TWI479025B - 熱機械加工工具鋼之方法及由經熱機械加工之工具鋼製成的工具 - Google Patents

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Description

熱機械加工工具鋼之方法及由經熱機械加工之工具鋼製成的工具
本發明係關於工具鋼之熱機械加工，使用經熱機械加工之工具鋼形成工具之方法及用於金屬成形及金屬切割應用之工具。
本申請案為2008年3月13日申請之同在申請中之申請案第12/047,532號之部分連續案，該案主張美國臨時申請案第60/896,729號之權利，該等申請案中之每一者之揭示內容在此以引用的方式全面地併入本文中。本申請案亦主張2008年2月15日申請之美國臨時申請案第61/029,236號之權利，該案在此以引用之方式全面地併入本文中。
在各種等級之市售碳及合金鋼中，工具鋼等級通常用於工具經受危險應力、衝擊及/或磨損之應用中。工具鋼通常以出眾之硬度、耐磨性、保持切割邊緣之能力及高溫下抗變形性為特徵。因此，工具鋼廣泛應用於金屬成形及金屬切割應用、檢驗設備及量規以及機械工具中之磨損/衝擊組件。
各種類型之工具用於諸如機械加工、穿孔、模印加工、抽拉、粉末壓製、金屬雕刻、銷衝壓及其類似者之金屬成形及金屬切割應用中。詳言之，衝頭及衝模表示用以穿孔、打孔及使金屬及非金屬工件成形之類型之金屬成形工具。切割工具及插件表示用於機械加工應用以使金屬及非金屬工件成形之類型之金屬切割工具。塞規、螺紋規、管規、環規及校裝盤表示用於檢驗應用之類型之工具。機械滑件及嵌條表示用於機械工具中之類型之磨損及衝擊組件。
衝頭及衝模在其使用期限期間經受嚴重及重複負載。詳言之，衝頭易於在使用期間由於其使用期間所經歷之顯著應力而引發之嚴重斷裂而可能損壞。隨著由具有較高強度重量比之鋼(諸如超高強度鋼(UHSS)、高級高強度鋼(AHSS)、相變誘發塑性(TRIP)鋼、孿晶誘發塑性(TWIP)鋼、奈米鋼及馬氏體(MART)鋼)所建構之工件之引入，對金屬成形工具之要求變得更加苛刻。舉例而言，汽車工業正向更頻繁地將此等類型之高強度、低重量鋼用於車身結構轉變。
因此，需要熱機械加工工具鋼以改良其機械性質之方法及具有改良之機械性質的由熱機械加工所形成之工具。
在一項實施例中，提供熱機械加工包含工具鋼之預成形坯之方法。該工具鋼具有馬氏體開始溫度及穩定沃斯田體溫度。該預成形坯具有一含有沃斯田體之區域，該區域包括外表面及用於該外表面之複數個外部尺寸。該方法包含在該馬氏體開始溫度與該穩定沃斯田體溫度之間的一加工溫度下建立至少該預成形坯之該區域。當該預成形坯之該區域處於該加工溫度下時，該區域經變形以改變該區域之該等外部尺寸中之至少一者及將該區域之微結構由自外表面延伸之一深度改質為該外表面之下的1毫米或超過1毫米之一深度。在區域變形後，將該區域冷卻至室溫。
在另一實施例中，提供用於機器中以改質工件之工具。該工具包含一包含工具鋼之構件。該構件具有一外表面，該外表面界定經組態以與機器耦接之第一部分及適用於接觸工件之第二部分。該構件包括自外表面延伸至大於1毫米之深度的第一區域及藉由該第一區域而與外表面分離的第二區域。第一區域包括具有錯誤定向角分佈的複數個晶粒，該錯誤定向角分佈具有大於約34°之平均錯誤定向角；比第二區域小至少10%的平均晶粒大小；且具有與第二區域中之複數個晶粒之晶粒定向不相同的晶粒定向。
併入本說明書中且組成本說明書之一部分的隨附圖式說明本發明之實施例，且與上文之簡要描述及下文之實施例之詳細描述一起用於解釋本發明之實施例之原理。
根據本發明之一項實施例，一種製造工具之方法包括自工具鋼製造預成形坯，其中預成形坯之至少一區域為經熱機械加工的。該預成形坯之區域通常包括工具鋼之大部分體積或預成形坯之主體部分。舉例而言，對於圓柱形預成形坯幾何形狀，藉由徑向鍛造或平面應變鍛造過程而加工之熱機械加工區域可將外體積之60%與工具鋼之相對未受加工影響之剩餘部分之內體積合併。因此，對於簡單預成形坯幾何形狀，區域之體積可至少包括預成形坯之一個橫剖面之外體積。區域可至少部分地跨越或完全跨越橫剖面區延伸。因此，在此實施例中，外部體積或改質區域自區域之外表面延伸至大於至少0.039吋(1mm)之深度，儘管體積之尺寸可使得深度可更深地延伸入預成形坯中。然而，區域之深度不必為統一的，實情為區域之一部分中之深度可小於0.039吋(1mm)但另一部分中之深度延伸至大於0.039吋(1mm)。
儘管上文將改質區域描述為圍繞內體積之層之形式的外體積，但改質區域可為不規則形狀區域。舉例而言，此可為預成形坯之外表面在變形之前具有一個幾何形狀，但接著藉由改變區域之外部尺寸中之至少一者來變形以形成具有不同形狀之物件的狀況。舉例而言，變形可包括橫剖面區域或另一外部尺寸中之一或多者之改變，該另一外部尺寸可增加或減少區域之長度。熟習此項技術者將注意到所加工材料之體積可視許多其他因素而定，包括(但不限於)預成形坯之大小及形狀以及變形設備之能力及類型。通常，隨著鍛造設備之負載能力增加及預成形坯之大小減小，變形區域可併有預成形坯之較大(若不為全部)部分。因此，與表面處理操作(諸如珠擊處理及其類似者)不同，本發明之實施例不限於形成被迫符合部分之先前所建立之輪廓的薄表面層。此外，本發明之實施例變形工具鋼之較大部分，且在一些實施例中，判定預成形坯之輪廓或外表面尺寸。在此方面，可跨越預成形坯或工具之主體之厚度量測預成形坯之區域，且預成形坯之形狀可與工具之最終形狀不相關。
除影響經加工之工具鋼之體積外，熱機械加工之前的預成形坯之幾何形狀或形狀可影響最終微結構。舉例而言，預成形坯之形狀可影響或判定晶粒之定向以及熱機械加工區域中微結構之特性。熟習此項技術者將瞭解，工具鋼預成形坯可為具有許多橫剖面形狀之複數個組態中之一者，諸如具有圓形、矩形或多邊形橫剖面之棒料，或具有更複雜形狀及橫截面之原材料。可基於歷史經驗、工具要求及/或加工限制來開發預成形坯幾何形狀之判定。舉例而言，可基於所使用之加工類型及工具之目標、最終幾何形狀來選擇預成形坯之幾何形狀。
當區域之溫度保持在根據本發明之不同實施例之如下文所描述之溫度範圍中時，區域經受變形。在本發明之實施例中，變形量足以改良變形區域之機械性質。可藉由縮減比之計算來量化變形量，縮減比經定義為橫剖面區域之歸因於熱機械加工之相對減少。認為區域之性質之改良與變形量成比例。藉由實例且非限制的，僅僅20%之縮減比即可導致區域之機械性質中之可量測之改良。咸信產生機械性質中可量測之改良之變形量僅由工具鋼之動態再結晶限制。換言之，可將變形量保持在有效引起微結構動態地再結晶之臨限值以下。若變形之微結構再結晶，則可觀測與未經再結晶之微結構相比之機械性質之可量測之降低。特定機械性質之降低可為至少約20%。然而，即使可觀測到降低，但與藉由在所指定之溫度範圍以上之溫度下熱處理工具鋼而製備之工具相比，機械性質仍然可改良，如以下將更詳細地描述。熟習此項技術者將瞭解，除變形量外，動態再結晶視工具鋼之組份及變形發生時之溫度而定。
