EP3049200B1 - Verfahren zum warmschmieden eines nahtlosen hohlkörpers aus schwer umformbarem werkstoff - Google Patents

Verfahren zum warmschmieden eines nahtlosen hohlkörpers aus schwer umformbarem werkstoff Download PDF

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EP3049200B1
EP3049200B1 EP14772322.5A EP14772322A EP3049200B1 EP 3049200 B1 EP3049200 B1 EP 3049200B1 EP 14772322 A EP14772322 A EP 14772322A EP 3049200 B1 EP3049200 B1 EP 3049200B1
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EP
European Patent Office
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forging
mandrel
hollow block
hollow
hollow body
Prior art date
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Active
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EP14772322.5A
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English (en)
French (fr)
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EP3049200A1 (de
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Rolf Kümmerling
Antonio Sergio Medeiros Fonseca
Thomas Schlothane
Robert Koppensteiner
Rupert Wieser
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GFM GmbH
Vallourec Deutschland GmbH
Original Assignee
GFM GmbH
Vallourec Deutschland GmbH
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Publication date
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    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21J—FORGING; HAMMERING; PRESSING METAL; RIVETING; FORGE FURNACES
    • B21J7/00—Hammers; Forging machines with hammers or die jaws acting by impact
    • B21J7/02—Special design or construction
    • B21J7/14—Forging machines working with several hammers
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21J—FORGING; HAMMERING; PRESSING METAL; RIVETING; FORGE FURNACES
    • B21J13/00—Details of machines for forging, pressing, or hammering
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21K—MAKING FORGED OR PRESSED METAL PRODUCTS, e.g. HORSE-SHOES, RIVETS, BOLTS OR WHEELS
    • B21K1/00—Making machine elements
    • B21K1/06—Making machine elements axles or shafts
    • B21K1/063—Making machine elements axles or shafts hollow
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D7/00—Modifying the physical properties of iron or steel by deformation
    • C21D7/13—Modifying the physical properties of iron or steel by deformation by hot working

Definitions

  • the invention relates to a method for hot forging a seamless hollow body made of a material that is difficult to form, according to the preamble of claim 1.
  • the invention relates to a tube made of a material that is difficult to form by hot forging.
  • the production of seamless pipes from a heated block by hot rolling is characterized by the three steps of piercing - stretching - reducing rolling.
  • This very efficient process which is particularly interesting for small batch sizes, can be used to produce pipes with a circumference of more than 500 mm and lengths of more than 4000 mm.
  • Materials that are difficult to form are understood to be metallic materials, particularly steels, which have a yield point of more than 150 MPa at the forming temperature, i.e. the forging temperature, determined at 0.3 logarithmic strain and a strain rate of 10/s.
  • metallic materials particularly steels, which have a yield point of more than 150 MPa at the forming temperature, i.e. the forging temperature, determined at 0.3 logarithmic strain and a strain rate of 10/s.
  • forging temperatures are at least 70% of the respective melting temperature of the material.
  • the forging temperature is at least 850°C.
  • a forging mandrel made of a heat-resistant material for hot forging of pipes with high wear resistance and high dimensional stability in which the mandrel body has a layer which reduces the heat input into the mandrel body and which has a thermal conductivity that is significantly lower than that of the mandrel base body. Due to the lower heat input into the mandrel base body, it remains more dimensionally stable and wear-resistant.
  • the forging mandrel can have internal cooling for cooling during forging or the forging mandrel can be cooled from the outside between forging processes.
  • the mandrel body is attached to a holding rod, also called a mandrel rod, with which the mandrel body can be moved axially or rotated in the hollow block during the idle stroke phase.
  • German patent application EN 10 2012 107 375 A1 A device for forging a hollow body with forging tools arranged centrally and symmetrically around a forging axis is already known.
  • a rotary drive can be controlled via a control device depending on the rotational position of the forging mandrel relative to the forging tools.
  • the object of the invention is to provide an improved method for producing a seamless hot-finished metallic hollow body by hot forging, which also achieves a high quality of the inner surface of the hollow body with a simultaneous improved service life of the forging mandrel when forging difficult-to-form materials with a yield point at forming temperature of more than 150 MPa determined at 0.3 logarithmic strain and a strain rate of 10/s.
  • this object is achieved by a method for hot forging a seamless hollow body made of difficult-to-form material, according to claim 1.
  • the service life of the forging mandrel can advantageously be improved by using a forging mandrel made of a material with a strength of at least 700 MPa at 500°C.
  • Hot forging is advantageously characterized in that the hollow body, which is at forging temperature, is formed into a tube with an average tube circumference of at least 500 mm and a length of at least 4000 mm by means of forging jaws of a forging machine arranged symmetrically around a forging axis and drivable in the sense of radial working strokes, acting on the outer surface of the hollow body and the forging mandrel, with a forging mandrel inserted therein as an internal tool, wherein the hollow body is rotated and axially displaced in a cyclic manner in the phase of the idle stroke of the forging jaws.
  • the proposed process has the advantage that hollow bodies made of difficult-to-form materials with an optimal inner surface can now be produced economically, while at the same time the service life of the forging mandrel has been significantly increased.
  • Tests have surprisingly shown that the degree of deformation related to the cross-section to be formed and the process-related rate of deformation during forging in combination with a
  • the parameters determining the quality and service life of the high-temperature-resistant mandrel material are the values, whereby the specified limit values for the degree of deformation and the rate of deformation must be observed in order to reliably avoid local adiabatic heating and shear band formation, material flow instabilities and local material overloads, which manifest themselves as cracks.
  • the proposed forging process is particularly effective and qualitatively favorable if, depending on the pipe diameter to be forged, two, four or more forging jaws are used, which act synchronously on the outer surface of the hollow block in one plane.
  • the forging mandrel which is inserted as an internal tool in the hollow block, can in principle be arranged so that it can move freely in the hollow block. However, for better distribution, especially of the thermal load, it is advantageous to rotate the forging mandrel during the idle stroke phases and/or to move it in the same direction or opposite to the axial feed of the hollow block.
  • the axial mandrel speed is either constant or variable.
  • the rotation of the forging mandrel should be so great that during the following forging stroke, the loads that had no or only a small effect in the previous forging stroke act on an area of the forging mandrel.
