus der Gruppe von Magnesiumlegierungen, die aufgrund der dynamischen Rekristallisation und Feinkörnigkeit eine höhere Duktilitat erhalten. Die dynamische Rekristallisation und Gefügeveränderung vom urgeformten oder kompaktierten Formkörper an bis zum fertigen Halbzeug, Bauteil oder Verbund wird oft nicht allein durch das Strangpressen und die hiermit verbundenen thermischen bzw. mechanischen Einflüsse bedingt sein, sie werden aber vorzugsweise wesentlich oder sogar hauptsächlich beim Strangpressen ausgeführt.
Die Aufgabe wird schließlich gelöst mit einem Halbzeug aus einer Magnesiumlegierung oder mit einem daraus oder damit hergestellten Bauteil oder mit einem Verbund mit einem solchen Halbzeug oder Bauteil, das/der erfindungsgemäß hergestellt wurde. Das erfindungsgemaße Halbzeug oder Bauteil besteht vorzugsweise im wesentlichen aus einer Magnesiumlegierung, die ausgewählt ist aus der Gruppe von Legierungen auf Basis
AM, AS, AZ, EZ, MA, SA, ZA oder ZE mit Lithiumzusatz, EM, EZ, ME, MN, MZ, ZE und ZM mit einem Gehalt an mindestens einem Seltenerdelement AM, AS, AZ, MA, MN, MZ, SA, ZA oder ZM mit Calcium- oder/und Strontiumzusatz oder EZ, MN oder ZE mit Zirkoniumzusatz.
Als Halbzeuge im Sinne dieser Anmeldung werden Formkorper verstanden, die noch nicht für ihren jeweiligen Anwendungszweck fertiggestellt und emsatzfahig sind. Als Bauteile werden dagegen die für den beabsichtigten Einsatzzweck geeigneten Formkorper bezeichnet. Beide Begriffe gehen jedoch fließend ineinander über, da es sich bei dem gleichen Formkorper für den einen Einsatzzweck um ein Halbzeug, für den anderen aber bereits um ein Bauteil handeln kann Ferner wird aus Gründen der sprachlichen Vereinfachung nicht überall im Text streng zwischen Halbzeug und Bauteil unterschieden bzw. beides gleichzeitig angeführt oder nur von Magnesiumlegierung gesprochen, obwohl beides gemeint sein kann.
Die Halbzeuge aus erfindungsgemaßen Magnesiumlegierungen bzw. die daraus oder damit hergestellten Bauteile bzw. Verbünde können verwendet werden als Rahmenelemente, Elemente von Fahrzeugzelle oder Fahrzeugaußenhaut, als Fahrzeugzelle oder Fahrzeugaußenhaut, Cockpittrager, Cockpithaut, Gehäuse, Bodenelement, Boden, Deckel, Tankelemente, Tankklappen, Halterungen, Stutzen, Trager, Winkel, Hohlprofile, Rohre, Deformationselemente, Crashelemente, Crashabsorber, Pralldampfer, Prallschilde, Pralltrager, Kleinteile, als geschweißte Profilkonstruktion, für die Fahrzeugkarosserie, für Sitz-, Fenster- oder/und Türrahmen, als Halbzeuge, Bauteile oder Verbünde am oder im Automobil oder Flugzeug.
Verfahren zur Herstellung von Stranqpreßprofilen:
Die Magnesiumlegierungen, insbesondere die Lithium- bzw. die Calcium-, Strontium-, Zirkonium oder/und mindestens ein Seltenerdelement enthaltenden Magnesiumlegierungen, die durch Strangpressen erfindungsgemaß umgeformt werden können, werden in zwei am gleichen Tag vom gleichen Anmelder eingereichten Patentanmeldungen im Detail beschrieben; jene Anmeldungen gelten durch ihre Benennung als in vollem Umfang in diese Anmeldung einbezogen. Es wird vorzugsweise von hochreinen, kommerziell erhältlichen Legierungen ausgegangen. Ggf. werden diese Legierungen durch Zusätze auflegiert. Dabei können die hochreinen auflegierten Legierungen beim Schmelzprozeß geringe Mengen an Verunreinigungen aus dem Tiegel aufnehmen. Die Legierungen können beispielsweise in einem Nickel- und Chrom-freien Stahltiegel unter einer Schutzgasatmosphäre, z.B. Ar oder/und SF6, erschmolzen werden. Anstelle eines Gießverfahrens kann auch die pulvermetallurgische Herstellung von Grünlingen ggf. mit nachfolgender Glühung eingesetzt werden. Die Verfahrensschritte sind grundsätzlich bekannt, bedingen aber je nach Legierung eine unterschiedliche Abänderung bzw. Optimierung.
Voraussetzung für die Weiterverarbeitung von Magnesiumlegierungen durch Strangpressen, Walzen oder/und Schmieden ist die Herstellung geeigneter Vormaterialien z.B. in Form von Blöcken, Bolzen oder Brammen. Für die Herstellung von Bolzen zum Strangpressen gibt es vor allem zwei Möglichkeiten:
Beim ersten Verfahren kann ein Bolzen mit einem sehr großen Durchmesser gegossen werden, der dann anschließend mit Hilfe einer Hochleistungsstrangpresse zu Rundboizen mit einem Durchmesser verpreßt werden kann, der dem Rezipientendurchmesser entspricht. Hierbei wird die Seigerung durch die thermomechanische Behandlung verringert.
Ein weniger aufwendiges Verfahren als dieses Doppelstrangpressen ist die Herstellung der Bolzen durch Sand-, Kokillen- oder Strangguß mit einer ausreichend großen Bearbeitungszugabe. Hierbei ist jedoch darauf zu achten, daß keine stärkere Seigerungen auftreten, die auch durch lange Homogenisierungszeiten nicht oder nur unzureichend ausgeglichen werden. Die Folgen könnten sonst eine schlechte Verpreßbarkeit und eine größere Streuung der mechanischen Eigenschaften, insbesondere der Duktilitat, sein.
Die gegossenen Bolzen können zunächst durch Wärmebehandlung in Abhängigkeit von der Legierungszusammensetzung bei z.B. 350 °C im Bereich von 6 h bis 12 h homogenisiert werden, um Seigerungen im Gefüge zu beseitigen, das z.T. heterogene Gefüge zu verbessern und die Preßbarkeit zu erhöhen. Danach können die homogenisierten Bolzen mechanisch auf die erforderlichen Abmessungen bearbeitet werden. Seigerungen können zu einer ungleichmäßigen Verformung und bei kritischen Strangpreßbedingungen zu Rissen bzw. zu lokalen Aufschmelzungen führen, was schlechte Oberfiächenqualitäten bedingen kann. Bei weniger gut homogenisierten Bolzen ist ein unnötig hoher Preßdruck beim Strangpressen erforderlich. Die homogenisierten Bolzen sind dann für das Strangpressen vorbereitet.
Das Strangpressen der Magnesiumlegierungen kann in den gleichen Strangpreßanlagen erfolgen, die für das Strangpressen von Aluminiumlegierungen eingesetzt werden, sowohl über das direkte, als auch über das indirekte Strangpressen. Nur bei der Werkzeuggestaltung (Matrize) ist das Verformuπgsverhalten spezifisch zu berücksichtigen. Scharfkantige Einlaufe, wie sie bei Aluminiumlegierungen zum Einsatz kommen, sind bei Magnesiumlegierungen zu vermeiden, da sonst die Gefahr von Oberflächenrissen auftritt. In vielen Fällen wird z.B. für Matrizen von Rundprofilen ein Einlaufwinkel von ca. 50 ° für Magnesiumlegierungen verwendet. Bei den Versuchen wurde ein Rundprofil verwendet.