如以上所闡述，熱機械加工包括在工具鋼預成形坯保持在高溫下時塑性變形工具鋼預成形坯。儘管可使用其他合適變形加工，能夠塑性變形預成形坯之合適加工包括(但不限於)鍛造加工，諸如徑向鍛造、環軋、迴轉鍛造、型鍛、觸變成形(thixoforming)、沃斯成形(ausforming)及溫/熱鍛粗。舉例而言，技術亦可包括主要變形方向不為大體上垂直於預成形坯之縱軸之技術。如上所論及，其他技術(諸如高溫下之珠擊處理)產生極微弱變形且因此被排除，因為需要程度較深之塑性變形以提供機械性質之必要改良。
一種此加工為平面應變鍛造，其主要產生工具鋼預成形坯之徑向及圓周塑性變形。因此，平面應變鍛造可限制垂直於所施加之負載之方向上的晶粒伸長。結果，預成形坯可沿其長度及圍繞其周邊呈現機械性質之大體上均一分佈。因此，在一項實施例中，平面應變鍛造包括在特定方向上產生極少(若存在)之晶粒伸長的塑性變形加工。然而，當熱機械加工工具鋼預成形坯時，可使用能夠塑性變形預成形坯之以上論及之加工之任何組合。
在另一實施例中，現有工具可充當預成形坯。舉例而言，除未使用之工具外，現有工具可包括使用之工具、受損之工具或損壞之工具。現有工具經熱機械加工，如本文中所描述，以便再製造或再加工該工具以恢復其效用。
如以上所提供，熱機械加工包括在預成形坯之區域保持在高加工溫度下時塑性變形該區域。可藉由將預成形坯自較高溫度冷卻來建立變形期間預成形坯之溫度。此過程可包括(僅藉由實例)自熔化之原材料鑄造工具鋼之小坯或預成形坯，將所鑄造之預成形坯冷卻至較低加工溫度且在加工溫度下將其變形。或者，可藉由自室溫或接近室溫之溫度加熱預成形坯來使得該預成形坯達到加工溫度(變形於該加工溫度下發生)，如下文較詳細描述。
詳言之，且參看圖1，預成形坯於高於工具鋼之馬氏體轉變(MS )之開始溫度(馬氏體開始溫度)但低於工具鋼之穩定沃斯田體溫度(AC3 )(當預成形坯含有沃斯田體時)的加工溫度下變形。MS 為在冷卻期間沃斯田體至馬氏體之轉變起始之溫度，且AC3 為在加熱期間肥粒鐵至沃斯田體之轉變完成之溫度。
此外，如圖1中表明，沃斯田體開始溫度(AC1 )表示在加熱期間沃斯田體開始形成之溫度。熟習此項技術者將瞭解，MS 、AC1 及AC3 係各自視工具鋼之特定組份而定。因此，本文中所闡述之MS 、AC1 或AC3 與特定溫度共同被提及之任何例項並非意欲將MS 、AC1 或AC3 之定義限制為彼特定溫度。
鑒於以上所定義之溫度且根據一項實施例，當工具鋼預成形坯處於MS 與AC3 之間的溫度下且當區域含有沃斯田體(例如，亞穩沃斯田體)時，工具鋼預成形坯之全部或一部分被加工，亦即，工具鋼預成形坯經塑性變形或鍛造。因此，工具鋼預成形坯之變形區域具有如下文所描述之某些改良之機械性質。舉例而言，當微結構主要為穩定沃斯田體時，與在高於AC3 之溫度下變形預成形坯相比，變形區域之衝擊強度或韌性之改良可大至少約20%，且在另一實例中，可大至少50%。
如以上所介紹，在一項實施例中，該方法包括將工具鋼預成形坯加熱至一溫度範圍使得預成形坯之至少一部分含有沃斯田體。熟習此項技術者將注意到，可利用許多不同溫度曲線圖以在變形之前使得工具鋼預成形坯處於以上所提及之溫度範圍內。僅藉由實例，且參看圖1，可將工具鋼預成形坯自低於MS 之溫度加熱至高於AC1 之加工溫度(標記10)。此實例中，溫度為約1530℉(約832℃)，且AC3 為約2250℉(約1232℃)。工具鋼預成形坯可接著經變形，同時將其保持在AC1 與AC3 之間的加工溫度。
另一溫度曲線圖可包括將工具鋼預成形坯自低於MS 之溫度加熱至AC1 與AC3 之間的溫度，且接著在將其變形之前將該工具鋼預成形坯冷卻至高於MS 之加工溫度(標記11)。在圖1A所展示之另一實施例中，溫度曲線圖可包括將工具鋼預成形坯加熱至高於AC3 ，且接著在將其變形之前將工具鋼預成形坯冷卻至AC1 與AC3 之間的加工溫度(標記12)或冷卻至MS 與AC1 之間的加工溫度(標記13)。
在變形期間，加工溫度可增加、減少或保持大體上相同，儘管區域之溫度保持在AC3 與MS 之間。如圖1及1A所示，變形發生處之溫度(例如，10、11、12及13處)描繪為水平線。儘管水平線可表示等溫條件，熟習此項技術者將瞭解實際加工溫度中之一些變化發生。舉例而言，在變形期間，工具鋼預成形坯之實際加工溫度可變化±50℉(±28℃)。控制溫度以將區域保持在大體上等溫條件可需要經由閉路溫度反饋控制系統來有意地加熱或散熱。
然而，溫度升高或降低可在變形期間發生。溫度升高或降低可為有意的或為在變形期間未控制溫度之結果。舉例而言，在一些實施例中，歸因於藉由變形將能量添加至預成形坯之速率，預成形坯之溫度可增加至多150°F(83℃)。額外能量轉變為熱量，且若未藉由排熱或散熱來補償，則此熱量升高區域之溫度。因此，加工溫度可升高或降低使得區域之溫度在高於AC1 之溫度處開始但在低於AC1 之溫度處結束，或在低於AC1 之溫度處開始且在高於AC1 之溫度處結束。在其他實施例中，可在變形發生時有意地冷卻區域以降低區域之溫度。然而，應注意，若預成形坯溫度在變形過程期間顯著變化，則晶粒之動態再結晶可降低區域之衝擊強度及韌性。因此，等溫過程(亦即，在變形期間保持工具鋼預成形坯之實際加工溫度大體上為常數)可最大化區域之強度、韌性及其他機械性質，如下文所描述。
繼續參看圖1及1A，儘管可利用各種加熱及冷卻過程，但控制加工溫度及加工時間以避免碳化物鼻端14或貝氏體鼻端16。熟習此項技術者將瞭解，在低於AC1 之溫度下，若區域在此等範圍中之溫度下保持過長，則工具鋼可沈澱碳化物或貝氏體。藉由實例，M2 AISI工具鋼預成形坯可在無顯著碳化物或貝氏體相形成之情況下於至少2分鐘之時段內變形。然而，預成形坯可保持於此範圍中之溫度下的時間量至少取決於工具鋼之組份及溫度，以及其他因素。
在熱機械加工後，預成形坯經冷卻至較低溫度。可藉由強制空氣對流或在冷卻預成形坯至室溫之前將區域保持在中等溫度來達成冷卻或淬火。熟習此項技術者將瞭解，淬火可包括其他冷卻方法或介質，包括(例如)水或油淬火。藉由額外實例，區域可經受低溫處理，其中區域在一或多個階段中冷卻至約-150℉(約-101℃)與約-300℉(約-184℃)之間的溫度以將大百分比之殘留沃斯田體轉換至馬氏體。可藉由(例如)液氮達成低溫處理，且該處理可主要與A2及D2工具鋼結合使用，儘管含有顯著百分比之殘留沃斯田體之其他工具鋼可自此類型之處理獲益。淬火速率大於工具鋼之臨界冷卻速率，亦即，用於防止非理想轉變(諸如，碳化物鼻端14及貝氏體鼻端16)之連續冷卻之最小速率。因此，冷卻速率足以避免亞穩沃斯田體至非理想分解產物(諸如碳化物或貝氏體)之顯著轉變。亦可利用較快冷卻速率，儘管較快冷卻速率限於彼等不會熱衝擊區域或以其他方式扭變工具鋼預成形坯者。