  • the direction of rotation of the forging mandrel can be the same or different to the direction of rotation of the hollow block.
  • An unequal direction of rotation is advantageous because it increases the relative movements between the surfaces of the forging mandrel and the hollow block and thus better prevents hot welding of the workpiece to the forging mandrel.
  • the forging mandrel can additionally be provided with a coating consisting of a ceramic, for example Tungsten carbide, and with a layer thickness of at least 0.02 mm and a maximum of 0.2 mm, has a surface hardness of at least 900 HV0.1 at room temperature.
  • a coating for heat insulation relates to a tribologically effective layer, which, due to its thickness in the range mentioned, not only achieves the necessary abrasion resistance but also prevents the hollow block from hot welding to the forging mandrel. However, the layer is still thin enough to prevent the coating from flaking off due to the different thermal expansion compared to the base material under thermal cyclic loading.
  • the release agent and/or lubricant can be applied to the inside of the hollow block before the start of the radial forging process and/or the forging mandrel is lubricated at least in the area of the forging jaws acting on it before or during forging.
  • the dry amount relative to the inner surface of the hollow block should not be less than 40 g/ m2 in order to achieve a sufficient effect.
  • the forging mandrel makes an alternating forward and backward rotation in relation to the workpiece.
  • a rotation step between the forming strokes that is twice as high is advantageous than if the direction of rotation is not the same.
  • the contact surface of the forging jaw and thus also the contact surface on the mandrel is always slightly asymmetrical to the longitudinal axis of the forging jaw and the lubricant is therefore more easily pressed into the incoming zone and stripped off the mandrel.
  • a A significantly larger (about twice as large) rotation step of the mandrel is necessary to bring the release agent and/or lubricant into the forming zone.
  • the forging mandrel is thermally stressed by two main influences before contact during forging. Firstly, by the radiation load from the warm workpiece and secondly by the amount of heat introduced into the contact zone with the forging mandrel. This flows axially in the forging mandrel into those areas of the mandrel that were not yet in contact with the hollow block. If these mandrel areas then reach the forming zone, the contact and thus surface temperatures are higher than in the mandrel areas that were previously forged.
  • the thermal loads can be adjusted by varying the mandrel speed in such a way that an equalization of the heat introduced reduces the maximum temperature of the mandrel surface sufficiently to prevent plastic deformation or premature wear of the forging mandrel.
  • the forging mandrel can be solid or designed as a hollow body.
  • the forging mandrel is cooled from the inside during forging and/or from the outside between forging processes in order to further reduce the thermal load.
  • the wall thickness should be at least 9% of the outer diameter of the forging mandrel for internal cooling and at least 15% for external cooling.
  • a forging mandrel is used for forging, which has a conicity of at least 1:1000, with the larger diameter at the mandrel rod end of the Forging mandrel. Compliance with the specified taper is necessary because the forged workpiece cools down behind the forming zone to such an extent that shrinking the forged part onto the mandrel would prevent the relative movement and removal of the mandrel.
  • the use of a slightly conical forging mandrel increases the clearance between the forged finished pipe and the inner tool, making it easier to remove the finished pipe from the inner tool.
  • the conicity must be minimal, as otherwise the wall thickness would change in an unacceptable way over the length.
  • a further advantageous embodiment of the invention therefore provides that, with a view to complying with the tolerance specifications for the inner or outer diameter and wall thickness of the hollow body, the geometric deviation of the hollow body caused by the conicity of the forging mandrel diameter is compensated during forging by adjusting the stroke of the forging hammers.
  • the inner diameter as well as the inner contour over the length of the forged hollow body are essentially determined by the geometry of the inner tool - preferably in the form of a cylindrical mandrel.
  • axially symmetrical tubes can also be produced, for example as rectangular or square hollow bodies, whereby the The hollow block used can have a corresponding geometry so that the necessary forming work when forging the finished part can be reduced to a minimum. Furthermore, the cross-sections of both the hollow block used and the forged hollow body can change over the length.
  • a mandrel with a graduated diameter which can be used to produce lengthwise stepped and/or conical cylinders with thickened ends.
  • a graduated diameter which can be used to produce lengthwise stepped and/or conical cylinders with thickened ends.
  • the hollow block is not designed as a hollow body that is open on both sides, but has a bottom on one side. This leads to an improvement in the yield during forging compared to a hollow body that is open on both sides and is also advantageous if the finished part is also to have a bottom.
  • the finished forged hollow body is either ready for delivery immediately or is subjected to heat treatment and/or non-destructive testing.
  • the heat treatment can be normalizing or tempering. Depending on the straightness requirement, straightening is necessary. Likewise, if delivery requirements require it, grinding or other suitable machining of the outer surface may be necessary to remove the minor unevenness caused by the forging process.
  • Figure 1 shows the method according to the invention in a schematic representation in a longitudinal section with a hollow block 1 to be forged with an initial cross-sectional area A0, which enters the forging machine from the left and leaves the forging machine on the right as a hot-finished tube 2 with a local cross-sectional area A1.
  • Forging is carried out with a degree of deformation in the forging section related to the cross-section to be formed with ln(A0/A1) of less than 1.5 and a process-related strain rate of less than 5/s, whereby the strain rate is defined as the maximum tool speed in m/s related to the outer diameter of the finished forged hollow body in m.
  • each forging jaws 3, 3', 3", 3′′′ work together on the outside and a cylindrical forging mandrel 4 on the inside.
  • the forging mandrel 4 consists of a material with a strength of at least 700 MPa at 500°C and is held in position by a holding rod 5, but can also alternatively be moved axially forwards or backwards and/or rotated during the forging process.
  • the direction of rotation of the forging mandrel can be in the direction of rotation of the hollow block or in the opposite direction.
  • the forging mandrel 4 is designed as a solid body with a conicity of more than 1:1000 and is only cooled from the outside.
  • the rotation arrow 6 and the axial arrow 7 are intended to illustrate that during the idle stroke of the forging jaws 3 to 3′′′ the hollow block 1 is rotated and pushed further axially and the forging mandrel can additionally be rotated and moved axially.
  • Each forging jaw 3 to 3′′′ has, in longitudinal section, a predominantly conical inlet section 8 and an adjoining smoothing part 9.
  • the inlet part 8 can also be slightly convexly curved.
  • all forging jaws 3 to 3′′′ have a concave curvature.