Der wichtigste Parameter neben der Strangpreßtemperatur ist die Strangpreßgeschwindigkeit, weil sie die Eigenschaften und die Oberflächenqualität der Strangpreßprofile maßgeblich beeinflußt. Ein hoher Preßdruck bedingt dabei auch eine hohe Strangpreßgeschwindigkeit, die aus wirtschaftlichen Gründen angestrebt wird. Eine hohe Strangpreßgeschwindigkeit ist üblicherweise mit einer noch besseren Oberflächenqualität verbunden. Die Strangpreßgeschwindigkeit ist sehr von der Geometrie des Stranges abhängig. Die Preßbarkeit der Magnesiumlegierungen ist vergleichbar mit denen schwerpreßbarer Aluminiumlegierungen. Eine hohe Strangpreßgeschwindigkeit wird zwar aus wirtschaftlichen Gesichtspunkten angestrebt, ist aber bei Magnesiumlegierungen nicht immer realisierbar. Es darf außerdem bei besonders hohen Strangpreßgeschwindigkeiten nicht zu Rissen und zum Brennen der Magnesiumlegierung kommen. Außerdem ist der Umformgrad von großer Bedeutung. Er geht mit der Veränderung des Gefuges einher. Von daher ist ein hoher Umformgrad von Vorteil. Es darf bei hohen Umformgraden jedoch nicht zu lokalen Aufschmelzungen kommen. Trotz gewisser Kenntnisse zum Strangpressen von Magnesiumlegierungen müssen üblicherweise die Parameter zum Strangpressen im Detail erarbeitet werden, da hier ein großes Optimierungspotential verborgen ist.
Dem Strangpressen kann sich vorteilhafterweise eine Wärmebehandlung anschließen. Diese Wärmebehandlung ist insbesondere für die Lithium-haltigen Legierungen von Interesse, während die übrigen erfindungsgemäßen stranggepreßten modifizierten Legierungen durch diese Wärmebehandlung nicht stark verbessert werden. Die Halbzeuge können ggf. gerichtet, z.B. durch Biegen, Drücken, Drückwalzen, Streckziehen, Tiefziehen, Innenhochdruckumformeπ oder Walzprofilieren weiter verformt, z.B. durch Trennen, Bohren, Fräsen, Schleifen, Läppen, Polieren bearbeitet, gefügt oder/und z.B. durch Ätzen, Beizen, Lackieren oder sonstiges Beschichten oberflächenbehandelt werden. Mit den erfindungsgemäßen Legierungen können Voll- und Strangprofile in einfachen oder komplizierten Querschnitten ohne Probleme stranggepreßt werden. Hierbei können Halbzeuge verbessert bzw. daraus oder damit ggf. auch Bauteile hergestellt werden.
Beim Fügen kann das Halbzeug oder das daraus oder damit hergestellte Bauteil durch mindestens ein wärmearmes Fügeverfahren wie z.B. Kleben, Nieten, Stecken, Anpressen, Einpressen, Clinchen, Falzen, Schrumpfen oder Schrauben oder/und mindestens ein wärmeeinbringendes Fügeverfahren wie z.B. Verbundgießen, Verbundschmieden, Verbundstrangpressen, Verbundwalzen, Löten oder Schweißen, insbesondere Strahlschweißen oder Schmelzschweißen, mit einem gleichartigen oder andersartigen Halbzeug oder Bauteil verbunden werden. Das andersartige Halbzeug oder Bauteil kann ebenfalls im wesentlichen aus einer Magnesiumlegierung oder aus einer anderen Legierung oder auch aus einem nichtmetallischen Werkstoff bestehen. Es kann die gleiche oder eine andere Geometrie aufweisen wie das erfindungsgemäße Halbzeug oder Bauteil. Das Fügeverfahren kann insbesondere dazu dienen, aus mehreren Elementen ein Gehäuse, einen Apparat, eine Anlage, eine Profilkonstruktion oder/und eine Verkleidung herzustellen.
Beispiele:
Die folgenden erfindungsgemäßen Beispiele stellen ausgewählte Ausführungsformen dar, ohne die Erfindung einzuschränken.
Bei den benutzten Legierungsbezeichnungen kennzeichnet A AI, E mindestens ein Seltenerdelement SE, wobei auch Y zu den Seltenerdeiementen gerechnet wird, M oder MN Mn, S Si und Z Zn - üblicherweise mit Gehaltsangaben in Gew.-%, soweit nichts anderes vermerkt ist. Bei allgemein gebräuchlichen Legierungsangaben wie z.B. AZ31 werden durch die Zahlen wie für die jeweilige Legierung üblich nur größenordnungsmäßige Gehalte angegeben, die branchenüblich in relativ breitem Maß variieren können. Zusätzlich kann bei der in den Beispielen verwendeten Ausgangslegierung und den damit hergestellten modifizierten Legierungen auf Basis AZ ein geringer Mangangehalt vorhanden sein. Alle Beispiele wiesen Spuren von weniger als 0,1 Gew.-% Cd, von weniger als 0,05 Gew.-% Cu, von weniger als 0,04 Gew.-% Fe und von weniger als 0,003 Gew.-% Ni auf.
Die Legierungen wurden als hochreine kommerziell erhältliche Legierungen oder üblicherweise aus hochreinen Ausgangslegierungen wie z.B. AM-, AS- oder AZ-Legierungen bzw. durch Zugabe von Reinstmagnesium HP-Mg, einer Seltenerdelement-haltigen Vorlegierung mit einem Verhältnis von Nd zu weiteren Seltenen Erden einschließlich Yttrium von 0,92, einer Zirkonium-haltigen Vorlegierung oder/und von Calcium bzw. Strontium auflegiert. Die Standardlegierungen enthielten einen Mn-Gehalt von bis zu etwa 0,2 Gew.-%. Die Legierungen wurden in einem Stahltiegel unter der Schutzgasatmosphäre eines Ar-SF6- Gemisches erschmolzen. Der Abguß der für das nachfolgende Strangpressen erforderlichen Rohlinge erfolgte in eine zylindrische Stahlkokille mit Bearbeitungszugabe. Die erzielten Elementgehalte wurden spektroskopisch überprüft. Bei allen Legierungen wurde darauf geachtet, daß das Gefüge der Gußkörper möglichst homogen und frei von Verunreinigungen ist, da dies die Duktilitat empfindlich beeinflussen kann. Alle Legierungen ließen sich ohne Probleme erschmelzen, abgießen und zu Bolzen verarbeiten.
Danach wurden die Bolzen auf 70 mm Durchmesser abgedreht und auf 120 mm Länge gebracht. Die Bolzen wurden anschließend einer Homogenisierungsbehandlung bei z.B. 350 °C über 4 h oder 12 h ausgesetzt, um Seigerungen im Gefüge zu beseitigen und die Preßbarkeit zu erhöhen. Seigerungen können zu einer ungleichmäßigen Verformung und bei kritischen Strangpreßbedingungen zu Rissen bzw. zu lokalen Aufschmelzungen führen, was schlechte Oberflächenqualitäten bedingen kann. Bei weniger gut homogenisierten Bolzen ist ein unnötig hoher Preßdruck beim Strangpressen erforderlich. Die homogenisierten Bolzen waren dann für das Strangpressen gut vorbereitet.