此外，在一項實施例中，冷卻之後具有一或多個回火過程。舉例而言，回火可包括將區域加熱至約850℉(約454℃)與約1000℉(約537℃)之間的溫度歷時約45分鐘至約60分鐘之間。回火藉由將殘留沃斯田體轉換至馬氏體來改質微結構。如此項技術中已知，可使用多次回火循環以轉換殘留沃斯田體。熟習此項技術者將理解，視工具鋼之組份、預成形坯之幾何形狀及大小、容許之殘留沃斯田體量及所使用之回火處理之數目而定，回火可包括加熱至較高或較低溫度歷時較短或較長時段。根據一項實施例，淬火後，在回火之前區域不在AC3 或高於AC3 之溫度下經熱處理。此外，區域可不被加熱至高於該區域在變形期間所經歷之任何溫度。換言之，預成形坯可經再加熱，然而，任何後繼再加熱期間之溫度不會顯著地降低或更改由於在穩定沃斯田體溫度與馬氏體開始溫度之間的溫度下變形區域中之沃斯田體而建立之應變或差排。
在另一實施例中，該方法進一步包括在熱機械變形過程後將工具鋼預成形坯修整為工具。修整可包括材料移除過程以產生最終預定之形狀及/或表面修飾面層。舉例而言，習知修整過程可包括機械加工、研磨、砂磨/拋光，或其組合以製備用於使用之工具。然而，修整可需要僅移除少量材料以將預成形坯形成為工具。舉例而言，變形可包括近淨形鍛造過程使得(在變形後)需要預成形坯之微小後續加工(若存在)以產生工具。
一或多個次要過程可跟隨在工具之冷卻或修整之後。次要過程包括以某一方式在工具上形成塗層或進一步改質工具之表面。例示性次要過程包括使用抗磨材料熱噴塗或覆蓋工具之變形區域或整個工具。其他次要過程包括藉由塗佈技術在工具之工作表面上塗覆塗層，該等塗佈技術包括(但不限於)物理氣相沈積(PVD)、化學氣相沈積(CVD)或鹽浴塗佈。其他表面改質技術包括離子植入、雷射或電漿硬化技術、氮化或碳化，其可用以改質工具之工作表面處之表面層。應瞭解，可以任合組合來使用各種不同次要過程以進一步改質工具。
如以上所闡述，預成形坯包含工具鋼。工具鋼表示一種類別之鋼，用於切割、成形或以其他方式成形另一材料之工具由該工具鋼製得。工具鋼可藉由熱處理呈現硬化且可經回火以達成所要之機械性質。舉例而言，可自諸如冷加工、熱加工、高速工具鋼等級材料或專屬工具鋼等級之各種不同類別之工具鋼製造預成形坯。詳言之，工具鋼為鐵-碳(Fe-C)合金系統，其碳含量在約0.35重量%至約1.50重量%之範圍內，且在另一實例中，藉由視所要求之碳化物相(若存在)而定的預期之其他碳含量而在約0.85重量%至約1.30重量%之範圍內。
工具鋼通常含有碳化物形成元素之添加物，諸如，釩(V)、鎢(W)、鉻(Cr)、鉬(Mo)或其組合。視合金添加物而定，一或多種碳化物相(例如M6 C、M2 C、M23 C6 、M7 C3 或M4 C)可能沈澱，儘管如此項技術中已知可形成其他類型之碳化物。極少例外，工具鋼不含有有意添加物鎳(Ni)。鎳為已知之沃斯田體相穩定劑。然而，工具鋼可含有微量(至多0.3重量%)此元素。
表1展示可用以製造根據本發明之實施例之工具的例示性工具鋼之重量百分比形式之標稱組份(工具鋼之其餘部分為鐵(Fe))。藉由實例，表1中工具鋼之AC3 位於約2100℉(約1149℃)與約2400℉(約1316℃)之間的範圍內，AC1 溫度位於約1380℉(約749℃)與約1680℉(約915.6℃)之間的範圍內，且MS 位於約320℉(約160℃)與約480℉(約249℃)之間的範圍內。
此外，預成形坯亦可包含粉末金屬材料或，詳言之，粉末金屬工具鋼。通常藉由實體研磨或以其他方式將工具鋼之主體塊製成許多小的個別粒子、將粉末金屬注入鑄模或將粉末金屬通過衝模以產生弱內聚粉質壓成體且如此項技術中已知地燒結該粉質壓成體來製得粉末金屬工具鋼預成形坯。由粉末金屬工具鋼形成之工具通常表徵為具有作為其製造方法之結果的各向同性性質。然而，當根據本文中所揭示之實施例加工時，相對於根據習知燒結及/或熱等靜壓方法加工之粉末金屬工具，工具之性質得以改良。
如本文中所揭示，加工工具鋼改質工具鋼之微結構。如以上所闡述，工具鋼在其含有沃斯田體時變形。如此項技術中已知，沃斯田體具有面心立方(fcc)晶體結構，且馬氏體具有體心正方(bct)晶體結構。因為其較高數目之滑動面，一般熟習此項技術者認為沃斯田體與馬氏體相比具有較高延展性。一般熟習此項技術者一般認可在高於AC3 之溫度下形成之任何沃斯田體為穩定的。亦即，在高於AC3 之溫度下，沃斯田體通常不分解成其他相。在低於AC3 之溫度下，沃斯田體已知為不穩定的且通常稱為亞穩，因為若在AC3 與MS 之間的溫度下保持延長時段，則分解為其他相。存在於本文中所描述之溫度範圍內的沃斯田體為亞穩的。儘管不希望被理論限制，但咸信亞穩沃斯田體(儘管與沃斯田體具有相同之晶體結構)殘留應變歷程。
含有亞穩沃斯田體之預成形坯之塑性變形導致與單獨自此等溫度之間淬火或在高於AC3 之溫度下鍛造預成形坯且接著淬火所得之微結構不同的微結構。變形區域之所得微結構及材料性質可取決於工具鋼之類型、熱機械加工之類型、沃斯田體中所誘發之應變量、誘發應變之速率及在哪一溫度下執行熱機械加工。舉例而言，MS 及AC1 之間的溫度下的亞穩沃斯田體之熱機械加工可產生與AC1 及AC3 之間的溫度下的亞穩沃斯田體之熱機械加工所產生之微結構不相同的微結構。然而，在任一狀況下，變形區域呈現改良之機械性質。
作為在此等溫度範圍下變形沃斯田體之結果，在一項實施例中，微結構為細粒狀。舉例而言，變形區域中晶粒或晶體之平均大小可比在藉由習知過程所製得之工具中觀測到之彼等小至少10%，且在另一實例中，小至少約25%。在一些實施例中，細粒狀微結構有助於在淬火或另一過程期間沿較多晶粒邊界之碳化物相之均一沈澱。
此外，另一微結構特徵可包差排密度之增加。如此項技術中已知，差排為結晶固體中之線性缺陷，諸如在沃斯田體中。一個例示性差排由晶體內額外半面之原子形成，儘管其他類型之差排為已知的且已知許多類型之差排同時形成於單一晶體中。此外，晶粒邊界可由一或多個差排表示。在多晶材料中(例如預成形坯之工具鋼材料)，鄰近晶體之間存在的晶粒邊界為一個晶粒之晶格與鄰近晶粒之晶格之間的錯配區域。隨著鄰近晶粒之間的錯配或錯誤定向角之度數自零度增加(鄰近晶粒之晶體結構對準於零度)，晶粒邊界處之差排密度增加。因此，晶粒之間錯誤定向角之量測為差排密度之量測，尤其為晶粒邊界處之差排密度。變形工具鋼預成形坯之區域與藉由在高於AC3 之溫度下熱鍛造或根據習知方法之熱處理來變形類似組份之區域相比將晶粒之間的錯誤定向角增加至較大度數。經變形、淬火及回火後之馬氏體晶粒可在(例如)大於約34°之平均角處定向錯誤，且在另一實例中，馬氏體晶粒為至少約40°之平均定向錯誤。此外，在一項實施例中，區域之差排密度比習知過程之經熱鍛造或經熱處理部分大至少25%。舉例而言，可藉由使用電子背向散射繞射(EBSD)或X-光繞射(XRD)技術來量測差排密度及晶粒大小。除改良變形區域之衝擊強度外，在變形期間或在後繼加熱或冷卻操作中，高差排密度位置可提供晶核形成點以用於碳化物相之沈澱。