  • the curvature is a circular arc whose radius is larger than the current radius of the part to be forged.
  • the Figures 1 and 2 The movement arrows 10 shown are intended to illustrate the radial stroke of the respective forging jaw 3 to 3′′′.

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Description

  • Die Erfindung betrifft ein Verfahren zum Warmschmieden eines nahtlosen Hohlkörpers aus schwer umformbarem Werkstoff, gemäß dem Oberbegriff des Patentanspruches 1. Insbesondere betrifft die Erfindung ein durch Warmschmieden hergestelltes Rohr aus einem schwer umformbaren Werkstoff. Nach der Erfindung der Brüder Mannesmann aus einem erwärmten Block ein dickwandiges nahtloses Hohlblockrohr zu erzeugen, hat es verschiedene Vorschläge gegeben, dieses Hohlblockrohr in gleicher Hitze in einer weiteren Warmarbeitsstufe zu strecken. Stichworte dazu sind die allgemein bekannten Kontiwalz-, Stoßbank-, Stopfenwalz- und Pilgerschrittverfahren.
  • Alle genannten Verfahren haben für verschiedene Abmessungsbereiche und Werkstoffe ihre Vorzüge, wobei es auch Überschneidungen gibt. Für den mittleren Abmessungsbereich von 127 mm to 457mm (5" bis 18") kommen das Konti- und Stopfenwalzverfahren, für den Abmessungsbereich bis 660 mm (26") das Pilgerschrittverfahren zum Einsatz. Bei dickerer Wand im Bereich von > 30 mm sind das Konti- und Stopfenwalzverfahren weniger geeignet, während das Pilgerschrittverfahren zwar keine Probleme mit der Wanddicke hat, aber im Fertigungstakt langsamer ist.
  • Kennzeichnend für die Herstellung nahtloser Rohre aus einem erwärmten Block durch Warmwalzen sind die drei Schritte Lochen - Strecken - Reduzierwalzen.
  • Nachteilig bei allen genannten Verfahren sind die mehr oder weniger langen Umrüstzeiten bei Abmessungswechseln und die hohen Fertigungskosten bei kleinen Losgrößen, die häufiges Umrüsten erfordern.
  • Mit dem in der internationalen Patentanmeldung WO 2006/045301 A1 offenbarten Verfahren wurden diese Nachteile beseitigt, in dem der bislang bekannte zweite und dritte durch Walzen gekennzeichnete Umformschritt (Streckwalzen und Reduzierwalzen) ersetzt wird durch einen Umformschritt in Form eines Radialschmiedeprozesses unter Verwendung eines in den Hohlblock eingeschobenen Innenwerkzeuges und mindestens zwei auf die Mantelfläche des Hohlblockes einwirkender Schmiedebacken einer Schmiedemaschine, wobei der Hohlblock getaktet in der Phase des Leerhubes der Schmiedebacken gedreht und axial verschoben wird. Je nach Art der Steuerung können die Drehung und der axiale Vorschub des Hohlblockes gleichzeitig oder zeitlich versetzt erfolgen.
  • Mit diesem sehr effizienten und gerade auch für kleine Losgrößen interessanten Verfahren können sehr vorteilhaft Rohre mit einem Umfang von mehr als 500 mm und Längen von mehr als 4000 mm gefertigt werden.
  • Es hat sich jedoch gezeigt, dass das Verfahren noch nicht optimal für das Schmieden von schwer umformbaren Werkstoffen ausgelegt ist. Unter schwer umformbaren Werkstoffen werden metallische Werkstoffe, insbesondere Stähle, verstanden, die bei Umformtemperatur, also der Schmiedetemperatur, eine Fließgrenze von mehr als 150 MPa ermittelt bei 0,3 logarithmischer Dehnung und einer Formänderungsgeschwindigkeit von 10/s aufweisen. Beispielhaft sind dies Stähle mit Chromgehalten von über 5,0 Gew.-%, Duplex-Stähle, Nickelbasis-Legierungen oder Refraktärmetalle.
  • Übliche Schmiedetemperaturen liegen je nach zu schmiedendem Werkstoff bei mindestens 70% der jeweiligen Schmelztemperatur des Werkstoffs. Beispielhaft liegt für den Werkstoff Inconel 718 die Schmiedetemperatur bei mindestens 850°C.
  • Während des Schmiedens kann es bei schwer umformbaren Werkstoffen auf Grund der sehr hohen aufzubringenden Umformkräfte schon nach kurzem Einsatz zu abrasivem Verschleiß und zu Anbackungen an dem als Schmiededorn ausgebildeten Innenwerkzeug oder zu Warmverschweißungen des Innenwerkzeugs mit dem Hohlblock kommen. Dies führt entweder zu einem Abbruch des Schmiedevorgangs oder mindestens zu fehlerhaften Rohrinnenoberflächen und einer deutlich verkürzten Lebensdauer des Schmiededorns. Dadurch wird die Wirtschaftlichkeit des Schmiede-Verfahrens bei schwer umformbaren Werkstoffen deutlich eingeschränkt.
  • Aus der internationalen Patentanmeldung WO 2009/006873 A1 ist ein Schmiededorn aus einem warmfesten Werkstoff zum Warmschmieden von Rohren mit hoher Verschleißfestigkeit und hoher Formstabilität bekannt, bei dem der Dornkörper eine den Wärmeeintrag in den Dornkörper vermindernde Schicht aufweist, die eine Wärmeleitfähigkeit aufweist, die deutlich unter derjenigen des Dorngrundkörpers liegt. Durch den geringeren Wärmeeintrag in den Dorngrundkörper bleibt dieser formstabiler und verschleißfester. Zusätzlich kann der Schmiededorn eine Innenkühlung zur Kühlung während des Schmiedens aufweisen oder der Schmiededorn wird zwischen den Schmiedevorgängen von außen gekühlt. Der Dornkörper ist an einer Haltestange, auch Dornstange genannt, befestigt, mit der der Dornkörper in der Phase des Leerhubes im Hohlblock axial verfahren oder gedreht werden kann.
  • Mit dem bekannten Schmiedeverfahren und dem bekannten Schmiededorn kann jedoch bei schwer umformbaren Werkstoffen noch keine ausreichend hohe Standzeit des Schmiededorns und gleichbleibend hohe Qualität der Innenoberfläche des Rohres sichergestellt werden.