Danach wurden die homogenisierten Bolzen auf die jeweilige Strangpreßtemperatur aufgeheizt, durchgewärmt und in einer 400 t-Hohzontalpresse im direkten Strangpreßverfahren stranggepreßt. Die Temperatur des Bolzens ist dabei jene Temperatur, die der Bolzen bei Eintritt in die Strangpresse aufweist. ln systematischen Vorversuchen an der Referenzlegierung AZ31 wurden die geeigneten
Strangpreßparameter ausgewählt; an den stranggepreßten Proben wurden die mechanischen Eigenschaften und die mittleren Korngrößen bestimmt (Tabellen 1 und 2).
Die Ergebnisse der Vorversuche bestimmten wesentlich die Versuchsparameter der nachfolgenden Versuche.
Bei den eigentlichen Versuchen wurden etliche der Herstellparameter systematisch variiert (Tabellen 3e/f und 4e/f). Einerseits wurde der Matrizendurchmesser variiert und wurden hierbei die Preßstempelgeschwindigkeit und Strangpreßtemperatur konstant gehalten, andererseits wurde die Matrizengeometrie konstant gehalten und wurde hierbei die Preßstempelgeschwindigkeit variiert und schließlich wurde die Strangpreßtemperatur legierungsabhängig variiert. Die Preßstempelgeschwindigkeit und das Strangpreßverhältnis ergaben dabei die Strangpreßgeschwindigkeit. Mit Hilfe einer derartigen Parametermatrix war eine Bewertung des Einflusses unterschiedlicher Umformbedingungen möglich.
Alle Legierungen, sowohl die Ausgangslegierungen, als auch die durch Zusätze modifizierten Legierungen ließen sich problemlos in einem breiten Temperatur-, Strangpreßgeschwindigkeits- und Strangpreßverhältnisbereich umformen. Die Bolzen zeigten eine gute Verpreßbarkeit mit einem großen Spielraum bezüglich Preßkraft und Preßgeschwindigkeit. Die Strangpreßgeschwindigkeit wurde bei den Versuchen noch nicht bis zu den höchsten möglichen Geschwindigkeiten ausgereizt und kann daher generell noch deutlich gesteigert werden. Die untere Strangpreßtemperatur ist durch die unzureichende plastische Verformbarkeit unterhalb einer Temperatur im Bereich von etwa 200 bis 220 °C bedingt, die obere Strangpreßtemperatur findet ihre Grenzen durch die Nähe zur eutektischen Temperatur und möglicherweise durch die erste Ausbildung von Anteilen einer schmelzflüssigen Phase.
Je nach den Strangpreßbedingungen ergaben sich trotz gleicher Legierungszusammensetzung Unterschiede im Gefüge der Proben. Die aufgetretenen Strangpreßdrücke variierten je nach verwendeter Legierung und eingestellten Strangpreßparametern. Generell trat während des Strangpressens eine dynamische Rekristallisation auf, die in Abhängigkeit von den Strangpreßparametern und der Legierungszusammensetzung zu unterschiedlichen mittleren Korngrößen führte. Die Zusammensetzung der Magnesiumlegierungen variierte nur geringfügig oder fast gar nicht von der Zusammensetzung der Schmelze zur Zusammensetzung vor bzw. nach dem Strangpressen bis zur Zusammensetzung des daraus hergestellten Halbzeugs. Das erfindungsgemäße Halbzeug oder Bauteil besteht vorzugsweise im wesentlichen aus einer Magnesiumlegierung, die ausgewählt ist aus der Gruppe von Legierungen auf Basis AM, AS, AZ, EZ, MA, SA, ZA oder ZE mit Lithiumzusatz, EM, EZ, ME, MN, MZ, ZE und ZM mit einem Gehalt an mindestens einem Seltenerdelement AM, AZ, MA, MN, MZ, ZA oder ZM mit Calcium- oder/und Strontiumzusatz oder EZ, MN oder ZE mit Zirkoniumzusatz.
Die an den gegossenen und stranggepreßten Proben ermittelten Festigkeitswerte waren weitaus höher als erwartet. Überraschenderweise war auch das Verformungsvermögen dieser Legierungen sehr hoch. Ferner war es überraschend, daß die Werkstoffeigenschaften der modifizierten Legierungen erstaunlich wenig in Abhängigkeit von den Strangpreßbedingungen variierten, was für eine Fertigung vorteilhaft ist. Ferner war es überraschend, daß die Schlagarbeit der Legierung ZE10 derart hoch lag.
Schließlich variierte der Strangpreßverlauf, der den Ablauf des Strangpressens im Kraft- Weg-Diagramm charakterisiert, bei den Legierungen AZ, AZÜ3.6 und AZü'6.8 mit zunehmendem Lithium-Gehalt anders als erwartet: Es zeigte sich bei geringem Lithium- Zusatz ein schlechteres Verhalten als ohne oder mit höherem Lithium-Gehalt. Manche der Lithium-haltigen Legierungen ergaben bei hohem Lithium-Gehalt eine unerwartet starke Abhängigkeit der Werkstoffeigenschaften von der Art der Wärmebehandlung.
Die stranggepreßten Rundprofile wurden durch Fräsen und Drehen bearbeitet zu Rundzugproben (d0 = 5 mm, l0 = 5 • d0, kleiner Proportionalitätsstab, nach DIN 50 125), Druckproben (d0 = 10 mm, l0 = 2 • d0, nach DIN 50 106), Schlagbiegeproben (10 x 10 x 55 mm, nach DIN 50 116) und Kerbschlagbiegeproben (nach DIN 50 115). Pro Legierung und Versuch wurden jeweils 5 dieser Proben hergestellt und getestet. Bei allen Proben wurde die Längsrichtung so gewählt, daß sie mit der Richtung des Strangpressens übereinstimmt.
Beim Zugversuch wurden Zugfestigkeit Rmι Dehngrenze = Streckgrenze RP0,2 und Bruchdehnung A bzw. z.T. auch die Brucheinschnürung beim Zugversuch bei einer Zuggeschwindigkeit von 0,5 mm/min bestimmt. Beim Druckversuch wurden Werte der Druckfestigkeit RDm, Stauchgrenze Roo.2 und Stauchung AD bei einer Druckgeschwindigkeit von 0,5 mm/min gewonnen. Der Beginn der plastischen Verformung (Dehn- bzw. Stauchgrenze) wurde graphisch ermittelt. Außerdem wurden Brinellhärte-Messungen nach
DIN 50351 durchgeführt. Alle Messungen fanden bei Raumtemperatur statt. Die Ergebnisse der mechanischen Bestimmungen sind in den Tabellen 3a-c und 4a-c und die der
Gefügeuntersuchungen in den Tabellen 3d und 4d zusammengestellt.
An ausgewählten Proben wurden Anschliffe hergestellt, die bezüglich mittlerer Korngröße, Gefügeinhomogenitäten sowie Art und Verteilung der enthaltenen ausgeschiedenen Phasen beurteilt wurden. Anhand dieser Bewertung erfolgte eine weitere Optimierung der Herstellungs- und Verarbeitungsparameter.
Die Variation der Strangpreßparameter hatte einen unterschiedlichen Einfluß auf das Eigenschaftsprofil der stranggepreßten Magnesiumwerkstoffe. Tendenzen der Werkstoffeigenschaften der verschiedenen Legierungen je nach den Herstellparametern lassen sich aus den Tabellen 3e/f und 4e/f entnehmen.
Die Meßergebnisse der Brinellhärte-Bestimmungen ermöglichten keine besonderen Aussagen. Die Brinellhärte der stranggepreßten Proben erwies sich um 7 bis 22 % größer als bei den Proben im Gußzustand. Die Härte nahm mit dem Aluminium-Gehalt zu.