變形區域亦可呈現晶粒結構之較佳定向。詳言之，在變形區域之橫剖面圖中，晶粒可經伸長或具有另一形狀使得當相對於彼此排列或定向時，晶粒集體地對微結構提供較佳流量或方向性。較佳定向之方向可在相對於工具之表面中之一者的方向、相對於工具軸之方向或相對於亦具有較佳定向之另一區域的方向。本質上，較佳定向可在任何方向。在一項實施例中，變形區域中晶粒之較佳定向符合工具之工作表面之表面輪廓。舉例而言，較佳定向可符合由界定邊緣之兩個相交表面所形成的表面輪廓。晶粒結構可大體上平行於每一表面同時自第一方向(其平行於一個表面)過渡至接近邊緣之區域中之第二方向(其平行於第二表面)。預成形坯之初始形狀(在加工之前存在於預成形坯中之任何碳化物或合金帶)及加工技術可為判定變形區域中晶粒之較佳定向的主要因素。
因此，在一項實施例中，變形區域之特徵在於上述微結構特徵中之兩者或兩者以上之組合。舉例而言，變形區域可具有小平均晶粒大小之晶粒大小分佈，且晶粒可相對於工具之工作表面或工具軸而較佳定向。此外，區域可表徵為具有相對高差排密度。在一項實施例中，區域可進一步表徵為具有較精細的、較均一分佈的碳化物相或位於晶粒邊界及高差排密度位置處之相。此外，特性可能不會在變形區域內之位置之間顯著變化，儘管顯著變化可存在於兩個或兩個以上獨立形成之區域之間。舉例而言，預成形坯之部分可具有由相對低差排密度區域分離之相對高差排密度區域。區域之間差排密度之變化可歸因於所使用之不同過程(例如，徑向鍛造相比於平面應變鍛造)、不同鍛造速率或強度、不同溫度等。
不為理論所限制，發明者咸信來自熱機械加工之外部能量可用以在亞穩沃斯田體相內形成精細晶粒結構，對晶粒結構提供定向，增加差排密度或產生其之組合。在淬火後，變形亞穩沃斯田體有利地影響最終形成之微結構。此外，來自熱機械加工之外部能量可有助於微結構中碳化物相之沈澱。舉例而言，咸信低於AC1 之溫度下之熱機械加工降低亞穩沃斯田體中碳之可溶性，且因此，促進碳化物沈澱。在相關實施例中，碳化物相可在變形期間或在冷卻期間或在變形與冷卻兩者期間沈澱於晶粒邊界及/或差排位點。因此，與在高於AC1 之溫度下經加工之工具鋼預成形坯相比，除其他改良之性質外，在低於AC1 之溫度下經加工之工具鋼預成形坯呈現更大強度。此外，咸信此溫度範圍中差排密度之增加與在高於AC1 之溫度下經熱機械加工之預成形坯相比顯著較高。
如以上所闡述，預成形坯之變形區域之特徵在於與習知過程(例如，高於AC3 之溫度下的熱處理及/或熱鍛造)相比之改良性質。因此，自工具鋼預成形坯製得之工具可(例如)呈現較長使用壽命。改良之性質可包括衝擊強度(根據夏比(Charpy)測試)、韌性、硬度或耐磨性中之一或多者或其組合之改良。藉由比較，根據本發明之一項實施例經加工之M2 AISI工具鋼之預成形坯之變形區域之衝擊強度可比在高於AC3 之溫度下變形或在無鍛造情況下經熱處理之類似組份之工具高至少50%。在任何實施例中，較長工具壽命可歸因於對在使用期間所經歷之增強之抗衝擊性、抗其他應力性或抗研磨條件性。
參看圖2A及2B且根據本發明之另一實施例，工具18包括具有外表面22之構件20，外表面22通常包括用以連接或耦接至機器(未展示)之第一部分24及以工作表面26為代表性形式之第二部分，工作表面26在工具18用於金屬成形及金屬切割應用時接觸工件28。此外，外表面22封閉且界定工具鋼之主體體積或主體質量之外邊界。如圖2B中最佳展示，至少一區域30形成於(如本文中所描述)經封閉之主體體積內。且，當區域30不由工具18之全部主體體積組成時，構件20可具有另一區域32，區域52與區域30相比在微結構特性中之一或多個方面不同，且因此，在以上所描述之性質方面不同。
在一項實施例中，藉由再次參看圖2A，構件20經伸長且外表面22界定筒或柄34，頭部36安置於柄34之一個末端，且具有尖端40之鼻端或本體38安置於柄34之與頭部36相對之末端。尖端40上承載之工作表面26沿切割邊緣44與尖端40之側壁42接合。切割邊緣44界定一拐角，側壁42及工作表面26沿該拐角匯合。切割邊緣44及工作表面26共同界定工具18之接觸工件28之表面的部分。工件28可包含將由工具18在金屬成形或金屬切割應用中加工之材料。
當沿工具18之縱軸或中線50觀察時，伸長構件20之柄34及本體38具有合適橫剖面輪廓，諸如圓形、矩形、正方形或橢圓形橫剖面輪廓。柄34及本體38可具有相同區之橫剖面輪廓，或本體38可具有較小橫剖面區以在柄34及本體38之間提供起伏區域52。在某些實施例中，柄34及本體38關於中線50對稱安置，且詳言之，可具有以中線50為中心之環狀或圓形橫剖面輪廓。
工具18之頭部36具有適合於藉由與類似於機械工具或壓機(未展示)之金屬加工機器一起使用之工具固定器件來固持的構造。在例示性實施例中，頭部36為具有大於柄34之直徑的直徑的凸緣。然而，替代頭部36，工具18可替代地包括球鎖、楔鎖、轉塔或用於將工具18之柄34與工具固持器件耦接之另一類型之固持結構。
工具18(其在代表性實施例中具有衝頭之構造)通常形成模組54之組件。模組54進一步包括衝模56，衝模56含有收納工具18之尖端40之一部分的開口58。衝模56及工具18合作(當壓在一起時)以在工件28中形成成形洞或以某一所要方式變形工件28。工具18及衝模56可自金屬加工機器移除，其中藉由使用工具固持機構而將工具18暫時附接至撞錘(未展示)之末端。
工具18通常以方向61朝向工件28移動且具有垂直於工作表面26與工件28之間的接觸點的負載。可機械地、液壓地、氣動地或電性地驅動金屬加工機器以施加迫使工具18進入工件28中之負載。工具18之尖端40在由金屬加工機器所賦予之高負載下被迫穿過(或進入)工件28之厚度且進入衝模開口58。工件28被變形及/或在工具18之工作表面26與工件28之間的接觸帶處或在接觸帶周圍被切割。
工具18可具有與代表性實施例之構造不同的其他衝頭構造。舉例而言，工具18可經組態為刀片、跟式衝頭、台式衝頭、圓衝頭等。儘管工具18經描繪為具有與代表性實施例中之衝頭一致的構造，一般熟習此項技術者將理解，工具18可具有其他構造，諸如衝模，例如衝模56(圖2A及2B)或剝離器。詳言之，衝頭、衝模或剝離器形式之工具18可應用於諸如穿孔及打孔、精密下料加工、成形，及擠壓或模壓之金屬衝壓及成形操作中。
工具18亦可具有切割工具之構造，諸如旋轉式拉刀、非旋轉式拉刀、分接頭、鉸刀、鑽頭、銑刀、修整工具等。工具18可用於鑄造及模製應用，諸如習知模鑄、高壓模鑄及射出成形。工具18亦可利用在藥物製程、保健食品製程、電池製造、化妝品、糖果及食品及飲料工業中所使用之粉末壓製應用中，及家用產品及核燃料、壓片、炸藥、彈藥、陶瓷及其他產品之製造中。工具18亦可用於自動化及零件夾具應用中，諸如定位或零件接觸元件。
參看圖2B，工具18之區域30、衝模56之區域62或工具18之區域30及衝模56之區域62兩者由經熱機械加工之預成形坯(未展示)之區域形成或機械加工製得，如以上所闡述。舉例而言，區域30通常定位於接近工作表面26或包括工作表面26，使得在工具18之操作期間區域30接近工件28或與工件28直接接觸。類似地，衝模56之區域62在工具18及衝模56被使用時接近工件28或與工件28直接接觸。區域30自外表面22(例如，工作表面26)延伸至大於0.039吋(1mm)之深度d1 。類似地，在衝模56中，區域62可為不規則形狀的，但亦自外表面63延伸至大於0.039吋(1mm)之深度d2 。