  • Des Weiteren ist aus der deutschen Patentanmeldung DE 10 2012 107 375 A1 bereits eine Vorrichtung zum Schmieden eines Hohlkörpers mit zentrisch sowie symmetrisch um eine Schmiedeachse angeordneten Schmiedewerkzeugen bekannt. Um die Standzeit des Schmiededorns zu vergrößern, ist vorgesehen, dass ein Drehantrieb über eine Steuereinrichtung in Abhängigkeit von der Drehlage des Schmiededorns gegenüber den Schmiedewerkzeugen ansteuerbar ist.
  • Aufgabe der Erfindung ist es, ein verbessertes Verfahren zum Herstellen eines nahtlos warmgefertigten metallischen Hohlkörpers durch Warmschmieden anzugeben, das auch beim Schmieden schwer umformbarer Werkstoffe mit einer Fließgrenze bei Umformtemperatur von mehr als 150 MPa ermittelt bei 0,3 logarithmischer Dehnung und einer Formänderungsgeschwindigkeit von 10/s, eine hohe Qualität der Innenoberfläche des Hohlkörpers bei gleichzeitig verbesserter Standzeit des Schmiededorns realisiert.
  • Diese Aufgabe wird ausgehend vom Oberbegriff in Verbindung mit dem kennzeichnenden Teil des Anspruches 1 gelöst. Vorteilhafte Weiterbildungen sind Gegenstand von Unteransprüchen.
  • Nach der Lehre der Erfindung wird diese Aufgabe gelöst durch ein Verfahren zum Warmschmieden eines nahtlosen Hohlkörpers aus schwer umformbarem Werkstoff, gemäß Anspruch 1.
  • Die Standzeit des Schmiededorn kann vorteilhafter Weise dadurch verbessert werden, dass ein Schmiededorn aus einem Material mit einer Festigkeit von mindestens 700 MPa bei 500°C eingesetzt wird.
  • Vorteilhafter Weise zeichnet sich das Warmschmieden dadurch aus, dass der auf Schmiedetemperatur befindliche Hohlkörper mit einem darin eingeführten an einer Dornstange befestigten Schmiededorn als Innenwerkzeug, mittels symmetrisch um eine Schmiedeachse angeordneter und im Sinne radialer Arbeitshübe antreibbarer, auf die Mantelfläche des Hohlkörpers und den Schmiededorn einwirkender Schmiedebacken einer Schmiedemaschine zu einem Rohr mit einem Rohrumfang von im Mittel mindestens 500 mm und einer Länge von mindestens 4000 mm geformt wird, wobei der Hohlkörper getaktet in der Phase des Leerhubes der Schmiedebacken gedreht und axial verschoben wird.
  • Das vorgeschlagene Verfahren hat den Vorteil, dass jetzt auch Hohlkörper aus schwer umformbaren Werkstoffen mit optimaler Innenoberfläche wirtschaftlich herstellbar sind, bei gleichzeitig deutlich erhöhter Standzeit des Schmiededornes. Dabei hat sich bei Versuchen überraschend herausgestellt, dass der auf den umzuformenden Querschnitt bezogene Umformgrad und die verfahrensbezogene Formänderungsgeschwindigkeit beim Schmieden in Kombination mit einem hochwarmfesten Dornwerkstoff die für die Qualität und die Standzeit bestimmenden Größen sind, wobei die angegebenen Grenzwerte für den Umformgrad und die Formänderungsgeschwindigkeit einzuhalten sind, um die lokale adiabatische Erwärmung und Scherbandbildung, Materialflussinstabilitäten und lokale Materialüberforderungen, die sich als Risse zeigen, zuverlässig vermeiden zu können.
  • Der vorgeschlagene Schmiedeprozess ist dann besonders effektiv und qualitativ günstig, wenn abhängig von dem zu schmiedenden Rohrdurchmesser zwei, vier oder mehr Schmiedebacken verwendet werden, die in einer Ebene synchron auf die Mantelfläche des Hohlblockes einwirken.
  • Der als Innenwerkzeug im Hohlblock eingeführte Schmiededorn kann prinzipiell frei beweglich im Hohlblock angeordnet sein. Zur besseren Verteilung, insbesondere der thermischen Belastung, ist es aber vorteilhaft, den Schmiededorn in den Phasen der Leerhübe zu drehen und/oder in gleicher Richtung bzw. entgegengesetzt zum axialen Vorschub des Hohlblocks zu bewegen.
  • Besonders vorteilhaft ist es, wenn der Schmiededorn mittels einer Steuerung oder einer Regelung gedreht und/oder in axialer Richtung verfahren wird, weil es dann möglich wird, die thermische und mechanische Belastung des Schmiededorns gezielt zu vergleichmäßigen. Dabei ist die axiale Dorngeschwindigkeit entweder konstant oder variabel.
  • Um das Ziel einer möglichst gleichmäßigen Wärmeverteilung im Schmiededorn zu erreichen, sollte die Drehung des Schmiededorns so groß sein, dass beim folgenden Schmiedehub die Belastungen auf einen Bereich des Schmiededorns einwirken, die im vorhergehenden Schmiedehub ohne beziehungsweise nur mit geringer Einwirkung waren. Dabei kann die Drehrichtung des Schmiededorns gleich oder ungleich zur Drehrichtung des Hohlblocks gewählt werden. Eine ungleiche Drehrichtung ist von Vorteil, da dadurch die Relativbewegungen zwischen den Oberflächen von Schmiededorn und Hohlblock größer sind und damit ein Warmverschweißen des Werkstücks mit dem Schmiededorn besser unterbunden werden kann.
  • Gegebenenfalls kann erfindungsgemäß der Schmiededorn zusätzlich mit einer Beschichtung versehen werden, die aus einer Keramik, beispielsweise aus Wolframkarbid, besteht und mit einer Schichtdicke von mindestens 0,02 mm und maximal 0,2 mm eine Oberflächenhärte von minimal 900 HV0.1 bei Raumtemperatur aufweist. Bekannt ist, dass Dorne zur Wärmeisolation eine Beschichtung aufweisen. Die erfindungsgemäße Beschichtung bezieht sich aber auf eine tribologisch wirkende Schicht, die durch Ihre Dicke im genannten Bereich sowohl die notwendige Abriebfestigkeit erreicht aber auch ein Warmverschweißen des Hohlblocks am Schmiededorn behindert. Die Schicht ist dabei aber noch dünn genug, um ein Abplatzen der Beschichtung wegen der unterschiedlichen Wärmeausdehnung im Vergleich zum Grundmaterial unter der thermisch zyklischen Belastung zu vermeiden.