A) Li-haltiqe Magnesiumlegierungen:
Herstellung der Bolzen: Gießen in Rohrkokillen bei einer Gußtemperatur von 680 bis 720 °C auf größeren Durchmesser und Abdrehen auf in der Regel 70 mm Durchmesser. Die abgedrehten Bolzen wurden bei 350 °C 4 h wärmebehandelt (= homogenisiert).
Strangpressen: Je nach Probe wurde eine Strangpreßtemperatur im Bereich von 150 bis 300 °C und für das Aufheizen und Durchwärmen des Bolzens eine Zeit im Bereich von 50 bis 110 min eingestellt. Vorversuche wurden mit der Referenzlegierung AZ31 ausgeführt (Tabellen 1 und 2). Die Vorversuche erlaubten die Vorauswahl der Versuchsparameter. Bei den spezifischen Strangpreßversuchen wurde in einer 400-t-Strangpresse bei direktem Strangpressen gearbeitet. Je nach Probe wurde bei einem Rezipientendurchmesser von 74 mm eine Rezipiententemperatur im Bereich von 180 bis 259 °C, ein Matrizendurchmesser im Bereich von 15 bis 18 mm, ein Preßverhältnis A/Ao im Bereich von 16,9 bis 24,3, ein Umformgrad φ = ln(Ao/A) im Bereich von 2,8 bis 3,2, eine Stempelgeschwindigkeit im Bereich von 191 bis 419 mm/min, eine Strangpreßgeschwindigkeit im Bereich von 3,2 bis 9,0 m/min, ein Preßdruck zu Beginn des Strangpressens im Bereich von 15,2 bis 24,3 MPa und ein Preßdruck zum Ende des Strangpressens im Bereich von 10,0 bis 14,8 MPa gewählt. Nur ein kleiner Teil der Versuche wird in Tabelle 3f wiedergegeben.
Der Einfluß der Strangpreßparameter auf die Werkstoffeigenschaften der Lithium-haltigen Legierungen und deren undotierten Ausgangslegierungen war begrenzt. Er war bei der Zugfestigkeit besonders gering und nahm über die Bruchdehnung und Druckfestigkeit bis zur Schlagarbeit etwas zu.
Die stranggepreßte Legierung AM20U3.6 wies im Vergleich zur stranggepreßten Legierung AM20 teilweise höhere mechanische Eigenschaften auf (Tabellen 3a/c). Wie bei den anderen stranggepreßten Legierungen führte der Lithium-Zusatz zu einem sehr starken Anstieg der Schlagarbeit. Die stranggepreßte Legierung AM20 wies einen sehr hohen elastischen und einen vergleichsweise sehr geringen plastischen Anteil der Spannung im stranggezogenen Zustand auf (Tabelle 3b). Durch den Lithium-Zusatz verdoppelte sich der entsprechende plastische Anteil.
Die Legierung AZ31U3.6 wurde im gegossenen Zustand nicht im Zugversuch charakterisiert, da die Porosität der Proben noch etwas zu hoch war, um charakteristische Aussagen zu gewähren. Im stranggepreßten Zustand wies diese Legierung die höchsten Werte der Druckfestigkeit auf. Bei dem mit Lithium auflegierten Werkstoff AZ31 wurden deutlich höhere Zähigkeiten an ungekerbten Schlagproben sowie deutlich höhere Bruchdehnungen ermittelt als an den zugehörigen nicht mit Lithium auflegierten Proben, wobei die höchsten Werte bei der im wesentlichen zweiphasigen Legierung AZ31U12.3 auftraten. Dagegen fiel die Zugfestigkeit mit dem Lithium-Gehalt ab. Die Druckfestigkeit war bei den Proben im Gußzustand proportional zum Lithium-Gehalt, bei stranggepreßten Proben jedoch bei mittleren Lithium-Gehalten am höchsten. Unter den Legierungen im Gußzustand wies die Legierung AZ31Li6.8 einen mit 122 MPa erstaunlich hohen Mittelwert der Dehngrenze auf. Die Verformbarkeit des Basisgitters der AZ31 wurde durch den Lithium- Zusatz und die möglicherweise modifizierte Ausscheidungsphase erhöht. Die Legierung AZ31U6.8 wies im Vergleich zur Legierung AZ31U3.6 zwar eine verringerte Zug- und Druckfestigkeit auf, aber dafür eine hohe Stauchgrenze und hohe Bruchdehnung. Der Lithium-Zusatz verbesserte die Verformbarkeit. Bei den Lithium-haltigen Legierungen und ihren Ausgangslegierungen wirkte sich die
Beanspruchung unter Druck anders aus als die unter Zug: Anders als bei der Zugfestigkeit nahm die Druckfestigkeit und teilweise auch die Stauchgrenze ausgehend von AZ31 mit dem Lithium-Gehalt zur Legierung AZ31 L.3.6 zu. Die Legierung AZ31 U6.8 wies aufgrund ihres hohen Lithium-Gehalts die unter allen Proben dieser Serie bezogen auf gemittelte
Mittelwerte (Tabelle 3a) die höchste Stauchgrenze und Bruchstauchung und eine sehr hohe
Druckfestigkeit auf. Bei dieser Serie war die Bruchstauchung der Proben im gegossenen
Zustand höher als die der stranggepreßten Proben.
Die gegossene Legierung ZE10 wies einen sehr geringen elastischen Anteil, aber fast durchschnittlich hohen plastischen Anteil der Spannung auf. Durch einen Lithium-Zusatz ließ sich der elastische Anteil deutlich steigern. Andererseits gewann die Legierung ZE10 beim Strangpressen einen außerordentlich hohen elastischen Anteil der Spannung, während der plastische Anteil etwa konstant erhalten blieb. Bei den Legierungen ZE10 und ZE10U3.7 stiegen alle mechanischen Eigenschaften bei Proben im Gußzustand mit dem Lithium- Gehalt drastisch an. Bei den entsprechenden stranggepreßten Proben nahmen die mechanischen Eigenschaften mit Ausnahme von Zugfestigkeit und Streckgrenze deutlich mit dem Lithium-Gehalt zu. Die Legierung ZE10U3.7 zeigte unter den untersuchten Lithium- haltigen Magnesiumlegierungen die höchsten Werte der Schlagarbeit, wobei aufgrund von Crashversuchen an Deformationselementen aus erfindungsgemäßen
Magnesiumlegierungen davon ausgegangen wird, daß die Legierung MgLi15.5AI2.5Zn0.8 noch höhere Werte der Schlagarbeit und Kerbschlagarbeit aufweisen sollte als die Legierung ZE10U3.7. An einzelnen Proben der Legierung ZE10U3.7 wurden bis zu 140 J gemessen; andere Proben wurden durch das Widerlager der Prüfmaschine gezogen, ohne komplett zu brechen, so daß dann kein Meßwert der Schlagarbeit ermittelt werden konnte. Die maximal anwendbare Schlagenergie betrug 150 J.
Der Umformgrad hatte einen erheblichen Einfluß auf die Schlagarbeit der Lithium-haltigen Proben. Die Schlagarbeit war bei den Lithium-haltigen Magnesiumlegierungen bei einem Umformgrad φ von 2,83 oft um etwa 30 bis 65 % höher als bei φ = 3,06 (Tabelle 3f). Bei geringeren Umformgraden und somit bei kleineren Verpressungsverhältnissen ergaben sich viel höhere Werte der Schlagarbeit. Diese Tendenz trat bei den Proben aus unmodifizierten Ausgangslegierungen und bei den mit Ca oder Zr auflegierten Proben nicht oder nur schwach auf. Bei den Lithium-haltigen Proben wurden die besten Schlagarbeiten bei Umformtemperaturen von 200 bis 250 °C erzielt. Die Umformgeschwindigkeit (=
Strangpreßgeschwindigkeit) wirkte sich nur wenig auf Zugfestigkeit und Bruchdehnung aus.