然而，當區域30或62形成於工具鋼預成形坯內之其他位置中時，可觀測到有益效能。此等位置可由隨著以下操作而來之因素來判定：其中使用工具18或使用成本考慮以平衡工具18之使用與其製造成本。在任何方面，熱機械加工區域30之特徵在於高差排密度、精細晶粒結構、晶粒之較佳定向或其組合，如上文所提供。在一項實施例中，高差排密度、精細晶粒結構、晶粒之較佳定向或其組合可與熱機械加工期間之主要變形方向相關。
工具18可具有多個高差排密度之區域、精細晶粒結構之區域、晶粒之較佳定向之區域，或其組合之區域。在具有兩個或兩個以上區域之實施例中，每一區域可鄰接至工具鋼預成形坯內之緊鄰區域。應瞭解，一個區域中晶粒之定向可或不可與其他區域中之任一者或工具18之軸大體上對準。在另一實施例中，高差排密度之區域、精細晶粒結構之區域、晶粒之較佳定向之區域或其組合之區域大體上遍及工具18延伸而非限於其一或多個部分。換言之，工具18可自根據本文中之實施例先前經熱機械加工之工具鋼預成形坯機械加工製得或形成。
參看圖3A及3B，儘管本文中關於大體上完全由工具鋼所組成之預成形坯描述及說明本發明之實施例，但在其他實施例，預成形坯64可為由具有由相異鋼所製得之核心68之工具鋼所製得之殼層66之組態。如圖3A所示，連同其他變數，視工具(未展示)經製造以用於之應用而定，核心68可填充殼層66內之全部空隙或僅其一部分。儘管殼層66中工具鋼之體積與相異鋼之體積相比可能較小，但殼層66大於0.039吋(1mm)之厚度使得變形區域為至少0.039吋(1mm)厚度。殼層66經設計以形成工具之工作表面26(參看圖1A)。核心68可形成工具之剩餘部分且可經設計以對工具提供優良機械性質。僅藉由實例，殼層66可為工具鋼管，如圖3A所示。核心68可為由更經濟之另一種鋼(諸如，低碳或冷加工鋼，例如D2)製得之圓筒。在圓柱形核心68插入管狀殼層66後，預成形坯64經加熱且至少殼層66藉由在上述溫度範圍中型鍛或徑向鍛造而變形。舉例而言，徑向鍛造殼層66及核心68後所得之變形預成形坯69展示於圖3B中。由經變形或鍛造之預成形坯69形成或機械加工製得之工具18a可用於(例如)需要橫向強度以改良工具之使用壽命之應用(其可包括齒輪(如圖3C所示)或齒輪滾動或螺紋滾動衝模)中，儘管工具之材料成本顯著降低。
將關於以下實例來描述本發明之其他細節。
實例1
根據本文中所揭示之方法之一項實施例製備具有1.500吋(3.81厘米)之直徑及48吋(121.9厘米)之長度的且在此項技術中已知名為AISI M2、D2及M4之呈軋製條棒之組態的八個工具鋼預成形坯。
為此，將條棒在氣動爐中加熱高於AC1 至2100°F(1149℃)之溫度。使用在操作範圍中經校準之紅外線高溫計來記錄溫度量測。咸信此溫度下條棒中之每一者中之微結構包含沃斯田體。一旦條棒達到目標溫度，其被個別地轉移(以避免零件轉移期間之溫度損失)至200噸4-錘徑向鍛造機之進口輥(inlet roll)。藉由四個縮減過程(reduction)將1.500吋(3.81厘米)直徑×48吋(121.9厘米)長度之條棒各自徑向鍛造為具有0.875吋(2.222厘米)之直徑的條棒。每一縮減過程花費大致15秒至大致20秒之間(每一條棒總共為最多80秒)。所計算之有效縮減比為66%。經加工之條棒經強制對流、空氣冷卻至室溫。
在熱機械加工期間，已知歸因於由對流及輻射造成之損失，熱金屬將損失熱量。因此，為將每一條棒之溫度維持在接近2100℉(1149℃)之目標溫度的狹窄溫度範圍內，來自變形過程之外部熱量及內部熱量用以補償任何熱量損失。因此，鍛造在接近等溫條件下執行。此外，監視溫度以確保任何溫度變化為可忽略的。
在中間縮減過程期間自每一條棒切割小剖面以用於分析。無任何樣本被觀察到呈現任何再結晶。此外，判定每一樣本中所存在之相，量測晶粒之間的錯誤定向且開發馬氏體之[001]平面關於橫向(TD)及徑向(RD)之極象圖。在變形及後繼回火後，於條棒之橫剖面之半徑的二分之一位置處或自M2工具鋼條棒之中心約0.22吋處獲得量測。在Philips X'Pert X射線繞射儀上進行相鑑定。實例1之一個M2條棒之相分析展示於圖4A中。圖4A中，每一相之數字分數為0.771473鐵馬氏體、0.00419837鉻-釩碳化物(658741)、0.219877鐵-鎢碳化物(892579)及0.00445168 V4 C3 。在具有EBSD偵測器之場發射環境掃描電子顯微鏡(ESEM)-FEI/Philips XL30 ESEM-FEG上執行EBSD掃描。使用定向成像顯微術TM (Orientation Imaging MicroscopyTM ,OIMTM )資料收集軟體收集資料且與XRD資料一起映射。由OIMTM 分析軟體產生錯誤定向圖表。圖4B中展示關於實例1之M2工具鋼條棒中之一者之馬氏體晶粒而量測的錯誤定向角的代表性分佈。圖4C中展示關於此M2條棒開發之極象圖。
實例2
來自實例1之0.875吋(2.222厘米)直徑條棒中之幾者經再加熱至高於AC1 至2100℉(1149℃)之溫度。在條棒經加熱高於AC1 後，咸信微結構包含沃斯田體。一旦條棒達到目標溫度，其被個別地轉移至200噸4-錘徑向鍛造機之進口輥。每一條棒在處於2100℉(1149℃)之溫度下時經徑向鍛造。在四個縮減過程中，條棒直徑自0.875吋(2.222厘米)減小至0.640吋(1.626厘米)。除來自實例1之首次四次縮減過程的66%縮減外，橫剖面區域之此縮減達到47%有效縮減比。經加工之條棒經強制對流、空氣冷卻至室溫。於中間縮減過程處自一個條棒切割若干樣本以記錄應變之影響。與來自實例1之樣本相同，未在樣本中之任一者中觀測到再結晶。
如前所述，平衡對環境之熱量損失與自變形產生之熱量以試圖在熱機械加工期間將條棒維持在恆溫。在加工期間且在縮減過程之間監視溫度以確保溫度變化為可忽略的。因此咸信所有外部能量轉移至預成形坯以增加差排密度且降低沃斯田體晶粒大小。
接著將條棒在氣動爐中於1400℉(760℃)下消除應力歷時四小時且經由條棒矯直器成功地加工以最小化變形。
實例3
製備具有1.500吋(3.81厘米)之直徑及48吋(121.9厘米)之長度的且此項技術中已知名為AISI M2、D2及M4之呈軋製條棒之組態的八個工具鋼預成形坯。
在氣動爐中將條棒加熱至2050℉(1121℃)之溫度。咸信條棒之微結構包含亞穩沃斯田體。如前所述，使用在操作範圍中經校準之紅外線高溫計來記錄溫度量測。一旦條棒達到目標溫度，條棒中之每一者被自爐中取出且置放於200噸4-錘徑向鍛造機之進口輥上。接著使條棒空氣冷卻至約1100℉(約593℃)與約1200℉(約649℃)之間的加工溫度(低於AC1 )。降溫發生約1分鐘。條棒於七個縮減過程中經徑向鍛造至1.000吋(2.54厘米)之直徑。所計算之縮減比為56%。1.000吋(2.54厘米)直徑條棒經強制對流、空氣冷卻至室溫。