  • Gerade bei großen Streckgraden (> 4) und geringer Wanddicke (< 30 mm) kann es bei schwer umformbaren Werkstoffen zur Vermeidung von Warmverschweißungen weiterhin erforderlich sein, dass vor Beginn des Schmiedevorgangs in die Umformzone zwischen Schmiededorn und Hohlblock ein Trenn- und/oder Schmiermittel eingebracht wird.
  • Hierbei kann das Trenn- und/oder Schmiermittel auf der Innenseite des Hohlblockes vor Beginn des Radialschmiedeprozesses aufgebracht sein und/oder der Schmiededorn wird mindestens im Bereich der darauf einwirkenden Schmiedebacken vor oder während des Schmiedens mit einer Schmierung versehen.
  • Wird das Trenn- und/oder Schmiermittel auf die Innenseite des Hohlblockes aufgebracht, sollte, um eine ausreichende Wirkung zu erzielen, die auf die Innenoberfläche des Hohlblocks bezogene Trockenmenge nicht weniger als 40 g/m2 betragen.
  • Weiterhin kann es zur Vergleichmäßigung der thermischen Belastung vorteilhaft sein, wenn der Schmiededorn eine abwechselnde Vor- und Rückwärtsdrehung bezogen auf das Werkstück macht. Im speziellen zeigt sich, dass bei einer gleichen Drehrichtung des Schmiededorns und des Hohlblock der Schmiededorn ein doppelt so hoher Drehschritt zwischen den Umformhüben vorteilhaft ist, als bei ungleicher Drehrichtung. Das liegt daran, dass die Kontaktfläche der Schmiedebacke und damit auch die Kontaktfläche am Dorn immer leicht unsymmetrisch zur Längsachse der Schmiedebacke ist und damit der Schmierstoff leichter in die einlaufende Zone gedrückt und vom Dorn abgestreift wird. Damit ist bei gleicher Drehrichtung ein deutlich größerer (etwa doppelt so großer) Drehschritt des Dorns notwendig, um das Trenn- und/oder Schmiermittel in die Umformzone zu bringen.
  • Aufgrund der angesprochenen Asymmetrie ist ein Positionieren und Steuern des Dorns nicht nur relativ zum Hohlblock, sondern auch relativ zur Schmiedeebene zur Vergleichmäßigung der thermischen Belastung von Bedeutung.
  • In einer vorteilhaften Weiterbildung der Erfindung sollte der minimale Drehschritt des Schmiededorns in der Phase des Leerhubes folgender Bedingung genügen: min DSD = 0.32 x DSH, wobei min DSD der minimale Drehschritt in Winkelgrad des Schmiededorns und DSH der Drehschritt in Winkelgrad des Hohlblocks ist. Es hat sich herausgestellt, dass die Breite der Kontaktzone des Schmiededorns deutlich geringer ist, als die der Schmiedebacke. Ein Unterschreiten der obigen Grenze führt nach Untersuchungen zu massiven thermischen Beanspruchungen am Dorn, die üblicherweise zu Steckern und damit zu einem Ausfall des Prozesses führen.
  • Eine Erhöhung des Dorndrehschritts über das Minimum hinaus reduziert die Überdeckung der Dornkontaktzonen zwischen zwei Umformhüben oder vermeidet komplett eine Überdeckung. Damit vergleichmäßigt sich die thermische Belastung am Umfang und es kann mehr neuer Trenn-/Schmierstoff in die Umformzone zwischen Dorn und Werkstück gelangen.
  • Bei den Versuchen hat sich außerdem herausgestellt, dass der Schmiededorn im Wesentlichen durch zwei Einflüsse vor dem Kontakt beim Schmieden thermisch belastet wird. Zum einen durch die Strahlungsbelastung durch das warme Werkstück und zum anderen durch die in der Kontaktzone mit dem Schmiededorn eingebrachte Wärmemenge. Diese fließt axial im Schmiededorn auch in jene Bereiche des Dorns, die noch nicht in Kontakt mit dem Hohlblock waren. Gelangen diese Dornbereiche dann in die Umformzone, so sind die Kontakt- und damit Oberflächentemperaturen höher als in den Dornbereichen, die vorher geschmiedet wurden. Die thermischen Belastungen lassen sich durch die Variabilität der Dorngeschwindigkeit derart einstellen, dass eine Vergleichmäßigung der eingebrachten Wärme die maximale Temperatur der Dornoberfläche ausreichend reduziert, um ein plastisches Verformen oder frühzeitigen Verschleiß des Schmiededorns zu verhindern.
  • Dabei sollte die durchschnittliche Dorngeschwindigkeit den folgenden Bedingungen genügen GDmin ≤ GD ≤ GDmax, wobei GDmin = GE x (HL/DL) und GDmax = GA x (HL/DL) ist, mit DL = Dornlänge in m, HL = Hohlblocklänge in m, GD = mittlere Absolutgeschwindigkeit des Dorns in m/s, GE = Einlaufgeschwindigkeit des Hohlblocks in die Schmiedemaschine in m/s und GA = Auslaufgeschwindigkeit des Hohlblocks in die Schmiedemaschine in m/s.
  • In einer weiteren vorteilhaften Weiterbildung der Erfindung kann der Schmiededorn massiv oder als Hohlkörper ausgeführt sein.
  • In einer weiteren vorteilhaften Ausgestaltung der Erfindung ist vorgesehen, dass der Schmiededorn während des Schmiedens von innen und/oder zwischen den Schmiedevorgängen von außen gekühlt wird, um die thermische Belastung weiter abzusenken.
  • Um eine ausreichende mechanische Stabilität beim Schmieden schwer umformbarer Werkstoffe auch bei Hohlkörpern als Schmiededorn zu gewährleisten, sollte die Wanddicke bei einer Innenkühlung mindestens 9% und bei einer Außenkühlung mindestens 15% des Außendurchmessers des Schmiededorns betragen.