Die Preßdruck-Weg-Verläufe beim Strangpressen der Lithium-haltigen Legierungen bei 200 °C zeigten, daß bei der Legierung AZ31+12at%Li ebenso wie AZ31 erst bei einem höheren Preßdruck, etwa bei 16 MPa, ein Fließen des Materials des Bolzens eintrat im Vergleich zu den Legierungen AM20+12at%Li, AZ31 +21at%ü und ZE10+12at%Li, bei denen das Fließen bereits bei etwa 12,5 MPa eintrat, aber auch ein günstigerer, niedrigerer Preßdruck nach einem längeren Wegverlauf ermittelt wurde.
B) Ca-, Sr-, SE-, oder/und Zr-haltige Magnesiumlegierungen:
Gießen der Bolzen: Die Schmelze wurde bei einer Temperatur im Bereich von 780 bis 820 °C, einmalig auch bei 750 °C, gehalten und vergossen. Die Form wies je nach Versuch einen Durchmesser von 90 bzw. 110 mm und eine Formtemperatur im Bereich von 80 bis 320 °C auf. Die erzielten Elementgehalte wurden spektroskopisch überprüft.
Die Gießkörper wurden über 12 h bei 350 °C homogenisiert. Durch Drehen wurden Bolzen von in der Regel 70 mm Durchmesser und 120 mm Länge hergestellt; bei 6 Proben der Legierung AZ31CaO,3 wurde jedoch ein Durchmesser von 74 mm gewählt. Je nach Probe wurde eine Strangpreßtemperatur im Bereich von 200 bis 450 °C und eine Zeit zum Aufheizen und Durchwärmen im Bereich von 60 bis 150 min eingestellt.
Strangpressen: Vorversuche wurden mit der Legierung AZ31 in einer 400 t-Strangpresse bei direktem Strangpressen durchgeführt (Tabellen 1 und 2). Mit einem Rezipientendurchmesser von 74 mm konnte ein breites Parameterfeld erfolgreich untersucht werden. Die Vorversuche erlaubten die Festlegung der Versuchsparameter.
Bei den spezifischen Strangpreßversuchen wurde in einer 400-t-Strangpresse bei direktem Strangpressen gearbeitet. Strangpreßtemperatur: 340 °C, 365 °C bzw. 390 °C jeweils nach 1 h Zeit des Aufheizens und Durchwärmens des Bolzens. Es wurden vorwiegend Preßmatrizen mit einem Durchmesser von 15, 16 bzw. 18 mm und entsprechend einem Verpressungsverhältnis von 1 : 24,3, 1 : 21 ,4 und 1 : 16,9 eingesetzt. Die Preßgeschwindigkeit betrug 3,8 - 4,5, 5,0 - 5,5, 5,8 - 6,5 bzw. 9,5 - 10 m/min. Nur ein kleiner Teil der Strangpreßversuche wird in Tabelle 4f wiedergegeben. Je nach Probe wurde bei einem Rezipientendurchmesser von 74 mm eine Rezipiententemperatur im Bereich von 250 bis 380 °C, ein Matrizendurchmesser im Bereich von 14 bis 18 mm, ein Preßverhältnis A Ao im Bereich von 16,9 bis 27,9, ein Umformgrad φ = ln(AJA) im Bereich von 2,8 bis 3,3, eine Stempelgeschwindigkeit im Bereich von 145 bis 508 mm/min, eine Strangpreßgeschwindigkeit im Bereich von 3,2 bis 10,8 m/min, ein Preßdruck zu Beginn des Strangpressens im Bereich von 8,7 bis 23,5 MPa und ein Preßdruck zum Ende des Strangpressens im Bereich von 7,2 bis 16,5 MPa und einmalig von 23,3 MPa eingestellt.
Das Parameterspektrum zeigte eine gute Verpreßbarkeit mit einem großen Spielraum bezüglich Preßkraft und Preßgeschwindigkeit. Die Gefügeausbildung und die erreichte Bruchdehnung korrelierten mit den Verformungsparametem. Es wurden vergleichsweise hohe Festigkeitswerte erreicht.
Die aufgetretenen Strangpreßdrücke variierten je nach verwendeter Legierung und eingestellten Parametern in einem breiten Spektrum. Die erreichten Enddrücke lagen für Legierungen ohne Ca-, Sr-, SE- oder Zr-Zusatz im Bereich um 10 ± 2 MPa bei Strangpreßtemperaturen größer 300 °C und bei Ca-, Sr-, SE- oder Zr-haltigen Legierungen um bis zu 4 MPa höher. Ursache für die höheren Strangpreßdrücke und somit für den erhöhten Formänderungswiderstand von Magnesiumlegierungen mit Ca-, Sr-, SE- oder Zr- Zusatz ist ein höherer Anteil an stabilen Ausscheidungen als bei Magnesiumlegierungen ohne diesen Zusatz. Für geringere Temperaturen wurden generell etwas höhere Strangpreßdrücke ermittelt.
Bei der stranggepreßten (=extrudierten) Legierung AM50 lag die Zugfestigkeit bei Werten bis zu 287 MPa, die Druckfestigkeit bei Werten bis zu 365 MPa, die Bruchdehnung bei Werten bis zu 21 ,6 % und die Schlagarbeit ungekerbter Proben bei Werten bis zu 85 J (Tabellen 4a/c). Alle diese Werkstoffeigenschaften lagen daher signifikant über denen, die an Proben im gegossenen Zustand ermittelt wurden.
Bei der stranggepreßten Legierung AM20Ca0.2 bzw. AM50Ca0,5 traten im Vergleich zur stranggepreßten Legierung AM20 bzw. AM50 bei den Druck- und Schlagversuchen höhere mechanische Eigenschaften bei einer vergleichbar hohen Duktilitat auf, bei den geringer Aluminium-haltigen Legierungen auch bei den Zugversuchen. Da die untersuchten stranggepreßten Proben noch nicht die beste Gefügehomogenität aufwiesen, können hier noch deutlich bessere Eigenschaften erzielt werden. Bei der stranggepreßten Legierung
AZ31Ca0.3 bzw. AS41Ca0.4 lagen die Ergebnisse der Druckfestigkeit höher als bei der stranggepreßten Legierung AZ31 bzw. AS41. Bei diesen Ca-modifizierten Legierungen traten die höchsten ermittelten Druckfestigkeiten auf. Bei den stranggepreßten Legierungen
AM50 bzw. AZ31 nahmen die mittleren Korngrößen im Trend mit der Strangpreßtemperatur z.B. im Bereich von 6 bis 12 μm bzw. 3,5 bis 10 μm zu. Bei der Legierung AM50CaO,5 lag die mittlere Korngröße im Bereich von 4,5 bis 9 μm und somit aufgrund des Ca-Zusatzes geringer, wobei die mittleren Korngrößen proportional zur Strangpreßtemperatur ebenfalls etwas zunahmen.
Bei der stranggepreßten Legierung ME10 lagen die höchsten Werte der Zugversuche mit der mittleren Zugfestigkeit bei Werten bis zu 336 MPa und der mittleren Streckgrenze bei Werten bis zu 327 MPa. Die gegossene Legierung ME10 zeigte einen sehr hohen plastischen Anteil der Spannung, während sich das Verhältnis des elastischen zum plastischen Anteils beim Strangpressen umkehrte und zu umgekehrten Extremwerten führte (Tabelle 4b). Es traten sehr kleine mittlere Korngrößen im Bereich von 3 bis 5 μm auf.