與實例1及2中所描述之溫度控制類似，儘可能將條棒保持在恆溫。在加工期間且在縮減過程之間監視條棒中之每一者之溫度以確保溫度變化為可忽略的。
在中間縮減過程期間自每一條棒切割小剖面以用於分析。沒有樣本呈現動態再結晶之微結構特性。判定相，獲取晶粒之間錯誤定向之量測，且在條棒之橫剖面之半徑的二分之一或自條棒中心約0.25吋的位置處開發馬氏體之[001]平面之極象圖。實例3之一個M2條棒之相分析展示於圖5A中。圖5A中相之數字分數為0.737644鐵馬氏體、0.0111572鉻-釩碳化物(658741)、0.240541鐵-鎢碳化物(892579)及0.0106579 V4 C3 。圖5B中展示實例3之M2工具鋼條棒中之一者之馬氏體晶粒之間的錯誤定向角的代表性分佈。圖5C中展示關於此M2條棒開發之極象圖。
比較實例1
藉由以下步驟而在2巴(bar)真空爐中使用標準熱處理循環來熱處理軋製AISI M2棒料：將條棒加熱至高於2250℉(約1232℃)，接著三個加熱至約1000℉且保持約45分鐘至1小時及冷卻之標準回火循環以達成與實例1及3相同之硬度，亦即HRC 61~63。接著將經熱處理之條棒研磨至與實例3之條棒相同之外部尺寸。
圖6A、6B及6C中展示比較條棒之相之量測、錯誤定向角及極象圖。圖6A中指示之相之數字分數為0.660257鐵馬氏體、0.00451285鉻-釩碳化物(658741)、0.330886鐵-鎢碳化物(892579)及0.00434446 V4 C3 。條棒中之每一者中所存在之相與由圖4A、5A及6A之比較分析所提供之相大體上相同。
然而，實例1及3之條棒中之每一者的差排密度顯著高於比較實例1之條棒的差排密度。特定地，藉由將圖4B及5B與圖6B進行比較，實例1及3之M2條棒中之每一者的錯誤定向角顯著高於圖6B中所展示之比較M2條棒的錯誤定向角。實例1(圖4B)之條棒之錯誤定向角之分佈的平均值為約36度，實例3(圖5B)之條棒之錯誤定向角之分佈的平均值為約42度，且比較實例1(圖6B)之條棒之錯誤定向角之分佈的平均值為約34度。實例1及3之M2工具鋼條棒相對於比較熱處理M2條棒之高平均錯誤定向角指示較高差排密度及應變。咸信在低於AC1 之溫度下的變形與在高溫下之變形相比可使晶粒之錯誤定向角增加，因為晶粒具有較少熱能且以減慢速率自變形恢復。
當與圖6C中所展示之比較實例1之M2條棒之極象圖相比時，實例1及3之M2條棒之改良之差排密度亦分別由圖4C及5C中所展示之極象圖證實。極象圖指示實例1及3之條棒的差排密度或差排數顯著高於僅經熱處理之比較實例1之條棒的差排密度。相對差排密度由圖表中之每一者中之點的密度來指示。因此，實例1(圖4C)具有最高差排數，接著為實例3(圖5C)，且比較實例1(圖6C)具有最小差排數。
實例4
來自實例3之過程的1.000吋(2.54厘米)直徑條棒中之幾者經再加熱至2050°F(1121℃)(高於AC1 但低於AC3 )。將條棒自爐子移除且使其空氣冷卻至約1100℉(約593℃)與約1200℉(約649℃)之間的加工溫度。一旦達到加工溫度，條棒被各自於七個縮減過程中徑向鍛造為具有0.700吋(1.778厘米)之直徑的條棒。所計算之縮減比為51%。
允許經加工之條棒空氣冷卻至室溫。於中間縮減過程處自每一條棒切割若干樣本。與實例3之樣本相同，沒有條棒呈現動態再結晶之微結構特性。
如前所述，在加工期間且在縮減過程之間監視溫度以確保溫度變化為可忽略的。
接著將條棒回火三次：在真空爐中於約950℉(約510℃)與約1000℉(約538℃)之間的溫度下歷時約3小時。確認為回火過程將任何殘留沃斯田體轉換為馬氏體。應注意在以上實例1-4中，經加工之條棒含有經伸長且沿條棒之縱軸較佳定向的晶粒。
儘管實例1至4利用徑向鍛造，可使用此項技術中已知的其他鍛造技術來熱機械加工預成形坯，如以上所闡述。因此，在下述實例中，在水平熱桿端鍛粗機(upsetting machine)上重複近平面應變鍛造過程。開發預成形坯65，其在藉由此機器經鍛造時將產生圓柱形條棒(參看圖7及8A及8B)。圓柱形條棒可接著被用作預成形坯以用於機械加工或形成金屬切割及金屬成形工具。
參看圖7、8A及8B，在近平面應變鍛造過程中，完全由工具鋼組成之預成形坯65幾何形狀包括長方形段70及圓柱形段72。圓柱形段72不經受任何變形且主要用於在鍛造期間將預成形坯65定位及固持於機器中。長方形段70或區域在加工期間經加熱且經受變形使得工具由此形成。在變形後，經變形之預成形坯75具有變形之長方形段73或區域，如圖8B中最佳展示。
現參看圖9，在近平面應變鍛造過程中，工具模槽74及撞錘76各自經設計以形成半圓形模槽。共同地，所得之由工具模槽74及撞錘76之閉合形成的圓形形狀經設計以在一個方向上阻止長方形段70中工具鋼之移動同時允許工具鋼在徑向及圓周方向上流動。
實例5
自軋製研磨棒料機械加工製得圖7及8A中所說明之幾何形狀的AISI M2工具鋼預成形坯。習知研磨棒料中之軋製方向或主要碳化物方向始終與圓柱形段之軸同心，如圖4中之箭頭所指示。在加工之前碳化物條帶之方向可判定熱機械加工後碳化物之定向。隨後，在真空爐中於1400℉(760℃)下將預成形坯初始退火歷時45分鐘及60分鐘之間以消除任何殘餘應力且獲得近等軸晶粒結構。
退火後，使用感應線圈將每一預成形坯之長方形段加熱至高於AC1 至約1850℉(約1010℃)之溫度。在此加工溫度下，咸信微結構包含沃斯田體。使用內建於用以模擬近平面應變鍛造操作之50噸水平桿端鍛粗機中的紅外線高溫計來監視溫度。一旦預成形坯之長方形段達到1850℉(1010℃)，每一預成形坯被個別地鍛造為近半圓形橫剖面(例如參圖8B)。
鍛造後，藉由對流空氣冷卻將每一條棒淬火至室溫。鍛造後之微結構包含精細晶粒沃斯田體。淬火後，沃斯田體轉變為馬氏體且碳化物沈澱。認為此微結構為不穩定的，且將其在真空爐中於約950℉(約510℃)與約1000℉(約538℃)之間的溫度下及約2巴之壓力下消除應力。在消除應力後，於約1200℉(約649℃)與1400℉(760℃)之間的溫度下歷時45至60分鐘每循環而經由三個回火循環加工預成形坯以將殘留沃斯田體轉換至馬氏體，接著爐內冷卻以將微結構中之殘留沃斯田體轉換至馬氏體。
自近平面應變鍛造獲得之衝擊強度增加歸因於差排密度之增加及沃斯田體晶粒大小之減小。然而，與徑向鍛造過程不同，在近平面應變鍛造中，對環境之熱量損失為可忽略的，因為變形沿長方形段之全部長度幾乎瞬間發生。
實例6
自軋製研磨棒料機械加工製得圖8A中所說明之幾何形狀的AISI M2工具鋼預成形坯且接著經加工。與先前預成形坯相同，在加工之前的碳化物軋製方向以習知方向來定向(參看圖7)。加熱及變形之前，預成形坯在真空爐中於1400℉(760℃)下經退火歷時45分鐘與60分鐘之間以消除預成形坯中之任何殘餘應力且獲得近等軸晶粒結構。