  • Um bei einer Innenkühlung eine ausreichende Kühlung des Schmiededorns sicherzustellen, sollte der Schmiededorn vorteilhaft eine Mindestlänge aufweisen, die abhängig ist vom Außendurchmesser des Hohlblocks und des geschmiedeten Rohres und sich wie folgt errechnet: L min = (ADH-ADF)/TAN(20 x PI/180) mit ADH= Außendurchmesser Hohlblock in m, ADF= Außendurchmesser geschmiedetes Rohr in m und Lmin ist die minimale Arbeitslänge des Dorns in m.
  • Im Falle einer Außenkühlung des Schmiededorns in Schmiedepausen sollte der Schmiededorn eine Länge aufweisen, die sich wie folgt berechnet: HL= Hohlblocklänge in m, MH= Masse des Hohlblocks in kg und MD= Wärmeaufnehmende Dornmasse in kg.
  • In einer weiteren vorteilhaften Ausgestaltung des Verfahrens ist vorgesehen, dass zum Schmieden ein Schmiededorn verwendet wird, der eine Konizität von mindestens 1:1000 aufweist, mit dem größeren Durchmesser am dornstangenseitigen Ende des Schmiededorns. Die Einhaltung der angegebenen Konizität ist notwendig, da das geschmiedete Werkstück hinter der Umformzone derart abkühlt, dass ein Aufschrumpfen des geschmiedeten Teils am Dorn das relative Bewegen und Abziehen des Dorns verhindern würde.
  • Desweiteren erhöht der Einsatz eines leicht konischen Schmiededornes das Spiel zwischen dem geschmiedeten Fertigrohr und dem Innenwerkzeug, so dass der Abzug des Fertigrohres vom Innenwerkzeug erleichtert wird. Die Konizität darf aber nur gering sein, da ansonsten die Wanddicke über die Länge gesehen sich in unzulässiger Weise verändern würde.
  • Eine weitere vorteilhafte Ausgestaltung der Erfindung sieht deshalb vor, dass im Hinblick auf die Einhaltung der Toleranzvorgaben für Innen- oder Außendurchmesser und Wanddicken des Hohlkörpers, die durch die Konizität des Schmiededorndurchmessers bedingte geometrische Abweichung des Hohlkörpers während des Schmiedens durch Anpassung des Hubes der Schmiedehämmer ausgeglichen wird.
  • Um ein problemloses Verfahren des Schmiededorns im Hohlblock zu gewährleisten ist erfindungsgemäß außerdem vorgesehen, dass ein Schmiededorn in den Hohlblock eingeschoben wird, dessen Durchmesser so gewählt wurde, dass sich ein Spiel zwischen Hohlblock und Schmiededorn einstellt, welches der folgenden Bedingung genügt: min SP = 0,0012 x (1 + HL), wobei min SP, dass minimale Spiel im Durchmesser zwischen Schmiededorn und Hohlblock in m und HL die Länge des Hohlblocks in m darstellen.
  • Der Innendurchmesser sowie die Innenkontur über die Länge des geschmiedeten Hohlkörpers, werden im Wesentlichen durch die Geometrie des Innenwerkzeuges - vorzugsweise in Form eines zylindrischen Dornes - bestimmt.
  • Mit dem erfindungsgemäßen Verfahren lassen sich mit einer entsprechenden Formgebung der Schmiedewerkzeuge und/oder einer speziellen Steuerung der Hübe der Schmiedehämmer und der Axialbewegungen des Schmiededorns neben außen und innen runden Rohren auch achssymmetrische Rohre zum Beispiel als rechteckige oder quadratische Hohlkörper herstellen, wobei auch schon der eingesetzte Hohlblock eine entsprechende Geometrie aufweisen kann, so dass die notwendige Umformarbeit beim Schmieden des Fertigteils auf ein Mindestmaß reduziert werden kann. Desweiteren können sich die Querschnitte sowohl des eingesetzten Hohlblocks als auch des geschmiedeten Hohlkörpers über die Länge ändern.
  • Beispielhaft ist die Verwendung eines im Durchmesser abgestuften Dornes denkbar, mit dem sich zum Beispiel über die Länge gestufte oder/und konische Zylinder mit verdickten Enden herstellen lassen. Je nach Art der Abstufung wäre auch die Herstellung mehrerer gestufter Zylinder aus einem Hohlblock möglich. Die Vereinzelung der Zylinder würde dann nach dem Schmiedevorgang erfolgen.
  • In einer weiteren vorteilhaften Ausgestaltung der Erfindung ist vorgesehen, dass der Hohlblock nicht als beidseitig offener Hohlkörper ausgebildet ist, sondern einseitig einen Boden aufweist. Dies führt im Vergleich zu einem beidseitig offenen Hohlkörper zu einer Ausbringensverbesserung beim Schmieden und ist zusätzlich vorteilhaft, wenn das Fertigteil ebenfalls einen Boden aufweisen soll.
  • Der fertig geschmiedete Hohlkörper ist nach den üblichen Adjustageschritten, wie Ablängen, visueller Prüfung, Markieren usw. entweder sofort auslieferungsfähig oder wird noch einer Wärmebehandlung und/oder einer zerstörungsfreien Prüfung unterzogen. Die Wärmebehandlung kann ein Normalisieren oder ein Vergüten sein. Je nach Geradheitsanforderung ist ein Richten erforderlich. Ebenso kann bei entsprechenden Lieferanforderungen ein Überschleifen oder ein anderes geeignetes spanabtragendes Bearbeiten der Außenoberfläche notwendig sein, um die durch den Schmiedeprozess verursachten geringen Unebenheiten zu beseitigen.
  • Anhand schematischer Darstellungen wird das erfindungsgemäße Verfahren näher erläutert.
  • Es zeigen:
    • Figur 1 das erfindungsgemäße Verfahren in schematischer Darstellung, im Längsschnitt mit einem im Eingriff sich befindenden Hohlblock und
    • Figur 2 ein Schnitt in Richtung A - A in Figur 1.
  • Figur 1 zeigt das erfindungsgemäße Verfahren in schematischer Darstellung in einem Längsschnitt mit einem im Eingriff sich befindenden zu schmiedenden Hohlblock 1 mit einer Ausgangsquerschnittsfläche A0, der von links in die Schmiedemaschine einläuft und rechts als warmfertiges Rohr 2 mit einer lokalen Querschnittsfläche A1 die Schmiedemaschine verlässt.