Bei der stranggepreßten Legierung MN150Ca0.2 trat eine sehr starke Steigerung der meisten mechanischen Eigenschaften im Vergleich zur stranggepreßten Legierung MN150 auf. Ein Zusatz von Zr0.7 zur stranggepreßten Ausgangslegierung MN150 wirkte sich nur wenig aus.
Bei der stranggepreßten Legierung ZE10 wurden zwar geringere mechanische Eigenschaften ermittelt, doch variierten diese sehr stark mit der Temperatur, so daß noch bessere mechanische Eigenschaften mit noch höherer Temperatur erzielt werden können: Die Eigenschaften der Legierung ZE10 werden wesentlich von den Seltenen Erden beeinflußt und können bei der Variation der Seltenerdelemente einschließlich Yttrium bzw. ihrer Gehalte noch weiter optimiert werden. Bei der Legierung ZE10 traten mittlere Korngrößen im Bereich von 6,5 bis 13 μm auf, die wieder mit der Strangpreßtemperatur eher zunahmen; diese Legierung erwärmte sich jedoch mit zunehmender Strangpreßgeschwindigkeit relativ stark, was bei höherer Strangpreßgeschwindigkeit ebenfalls zu etwas größeren mittleren Korngrößen führte. Bei der stranggepreßten modifizierten Legierung ZE10ZrO,7 ergaben sich aufgrund des Zirkonium-Zusatzes sehr viel höhere Festigkeiten als bei der stranggepreßten Ausgangslegierung ZE10. Sie wies wie die zusätzlich Zr0.7 enthaltende stranggepreßte Legierung sehr hohe Werte der Bruchdehnung und der Kerbschlagarbeit auf. So konnte beim Abkühlen von Aluminium-freien Zirkonium- haltigen Schmelzen eine heterogene Keimbildung einsetzen, die aufgrund eines Korngrenzen-Pinnings zu einem besonders feinen Gefüge führte. Die Schlagarbeit an ungekerbten Proben war jedoch aufgrund der inhomogenen Verteilung der Zirkonium- haltigen Phase im Vergleich zu den Proben der Legierung ZE10 teilweise geringfügig gesunken. Bei der stranggepreßten Legierung ZE10ZrO,7 stabilisierte der Zirkonium-Zusatz das Gefüge. Es entstanden beim Strangpressen Gefüge mit mittleren Korngrößen im Bereich von 2,2 bis 4,5 μm. Diese geringen Korngrößen entstanden über einen weiten Strangpreßparameterbereich. Bei dieser Legierung war die geringe Variation der Korngrößen in Abhängigkeit von den Strangpreßparametern auffällig.
Ein Zusatz von RE0.7 zur stranggepreßten Legierung ZM21 wirkte sich nur wenig auf die mechanischen Eigenschaften aus.
Es wurde gefunden, daß die Hall-Petch-Beziehung auch für die erfindungsgemäßen Magnesiumlegierungen im Trend gültig ist, nach der die mechanischen Eigenschaften mit kleineren Korngrößen verbessert werden. Das gilt in vielen Fällen vor allem für die Zug- und Druckfestigkeit, aber auch grundsätzlich für die Bruchdehnung und Schlagarbeit.
Hierbei wurden insbesondere Magnesiumlegierungen als geeignet ermittelt, bei denen je vorhandenem 1 Gew.-% AI ein Gehalt an Ca im Bereich von etwa 0,05 bis 0,2 Gew.-% Ca zugesetzt wurde, um eine Ausscheidung der AI2Ca-Phase zu ermöglichen. Die Phase AI2Ca erwies sich als temperaturstabiler als die Phase Mg17AI12 und konnte daher das Kornwachstum beim Strangpressen besser behindern als die Phase Mgi7AI12. Auch die Ausscheidungsphase Mg Si behinderte das Kornwachstum beim Strangpressen besser als die Phase Mg17Alι2. Eine Zugabe von Ca zu AI-freien Legierungen führte zur Bildung von Mg2Ca- bzw. CasZn∑-Ausscheidungen. Es zeigte sich, daß die normalerweise bei Al-haltigen Magnesiumlegierungen erscheinende Phase Mgι7AI12 zwar eine etwas erhöhte Festigkeit verursacht, aber auch für eine geringere Bruchdehnung verantwortlich ist. Da diese Phase noch spröder ist als als die reine hexagonale Mg-Phase, sollten größere Gehalte von Mgι7AI 2 vermieden werden. Tabelle 1 : Ergebnisse der Vorversuche zur Ermittlung der Strangpreßparameter mit der Legierung AZ31 bei einer Strangpreßtemperatur von 400 °C, einem Matrizendurchmesser von 16 mm, einem Rezipientendurchmesser von 74 mm und einem Verpressungsverhältnis von 1 : 21
Tabelle 2: Einfluß des Verpressungsverhältnisses auf die mittleren Korngrößen und die mechanischen Eigenschaften aus dem Zugversuch bei einer Strangpreßtemperatur von 400 °C bei den Vorversuchen zum Ermitteln der Strangpreßparameter
Bei den Tabellen 3 und 4 bedeuten "Guß" = Material im Gußzustand und "extr." = Gußmaterial, das anschließend durch Homogenisieren und Strangpressen (Extrudieren) umgeformt wurde, "B" = erfindungsgemäßes Beispiel und "NB" = Vergleichsbeispiel nach dem Stand der Technik.
Tabelle 3a: Mittelwerte der Meßergebnisse der mechanischen Versuche gemittelt über die verschiedenen Proben der Lithium-haltigen Magnesiumlegierungen und deren Ausgangslegierungen.
Tabelle 3b: Mittelwerte der aus dem Spannungs-Dehnungs-Diagramm der Zugversuche für Lithium-haltige Magnesiumlegierungen und deren Ausgangslegierungen bestimmbare Werte. F = RP02 = Fließspannung = elastischer Anteil der Spannung. V = Streckgrenzenverhältnis = F : Z. Rm = Zugspannung Z = elastischer + plastischer Anteil der Spannung.
Tabelle 3c: Höchste Mittelwerte der Meßergebnisse der mechanischen Eigenschaften ausgewählt aus verschiedenen Einzelproben der Lithium-haltigen Magnesiumlegierungen
Tabelle 3d: Gefügebestandteile im Gußzustand nach dem Homogenisieren bei 350 °C 4 h bzw. nach dem Strangpressen sowie vorwiegend auftretende Korngrößen (* = vor dem Warmauslagern)
Tabelle 3e: Verfahrensparameter und mittlere Korngröße bei den Lithium-haltigen Magnesiumlegierungen und deren Ausgangslegierungen:
Tabelle 3f: Herstellparameter und Werkstoffeigenschaften einzelner ausgewählter stranggepreßter Proben der Lithium-haltigen Legierungen und deren Ausgangslegierungen: Bolzen - Länge 120 mm, Durchmesser 70 mm; Formdurchmesser meistens 90 mm.
Tabelle 4a: Mittelwerte der Meßergebnisse der mechanischen Versuche an verschiedenen Proben der Ca-. Sr-, SE- und Zr-haltigen Magnesiumlegierungen und deren Ausgangslegierungen:
Tabelle 4b: Mittelwerte der aus dem Spannungs-Dehnungs-Diagramm der Zugversuche für modifizierte Lithium-freie Magnesiumlegierungen und deren Ausgangslegierungen bestimmbare Werte. F = RP02 = Fließspannung = elastischer Anteil der Spannung. V = Streckgrenzenverhaltnis = F . Z. Rm = Zugspannung Z = elastischer + plastischer Anteil der Spannung.