使用感應線圈將預成形坯中之每一者加熱至2050℉(1121℃)之溫度。此溫度高於AC1 但低於AC3 。使用紅外線高溫計監視溫度。線圈及高溫計兩者均內建於ACMA 50噸水平桿端鍛粗機中。AC1 與AC3 之間的溫度下的微結構包含沃斯田體。在加熱至2050℉(1121℃)後，允許將長方形段空氣冷卻至約1100℉(約593℃)與約1200℉(約649℃)之間的溫度。降溫發生約1分鐘。微結構包含亞穩沃斯田體。長方形段接著被鍛造為圓形橫剖面組態同時保持在1100℉(593℃)與1200℉(649℃)之間的加工溫度下。
接著允許經鍛造之預成形坯冷卻至室溫。冷卻後，所發生之馬氏體轉變及碳化物沈澱產生預成形坯之長方形段中的均質、精細晶粒微結構。然而，歸因於存在殘留沃斯田體，認為微結構對於大部分應用為不穩定的。預成形坯隨後在950℉(510℃)與1000℉(538℃)之間的溫度下歷時45分鐘與60分鐘之間回火三次。
在變形之長方形段中之每一者中觀測到衝擊強度增加。衝擊強度增加係歸因於差排密度之增加、沃斯田體晶粒大小之減小及碳化物沈澱之起始。又，與在徑向鍛造試驗期間所觀測之結果類似，在低於AC1 之溫度下經鍛造之預成形坯之機械性質與彼等在高於AC1 之溫度下經鍛造之預成形坯之機械性質相比為經改良的。咸信在較低溫度下經鍛造之預成形坯中的差排密度顯著高於藉由在較高溫度下經鍛造而產生的差排密度。
參看圖10A及10B，儘管先前例示性實施例中之熱機械加工改良衝擊強度，歸因於近平面應變鍛造過程之固有性質，每一長方形段中存在相對高強度之區域及相對低強度之區域。最大變形區域及最小變形區域經定向為大體上彼此垂直。為達成清楚之目的，藉由圖10B中之曲線指示鍛造後晶粒之較佳定向。相對低衝擊強度區域通常為彼等接觸工具模槽及撞錘或位於工具模槽及撞錘附近的區域。相對高衝擊強度區域係關於最大變形區域。圖10A中所展示之橫剖面之尺寸為約13.11mm高及約11.03mm寬，其中寬度為自預成形坯之末端(左邊)至變形之長方形段73之表面轉變為圓柱形段72(右邊)的位置所量測。
在需要最大改良及近均一材料強度之預成形坯中，可使用多步驟平面應變鍛造過程以連續地改良相對低衝擊強度區域之強度。舉例而言，為獲得用於金屬成形及金屬切割工具之經熱機械處理之圓柱形條棒，可使用近平面應變鍛造將具有矩形或正方形之橫剖面幾何形狀之條棒之組態的預成形坯熱機械處理為具有橢圓形橫剖面之條棒。用以形成具有圓形橫剖面之條棒的橢圓形橫剖面之後繼熱機械加工可提供變形之更均一分佈。
特定地，參看圖10B，作為使用平面應變鍛造之第一次熱機械處理之結果，相對低強度區域將沿最小變形區域對準或接近於最小變形區域對準，且相對高強度區域將相對於相對高變形區域對準。因此，經鍛造為橢圓形橫剖面之矩形或正方形條棒可用作用於後繼近平面應變鍛造過程之預成形坯。在後繼加工中，相對低強度區域可沿最高變形之方向對準。此定向可(例如)垂直於初始變形方向。因此，相對低強度區域將被增強(作為彼區域中變形之結果)。相反，由第一次鍛造操作獲得之相對高強度區域將觀測到最小變形強度且因此最小之改良。
實例7
自T15工具鋼之粉末金屬預成形坯製備兩個工具。自經退火之熱等靜壓T15粉末金屬機械加工製得預成形坯。應注意，板之微結構由於其製備方法而為幾乎各向同性的。預成形坯具有如圖11A中所展示之組態。如所展示，預成形坯76之一個末端具有方錐形之形狀。所量測之預成形坯之整體長度為5.75吋(14.6厘米)，其中方錐形段占總長度之1.75吋(4.445厘米)。
藉由感應加熱器將預成形坯76於約4分鐘內加熱至2000℉(1093℃)與2050℉(1121℃)之間的加工溫度(AC1 與AC3 之間)。藉由具有500噸衝模夾持力之1,000噸水平機械AJAX桿端鍛粗機將熱預成形坯在一個週期中鍛造為近淨形。經鍛造之預成形坯78展示於圖11B中。詳言之，1.75吋(4.445厘米)方錐形末端經鍛造為1吋(2.54厘米)矩形末端80，如所展示。
鍛造後，將經鍛造之78在爐中於1400℉(760℃)下歷時45分鐘與60分鐘之間消除應力。接著允許經鍛造之預成形坯78於爐中冷卻至室溫。
將經應力消除之預成形坯回火三次以將殘留沃斯田體轉換為馬氏體。所量測之最終硬度為在63HRC與66HRC之間。機械加工經三次回火之零件以移除鏽皮、脫碳(decarb)且提供最終工具形狀。藉由將所展示之預成形坯切割一半而自圖11B中所展示之預成形坯組態製得一組兩個工具18b、18c。
兩個工具18b、18c相對於彼此操作(如圖11C中之箭頭所指示)，亦即，一上部工具及一下部工具，以切割鋼片工件(未展示)。工具之間的間隙為0.006吋(0.01524厘米)。工件為具有以商標USIBOR1500P出售之AlSi塗層之22MnB5鋼。工件鋼經壓力硬化至UTS 1500MPa(50HRC)。鋼片經量測為1.85mm(0.07283吋)厚。在大致68℉(大致20℃)下進行測試。於四個位置處監視切割邊緣處之磨損。每5,000次衝擊或循環進行切割邊緣輪廓之量測。
圖12A、13A、14A及15A中展示上部及下部T15工具中之每一者之邊緣輪廓量測，其亦提供參考材料及CPMM4粉末金屬之工具的邊緣輪廓。(由CPMM4粉末金屬製得之工具充分描述於以下實例8中。)儘管進行上部及下部工具兩者上四個位置處之磨損量測，圖式中僅提供上部及下部工具上之兩個最高磨損位置。分別於圖12B、13B、14B及15B中所指示之位置進行輪廓量測。
更明確地說，圖12A及13A分別為上部工具於圖12B(位置1)及圖13B(位置4)中所指定之位置處之切割邊緣的邊緣輪廓的圖形。且，圖14A及15A分別為下部工具於圖14B(位置1)及圖15B(位置4)中所指定之位置處之邊緣輪廓的圖形。如圖式中所指示之位置1及4處之邊緣輪廓說明剩餘兩個未報告位置處之磨損量測。
參看圖12A、13A、14A及15A，標有"開始邊緣幾何形狀"之線表示在任何使用之前的邊緣幾何形狀。標有"參考"之線表示在由根據工業標準加工之參考材料製得之工具上進行之量測。
10,000次及20,000次碰撞處之T15工具之位置1及4處之邊緣輪廓分別標有"T15...10000次衝擊"及"T15...20000次衝擊"。如圖形所說明，在每一位置處，與上部及下部工具兩者上之10,000次衝擊處之參考材料相比，根據上述程序製得之T15工具之邊緣在10,000次衝擊處具有較少磨損。在20,000次衝擊處，T15工具具有可與參考材料工具於10,000次衝擊處之磨損量相當的磨損量。因此，根據本發明之一項實施例之T15工具提供幾乎為參考材料之耐磨性及抗衝擊性兩倍的耐磨性及抗衝擊性。
實例8
自CPMM4工具鋼之粉末金屬預成形坯製備兩個工具。(CPM為Crucible Materials Corp. ，New York之商標。)自經退火之CPMM4粉末金屬散裝材料機械加工製得預成形坯。應注意，作為用以製備主體CPMM4材料之軋製方向之結果，CPMM4板之微結構具有主要碳化物條帶。預成形坯具有如圖11A中所展示之組態。如所展示，預成形坯之一個末端具有方錐形之形狀。所量測之預成形坯之整體長度為5.75吋(14.6厘米)，其中方錐形段占5.75吋(14.6厘米)中之1.75吋(4.445厘米)。