  • Das Schmieden erfolgt mit einem auf den umzuformenden Querschnitt bezogenen Umformgrad im Schmiedeabschnitt mit ln(A0/A1) von kleiner 1,5 und einer verfahrensbezogenen Formänderungsgeschwindigkeit von kleiner 5/s, wobei die Formänderungsgeschwindigkeit als maximale Werkzeuggeschwindigkeit in m/s bezogen auf den Außendurchmesser des fertig geschmiedeten Hohlkörpers in m definiert ist.
  • Im Schmiedebereich wirken auf der Außenseite in diesem Ausführungsbeispiel vier Schmiedebacken 3, 3', 3", 3‴ und auf der Innenseite ein zylindrischer Schmiededorn 4 zusammen. Der Schmiededorn 4 besteht aus einem Material mit einer Festigkeit von mindestens 700 MPa bei 500°C und wird durch eine Haltestange 5 in Position gehalten, kann aber auch alternativ während des Schmiedeprozesses axial vor oder zurück bewegt und/oder gedreht werden. Die Drehrichtung des Schmiededornes kann in Drehrichtung des Hohlblocks oder entgegengesetzt erfolgen.
  • Nicht dargestellt ist die Einrichtung zur Steuerung bzw. Regelung der Dorn- bzw. Hohlblockbewegung und zur Schmierung des Schmiededornes 4.
  • Im vorliegenden Beispiel ist der Schmiededorn 4 als massiver Körper mit einer Konizität von mehr als 1:1000 ausgeführt und wird nur von außen gekühlt.
  • Der Drehpfeil 6 sowie der Axialpfeil 7 sollen verdeutlichen, dass während des Leerhubes der Schmiedebacken 3 bis 3‴ der Hohlblock 1 gedreht und axial weiter geschoben wird und der Schmiededorn zusätzlich gedreht und axial bewegt werden kann.
  • Jede Schmiedebacke 3 bis 3‴ weist im Längsschnitt einen überwiegend konisch gestalteten Einlaufabschnitt 8 und einen daran sich anschließenden Glättteil 9 auf. Der Einlaufteil 8 kann auch leicht konvex gekrümmt sein.
  • Im Querschnitt gesehen (siehe Figur 2) weisen alle Schmiedebacken 3 bis 3‴ eine konkave Krümmung auf. Im Regelfall ist die Krümmung ein Kreisbogen, dessen Radius größer ist als der aktuelle Radius des zu schmiedenden Teiles.
  • Die in den Figuren 1 und 2 eingezeichneten Bewegungspfeile 10 sollen den radialen Hub der jeweiligen Schmiedebacke 3 bis 3‴ verdeutlichen.
    • Bezugszeichenliste
    • 1 Hohlblock
    • 2 warmfertiges Rohr
    • 3, 3', 3", 3‴ Schmiedebacke
    • 4 Dorn
    • 5 Haltestange
    • 6 Drehpfeil
    • 7 Axialpfeil
    • 8 Einlaufabschnitt
    • 9 Glättteil
    • 10 Bewegungspfeil
    • A0 lokale Querschnittsfläche Hohlblock
    • A1 lokale Querschnittsfläche Fertigrohr

Claims (28)

  1. Verfahren zum Warmschmieden, bei einer Schmiedetemperatur von mindestens 70 % der jeweiligen Schmelztemperatur in °K des Werkstoffs, eines nahtlosen Hohlkörpers aus schwer umformbarem Werkstoff, wobei der Werkstoff aufweist:
    - eine Fließgrenze von mehr als 150 MPa ermittelt bei 0,3 logarithmischer Dehnung,
    - bei einer Test-Temperatur von 70 % der jeweiligen Schmelztemperatur in °K des Werkstoffs und
    - bei einer Formänderungsgeschwindigkeit von 10/s, dadurch gekennzeichnet, dass das Warmschmieden mit einem auf den umzuformenden Querschnitt bezogenen Umformgrad im Schmiedeabschnitt mit In(A0/A1) von kleiner 1,5 und einer verfahrensbezogenen Formänderungsgeschwindigkeit von kleiner 5/s erfolgt, wobei A0 als lokale Querschnittsfläche eines zu schmiedenden Hohlkörpers in m2 und A1 als lokale Querschnittsfläche des fertigen Hohlkörpers in m2 und die Formänderungsgeschwindigkeit als maximale Werkzeuggeschwindigkeit in m/s bezogen auf den Außendurchmesser des fertig geschmiedeten Hohlkörpers in m definiert sind.
  2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass ein Schmiededorn aus einem Material mit einer Festigkeit von mindestens 700 MPa bei 500°C eingesetzt wird.
  3. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, dass der auf Schmiedetemperatur befindliche Hohlkörper mit einem darin eingeführten an einer Dornstange befestigten Schmiededorn als Innenwerkzeug, mittels symmetrisch um eine Schmiedeachse angeordneter und im Sinne radialer Arbeitshübe antreibbarer, auf die Mantelfläche des Hohlkörpers und den Schmiededorn einwirkender Schmiedebacken einer Schmiedemaschine zu einem Rohr mit einem Rohrumfang von im Mittel mindestens 500 mm und einer Länge von mindestens 4000 mm geformt wird, wobei der Hohlkörper getaktet in der Phase des Leerhubes der Schmiedebacken gedreht und axial verschoben wird.
  4. Verfahren nach Anspruch 3, dadurch gekennzeichnet, dass der Schmiededorn sich in der Phase des Leerhubes mit dem Hohlblock frei mitbewegt.
  5. Verfahren nach Anspruch 3, dadurch gekennzeichnet, dass der Schmiededorn in der Phase des Leerhubes zusätzlich gedreht und/oder axial verfahren wird.
  6. Verfahren nach Anspruch 5, dadurch gekennzeichnet, dass der Schmiededorn in gleicher Richtung wie der axiale Vorschub des Hohlblocks während des Schmiedens verfahren wird.
  7. Verfahren nach Anspruch 5, dadurch gekennzeichnet, dass der Schmiededorn entgegengesetzt dem axialen Vorschub des Hohlblocks während des Schmiedens verfahren wird.