Tabelle 4c: Höchste Mittelwerte der Meßergebnisse der mechanischen Eigenschaften ausgewählt aus verschiedenen Einzelproben der modifizierten Magnesiumlegierungen:
B 25 ZM21Zt0.7 extr. 254 193 16,9 n.b. n.b. n.b. 10,7 62,0
Tabelle 4d: Vorwiegend auftretende Korngrößen im Gußzustand nach dem Homogenisieren bei 350 °C 4 h bzw. nach dem Strangpressen bei den modifizierten Lithium-freien Magnesiumlegierungen und deren Ausgangslegierungen.
Tabelle 4e: Verfahrensparameter zu verschiedenen Proben der modifizierten Lithium-freien Magnesiumlegierungen und deren Ausgangslegierungen.
Tabelle 4f: Herstellparameter und Werkstoffeigenschaften einzelner ausgewählter stranggepreßter Proben der modifizierten Lithiumfreien Legierungen und deren Ausgangslegierungen: Länge Bolzen 120 mm, Durchmesser Bolzen 70 mm. Formdurchmesser meistens 90 mm.
C !

Claims

PATENTANSPRUCHE
1. Verfahren zum Herstellen einer Magnesiumlegierung hoher Duktilitat u.a. durch Strangpressen, dadurch gekennzeichnet, daß die Legierung mit einem Umformgrad von mindestens 1 ,5 stranggepreßt wird, daß sie Zusätze oder Spuren an Cd kleiner als 1 ,8 Gew.-% und Spuren von bis zu 0,1 Gew.-% Cu, bis zu 0,05 Gew.-% Fe und bis zu 0,005 Gew.-% Ni enthalten kann, daß sie einen Gehalt an Li im Bereich von 0,5 bis 20 Gew.-% enthält, daß sie neben den Gehalten an Mg und Li sowie ggf. AI oder/und Si einen Gehalt an mindestens einem weiteren chemischen Element von mindestens 0,1 Gew.-% enthält und daß sie nach dem Strangpressen eine Bruchdehnung von mindestens 20 %, eine Druckfestigkeit von mindestens 300 MPa und eine Schlagarbeit gemessen an ungekerbten Proben von mindestens 70 J aufweist.
2. Verfahren zum Herstellen einer Magnesiumlegierung hoher Duktilitat u.a. durch Strangpressen, dadurch gekennzeichnet, daß die Legierung mit einem Umformgrad von mindestens 1 ,5 stranggepreßt wird, daß sie Zusätze oder Spuren an Cd kleiner als 1 ,8 Gew.-% und Spuren von bis zu 0,1 Gew.-% Cu, bis zu 0,05 Gew.-% Fe und bis zu 0,005 Gew.-% Ni enthalten kann, daß sie einen Gehalt an Ca im Bereich von 0,1 bis 6 Gew.-% und nach dem Strangpressen eine Bruchdehnung von mindestens 16 %, eine Druckfestigkeit von mindestens 300 MPa und eine Schlagarbeit gemessen an ungekerbten Proben von mindestens 50 J aufweist.
3. Verfahren zum Herstellen einer Magnesiumlegierung hoher Duktilitat u.a. durch Strangpressen, dadurch gekennzeichnet, daß die Legierung mit einem Umformgrad von mindestens 1 ,5 stranggepreßt wird, daß sie Zusätze oder Spuren an Cd kleiner als 1 ,8 Gew.-% und Spuren von bis zu 0,1 Gew.-% Cu, bis zu 0,05 Gew.-% Fe und bis zu 0,005 Gew.-% Ni enthalten kann, daß sie einen Gehalt an Sr im Bereich von 0,1 bis 6 Gew.-% und nach dem Strangpressen eine Bruchdehnung von mindestens 17,5 % und eine Schlagarbeit gemessen an ungekerbten Proben von mindestens 50 J aufweist.
4. Verfahren zum Herstellen einer Magnesiumlegierung hoher Duktilitat u.a. durch Strangpressen, dadurch gekennzeichnet, daß die Legierung mit einem Umformgrad von mindestens 1 ,5 stranggepreßt wird, daß sie Zusätze oder Spuren an Cd kleiner als 1 ,8 Gew.-% und Spuren von bis zu 0,1 Gew.-% Cu, bis zu 0,05 Gew.-% Fe und bis zu 0,005 Gew.-% Ni enthalten kann, daß sie einen Gehalt an Zr im Bereich von 0,1 bis 10 Gew.-% und nach dem Strangpressen eine Bruchdehnung von mindestens 18 %, eine Druckfestigkeit von mindestens 300 MPa und eine Schlagarbeit gemessen an ungekerbten Proben von mindestens 20 J aufweist.
5. Verfahren zum Herstellen einer Magnesiumlegierung hoher Duktilitat u.a. durch Strangpressen, dadurch gekennzeichnet, daß die Legierung mit einem Umformgrad von mindestens 1 ,5 stranggepreßt wird, daß sie Zusätze oder Spuren an Cd kleiner als 1 ,8 Gew.-% und Spuren von bis zu 0,1 Gew.-% Cu, bis zu 0,05 Gew.-% Fe und bis zu 0,005 Gew.-% Ni enthalten kann, daß sie einen Gehalt an mindestens einem Seltenerdelement SE einschließlich La und Y im Bereich von insgesamt 0,1 bis 10 Gew.-% und nach dem Strangpressen eine Bruchdehnung von mindestens 18 %, eine Druckfestigkeit von mindestens 300 MPa und eine Schlagarbeit gemessen an ungekerbten Proben von mindestens 50 J aufweist, wobei der Gesamtgehalt an Seltenerdeiementen bei Lithium-haltigen Legierungen nur bis zu 1 Gew.-% beträgt.
6. Verfahren zum Herstellen einer Magnesiumlegierung hoher Duktilitat u.a. durch Strangpressen, dadurch gekennzeichnet, daß die Legierung beim Strangpressen dynamisch rekristallisiert wird, daß sie Zusätze oder Spuren an Cd kleiner als 1 ,8 Gew.-% und Spuren von bis zu 0,1 Gew.-% Cu, bis zu 0,05 Gew.-% Fe und bis zu 0,005 Gew.-% Ni enthalten kann, daß sie eine Magnesiumlegierung auf Basis AM, AS, EM, EZ, MA, ME, SA, ZA oder ZE ist und daß sie nach dem Strangpressen eine Bruchdehnung von mindestens 17,5 %, eine Druckfestigkeit von mindestens 300 MPa und eine Schlagarbeit gemessen an ungekerbten Proben von mindestens 45 J aufweist.
7. Verfahren zum Herstellen einer Magnesiumlegierung hoher Duktilitat u.a. durch Strangpressen, dadurch gekennzeichnet, daß die Legierung beim Strangpressen dynamisch rekristallisiert wird, daß sie Zusätze oder Spuren an Cd kleiner als 1 ,8 Gew.-% und Spuren von bis zu 0,1 Gew.-% Cu, bis zu 0,05 Gew.-% Fe und bis zu 0,005 Gew.-% Ni enthalten kann, daß sie eine Magnesiumlegierung auf Basis AZ mit mindestens einem Zusatz von Ca, Sr, Li, SE oder/und Zr von jeweils mindestens 0,1 Gew.-% ist, und daß sie nach dem Strangpressen eine Bruchdehnung von mindestens 17,5 %, eine Druckfestigkeit von mindestens 350 MPa und eine Schlagarbeit gemessen an ungekerbten Proben von mindestens 50 J aufweist.