  8. Verfahren nach einem der Ansprüche 5 bis 7, dadurch gekennzeichnet, dass die Verfahrgeschwindigkeit des Schmiededorns in axialer Richtung konstant gehalten oder variabel eingestellt wird.
  9. Verfahren nach Anspruch 8, dadurch gekennzeichnet, dass die durchschnittliche axiale Dorngeschwindigkeit den folgenden Bedingungen genügt:
    GDmin ≤ GD ≤ GDmax, wobei GDmin = GE x (HL/DL) und GDmax = GA x (HL/DL) ist, mit DL =Dornlänge in m, HL = Hohlblocklänge in m, GD = mittlere Absolutgeschwindigkeit des Dorns in m/s, GE = Einlaufgeschwindigkeit des Hohlblocks in Schmiedemaschine in m/s und GA = Auslaufgeschwindigkeit des Hohlblocks in Schmiedemaschine in m/s.
  10. Verfahren nach einem der Ansprüche 5 bis 9, dadurch gekennzeichnet, dass der Schmiededorn während des Leerhubes mittels einer Steuerung oder einer Regelung gedreht und/oder in axialer Richtung verfahren wird.
  11. Verfahren nach Anspruch 10, dadurch gekennzeichnet, dass der Schmiededorn während des Leerhubes so weit gedreht wird, dass beim folgenden Schmiedehub die Schmiedebacken auf einen Bereich des Schmiededorns einwirken, auf den die Schmiedebacken im vorhergehenden Schmiedehub ohne oder nur mit geringer Einwirkung waren.
  12. Verfahren nach Anspruch 10 und 11, dadurch gekennzeichnet, dass der Schmiededorn gleich oder ungleich zur Drehrichtung des Hohlblocks gedreht wird.
  13. Verfahren nach Anspruch 12, dadurch gekennzeichnet, dass der Schmiededorn eine abwechselnde Vor- und Rückwärtsdrehung in Relation zum Hohlblock ausführt.
  14. Verfahren nach einem der Ansprüche 5 bis 13, dadurch gekennzeichnet, dass der Drehschritt des Schmiededorns (Winkelgrad) in der Phase des Leerhubes folgender Bedingung genügt: min DSD =0.32 x DSH, wobei min DSD der minimale Drehschritt des Schmiededorns und DSH der Drehschritt des Hohlblocks ist.
  15. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 14, dadurch gekennzeichnet, dass der Schmiededorn während des Schmiedens von innen und/oder zwischen den Schmiedevorgängen von außen gekühlt wird.
  16. Verfahren nach Anspruch 15, dadurch gekennzeichnet, dass bei einer Innenkühlung der Schmiededorn eine Mindestlänge aufweist, die sich wie folgt errechnet: L min = (ADH-ADF)/TAN(20 x PI/180) mit ADH= Außendurchmesser Hohlblock in m und ADF= Außendurchmesser geschmiedet in m.
  17. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 16, dadurch gekennzeichnet, dass der Schmiededorn als Hohlkörper ausgebildet ist, wobei die Wanddicke bei einer Innenkühlung mindestens 9% und bei einer Außenkühlung mindestens 15% des Außendurchmessers des Schmiededorns beträgt.
  18. Verfahren nach Anspruch 15, dadurch gekennzeichnet, dass bei einer Außenkühlung, der Schmiededorn eine Mindestlänge aufweist, die sich wie folgt berechnet: HL= Hohlblocklänge in m, MH= Masse des Hohlblocks in kg und MD= Wärmeaufnehmende Dornmasse in kg
  19. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 18, dadurch gekennzeichnet, dass zum Schmieden ein Schmiededorn verwendet wird, der über seine Länge eine Konizität von mindestens 1:1000 aufweist, mit dem größeren Durchmesser am dornstangenseitigen Ende des Schmiededorns.
  20. Verfahren nach Anspruch 19, dadurch gekennzeichnet, dass im Hinblick auf die Einhaltung der Toleranzvorgaben für Innen- oder Außendurchmesser und Wanddicken des Hohlkörpers, die durch die Konizität des Schmiededorndurchmessers bedingte geometrische Abweichung des Hohlkörpers während des Schmiedens durch Anpassung des Hubes der Schmiedehämmer ausgeglichen wird.
  21. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 20, dadurch gekennzeichnet, dass zum Schmieden ein Schmiededorn in den Hohlblock eingeschoben wird, dessen Durchmesser so gewählt ist, dass sich ein Spiel zwischen Hohlblock und Schmiededorn einstellt, welches der folgenden Bedingung genügt: min SP = 0,0012 x (1 + HL), wobei min SP das minimale Spiel im Durchmesser zwischen Schmiededorn und Hohlblock in m und HL die Länge des Hohlblocks in m darstellen.
  22. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 21, dadurch gekennzeichnet, dass vor Beginn des Schmiedevorgangs in die Umformzone zwischen Schmiededorn und Hohlblock ein Trenn- und/oder Schmiermittel mit einer Trockenmenge von mindestens 40 g/m2 bezogen auf die Innenoberfläche des Hohlblocks aufgegeben wird.
  23. Verfahren nach Anspruch 21, dadurch gekennzeichnet, dass auf die Innenseite des Hohlblockes vor Beginn des Radialschmiedeprozesses ein Trenn- und/oder Schmiermittel aufgebracht wird.
  24. Verfahren nach Anspruch 21 und 23, dadurch gekennzeichnet, dass der Schmiededorn mindestens im Bereich der darauf einwirkenden Schmiedebacken vor und/oder während des Schmiedens mit einer Schmierung versehen wird.
  25. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 24, dadurch gekennzeichnet, dass vor dem Schmiedeeinsatz auf den Schmiededorn zusätzlich eine den Verschleiß reduzierende Beschichtung aufgebracht wird.
  26. Verfahren nach Anspruch 25, dadurch gekennzeichnet, dass die Beschichtung aus einer Keramik besteht.
  27. Verfahren nach Anspruch 26, dadurch gekennzeichnet, dass die Keramik Wolframkarbid ist.
  28. Verfahren nach einem der Ansprüche 25 bis 27, dadurch gekennzeichnet, dass die Beschichtung in einer Dicke von mindestens 0,02 mm und maximal 0,2 mm und mit einer Oberflächenhärte von minimal 900 HV0.1 bei Raumtemperatur auf den Schmiededorn aufgebracht wird.
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