8. Verfahren zum Herstellen einer Magnesiumlegierung hoher Duktilitat u.a. durch Strangpressen, dadurch gekennzeichnet, daß die Legierung beim Strangpressen dynamisch rekristallisiert wird, daß sie Zusätze oder Spuren an Cd kleiner als 1 ,8 Gew.-% und Spuren von bis zu 0,1 Gew.-% Cu, bis zu 0,05 Gew.-% Fe und bis zu 0,005 Gew.-% Ni enthalten kann, daß sie eine Magnesiumlegierung auf Basis MN mit mindestens 1 Gew.-% Mn und mit einem Zusatz von Ca, Sr, Li, SE oder/und Zr von jeweils mindestens 0,1 Gew.-% ist und daß sie nach dem Strangpressen eine Bruchdehnung von mindestens 15 %, eine Druckfestigkeit von mindestens 300 MPa, und eine Schlagarbeit gemessen an ungekerbten Proben von mindestens 20 J aufweist.
9. Verfahren zum Herstellen einer Magnesiumlegierung hoher Duktilitat u.a. durch Strangpressen, dadurch gekennzeichnet, daß die Legierung beim Strangpressen dynamisch rekristallisiert wird, daß sie Zusätze oder Spuren an Cd kleiner als 1,8 Gew.-% und Spuren von bis zu 0,1 Gew.-% Cu, bis zu 0,05 Gew.-% Fe und bis zu 0,005 Gew.-% Ni enthalten kann, daß sie eine Magnesiumlegierung auf Basis MZ oder ZM ist, die einen Zusatz insbesondere von Ca, Sr, Li, SE oder/und Zr von jeweils mindestens 0,1 Gew.-% enthalten kann, und daß sie nach dem Strangpressen eine Bruchdehnung von mindestens 15 %, eine Druckfestigkeit von mindestens 300 MPa und eine Schlagarbeit gemessen an ungekerbten Proben von mindestens 40 J aufweist.
10. Verfahren zum Herstellen einer Magnesiumlegierung nach mindestens einem der vorstehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, daß sie nach dem Strangpressen eine Zugfestigkeit von mindestens 200 MPa aufweist.
11. Verfahren zum Hersteilen einer Magnesiumiegierung nach mindestens einem der vorstehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, daß sie nach dem Strangpressen eine Druckfestigkeit von mindestens 300 MPa aufweist.
12. Verfahren zum Herstellen einer Magnesiumlegierung nach mindestens einem der vorstehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, daß sie nach dem Strangpressen einen plastischen Anteil der Spannung bestimmt im Zugversuch nach dem Spannungs-Dehnungs-Diagramm aus der Differenz von Zugspannung und Fließspannung von mindestens 40 MPa aufweist.
13. Verfahren zum Herstellen einer Magnesiumlegierung nach mindestens einem der vorstehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, daß die strangzupressenden Formkörper, insbesondere Bolzen, bei Temperaturen im Bereich von 330 bis 380 °C über 2 bis 24 h homogenisiert werden.
14. Verfahren zum Herstellen einer Magnesiumlegierung nach mindestens einem der vorstehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, daß sie bei einem Umformgrad von mindestens 2 stranggepreßt wird.
15. Verfahren zum Herstellen einer Magnesiumlegierung nach mindestens einem der vorstehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, daß sie mit einer Strangpreßgeschwindigkeit im Bereich von 0,5 bis 20 m/min stranggepreßt wird, vorzugsweise bei 1 bis 18 m/min, besonders bevorzugt bei 3 bis 16 m/min, ganz besonders bevorzugt bei 5 bis 15 m/min.
16. Verfahren zum Herstellen einer Magnesiumlegierung nach mindestens einem der vorstehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, daß sie nach dem Strangpressen bei Temperaturen im Bereich von 80 bis 250 °C, vorzugsweise bei 100 bis 150 °C, wärmebehandelt bzw. ausgelagert wird.
17. Verfahren zum Herstellen einer Magnesiumlegierung nach mindestens einem der vorstehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, daß sie anschließend ein weiteres Mal umgeformt wird bzw. anschließend geformt wird.
18. Verfahren zum Herstellen einer Magnesiumlegierung nach mindestens einem der vorstehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, daß das hergestellte Halbzeug bzw. das aus oder mit dem Halbzeug hergestellte Bauteil gerichtet, z.B. durch Biegen, Drücken, Drückwalzen, Streckziehen, Tiefziehen, Innenhochdruckumformen oder Walzprofilieren weiter verformt, bearbeitet, gefügt oder/und oberflächenbehandelt wird.
19. Verfahren zum Herstellen einer Magnesiumlegierung nach mindestens einem der vorstehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, daß das Halbzeug oder das daraus oder damit hergestellte Bauteil durch mindestens ein wärmearmes Fügeverfahren wie z.B. Kleben, Nieten, Stecken, Anpressen, Einpressen, Clinchen, Falzen, Schrumpfen oder Schrauben oder/und mindestens ein wärmeeinbringendes Fügeverfahren wie z.B. Verbundgießen, Verbundschmieden, Verbundstrangpressen, Verbundwalzen, Löten oder Schweißen, insbesondere Strahlschweißen oder Schmelzschweißen, mit einem gleichartigen oder andersartigen Halbzeug oder Bauteil verbunden wird.
20. Halbzeug aus einer Magnesiumlegierung oder daraus oder damit hergestelltes Bauteil oder Verbund mit einem solchen Halbzeug oder Bauteil, dadurch gekennzeichnet, daß es nach mindestens einem der vorstehenden Ansprüche hergestellt wurde.
21. Verwendung einer Magnesiumlegierung, hergestellt nach mindestens einem der Ansprüche 1 bis 19 als Rahmenelement, Element von Fahrzeugzelle oder Fahrzeugaußenhaut, Fahrzeugzelle oder Fahrzeugaußenhaut, Cockpitträger, Cockpithaut, Gehäuse, Bodenelement, Boden, Deckel, Tankelement, Tankklappe, Halterung, Stütze, Träger, Winkel, Hohlprofil, Rohr, Deformationselement, Crashelement, Crashabsorber, Pralldämpfer, Prallschild, Prallträger, Kleinteil, als geschweißte Profilkonstruktion, für die Fahrzeugkarosserie, für Sitz-, Fensteroder/und Türrahmen, als Halbzeug, Bauteil oder Verbund am oder im Automobil oder Flugzeug.
22. Verwendung eines Halbzeuges aus einer Magnesiumlegierung, eines daraus oder damit hergestellten Bauteiles oder/und eines Verbundes mit mindestens einem derartigen Halbzeug oder/und Bauteil als Rahmeneiement, Element von Fahrzeugzelle oder Fahrzeugaußenhaut, als Fahrzeugzelle oder Fahrzeugaußenhaut, Cockpitträger, Cockpithaut, Gehäuse, Bodenelement, Boden, Deckel, Tankelement, Tankklappe, Halterung, Stütze, Träger, Winkel, Hohlprofil, Rohr, Deformationselement, Crashelement, Crashabsorber, Pralldämpfer, Prailschild, Prallträger, Kleinteil, als geschweißte Profilkonstruktion, für die Fahrzeugkarosserie, für Sitz-, Fenster- oder/und Türrahmen, als Halbzeug, Bauteil oder Verbund am oder im Automobil oder Flugzeug.
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