藉由感應加熱器將預成形坯在大致4分鐘內加熱至2000℉(1093℃)與2050℉(1121℃)之間的溫度(AC1 與AC3 之間)。藉由具有500噸衝模夾持力之1,000噸水平機械AJAX桿端鍛粗機將熱預成形坯在一個循環中鍛造為近淨形。經鍛造之預成形坯展示於圖11B中。詳言之，1.75吋(4.445厘米)方錐形末端(展示於圖11A中)經鍛造為1吋(2.54厘米)矩形末端，如所展示。
鍛造後，將預成形坯在爐中於1400℉下歷時45分鐘與60分鐘之間進行應力消除。接著允許預成形坯於爐中冷卻至室溫。
將經應力消除之預成形坯回火三次以將任何殘留沃斯田體轉換為馬氏體。所量測之最終硬度為在62HRC與64HRC之間。
圖11B之經鍛造之預成形坯之切割邊緣之區域中的較佳晶粒定向與圖16A中所展示之類似。圖16A中所展示之樣本之尺寸為自上而下17.98mm及自一側至另一側13.82mm。根據圖12A、13A、14A及15A中所展示之邊緣剖面圖量測，在10,000次衝擊處，CPMM4鍛造工具與參考材料相比具有較少磨損。又，觀測到工具壽命之顯著改良。
儘管已藉由對各種實施例之描述而說明本發明，且儘管已相當詳細地描述此等實施例，但是申請者之意圖並非將附加申請專利範圍之範疇限定於此細節或以任何方式將附加申請專利範圍之範疇限制於此細節。熟習此項技術者將容易地發現額外優點及修改。因此，在本發明之寬泛實施例中，本發明因此不限於所展示及描述之特定細節、代表性裝置及方法及說明性實例。因此，在不脫離申請者之通用發明性概念之範疇的情況下，可自此等細節進行偏離。
10．．．高於AC1 之加工溫度
11．．．高於MS 之加工溫度
12．．．AC1 與AC3 之間的加工溫度
13．．．MS 與AC1 之間的加工溫度
14．．．碳化物鼻端
16．．．貝氏體鼻端
18．．．工具
18a．．．工具
18b．．．工具
18c．．．工具
20．．．構件
22．．．外表面
24．．．第一部分
26．．．工作表面
28．．．工件
30．．．區域
32．．．區域
34．．．柄
36．．．頭部
38．．．本體
40．．．尖端
42．．．側壁
44．．．切割邊緣
50．．．中線
52．．．起伏區域
54．．．模組
56．．．衝模
58．．．開口
61．．．方向
62．．．區域
63．．．外表面
64．．．預成形坯
65．．．預成形坯
66．．．殼層
68．．．核心
69．．．預成形坯
70．．．長方形段
72．．．圓柱形段
73．．．長方形段
74．．．工具模槽
75．．．預成形坯
76．．．撞錘
78．．．預成形坯
80．．．矩形末端
d1 ．．．深度
d2 ．．．深度
圖1為根據本發明之實施例之熱機械加工M2 AISI工具鋼之例示性時間-溫度關係的圖示。
圖1A為根據本發明之實施例之熱機械加工工具鋼之其他例示性時間-溫度關係的圖示。
圖2A為根據本發明之代表性實施例之工具之側面正視圖及相應衝模之橫剖面圖。
圖2B描繪圖2A之工具及衝模之放大橫剖面圖。
圖3A及圖3B分別為在變形之前及之後的包含殼層及核心之預成形坯之一項實施例的透視圖。
圖3C為由圖3C之經變形之預成形坯所製得之工具之一項實施例的透視圖。
圖4A、4B及4C分別為由M2工具鋼所製得之本發明之一項例示性實施例之所存在相之量測、晶粒之錯誤定向角之分佈及極象圖的圖示。
圖5A、5B及5C分別為由M2工具鋼所製得之本發明之另一例示性實施例之所存在相之量測、晶粒之錯誤定向角之分佈及極象圖的圖示。
圖6A、6B及6C分別為根據先前技術熱處理之M2工具鋼棒之所存在相、晶粒之錯誤定向角之分佈及極象圖的圖示。
圖7為說明根據本發明之一項實施例之用於熱機械加工工具鋼之例示性預成形坯組態的透視圖。
圖8A為根據本發明之一項實施例之在加工之前的圖7之例示性預成形坯的平面圖。
圖8B為圖8A之例示性預成形坯在變形之後且沿圖7之剖面線8B-8B所得之部分橫剖面圖。
圖9為用於熱機械加工圖4及圖5A中所描繪之預成形坯組態之例示性衝模及撞錘的圖解橫剖面表示。
圖10A為沿如圖8B中所展示而組態之預成形坯之圖8B之長方形剖面所獲得之橫剖面的13X放大處獲得之顯微照相。
圖10B為圖10A之顯微照相之圖示，其描繪繪製為曲線之較佳晶粒定向。
圖11A及圖11B分別為描繪在變形之前及在變形及機械加工之後預成形坯之一項組態的透視圖。
圖11C為由圖11B中所展示之預成形坯製得之一組工具的透視圖，其相對於彼此位於可操作之位置以提供用於鋼材料之切割片的剪切或修整運動。
圖12A、13A、14A及15A為說明本發明之例示性工具之切割邊緣與由各自具有圖11C中所描繪之組態之參考材料所製得之工具之切割邊緣的輪廓之磨損量測之比較的圖解視圖。
圖12B、13B、14B及15B為圖11C之工具之平面圖，其分別說明圖12A、13A、14A及15A之圖表中所提供之磨損輪廓之量測位置。
圖16A為自圖11B中所展示之圍繞一個工具之切割邊緣之區域之17X放大處橫剖面所獲得之顯微照相，其說明圍繞切割邊緣之區域中之較佳晶粒定向。
圖16B為圖16A之顯微照相之圖示，其具有經描繪以說明較佳晶粒定向之線。
10．．．高於AC1 之加工溫度
11．．．高於MS 之加工溫度
14．．．碳化物鼻端
16．．．貝氏體鼻端

Claims (27)

  1. 一種熱機械加工一包含具有一馬氏體開始溫度及一穩定沃斯田體溫度之工具鋼之預成形坯的方法，該預成形坯具有一第一區域及靠近該第一區域之一第二區域，該每一區域具有一沃斯田體，該第一區域包括一外表面、用於該外表面之複數個外部尺寸及一微結構，該方法包含：在該馬氏體開始溫度與該穩定沃斯田體溫度之間的一加工溫度下建立至少該預成形坯之該第一區域；當該預成形坯之該第一區域處於該加工溫度下時，變形該第一區域而不變形該第二區域，以改變該第一區域之該等外部尺寸中之至少一者及將該第一區域之該微結構自該外表面延伸之一深度改質為該外表面之下的1毫米或超過1毫米之一深度；及在該第一區域經變形後，將該第一區域冷卻至室溫，其中該第一區域之微結構包括具有錯誤定向角分佈的馬氏體晶粒，錯誤定向角分佈之特徵在大於來自不具有變形的熱處理的平均錯誤定向角的一平均錯誤定向角，且與該第二區域在至少一微結構特徵上不同。
  2. 如請求項1之方法，其中在該第一區域變形後，且依此變形之結果，該第一區域之該等外部尺寸為一用於金屬成形或金屬切割應用中之工具之一近淨形。
  3. 如請求項1之方法，其中該第一區域具有一橫剖面區，且該深度跨越該橫剖面區延伸。
  4. 如請求項1之方法，其中該第一區域具有一橫剖面區，且該等外部尺寸中之該至少一者中之該改變減小該橫剖面區。
  5. 如請求項1之方法，其中該第一區域具有一長度，且該等外部尺寸中之該至少一者中之該改變增加或減小該區域之該長度。
  6. 如請求項1之方法，其中該該錯誤定向角係大於約34°。
  7. 如請求項1之方法，其中在該第一區域經變形時將該加工溫度保持恆溫。
  8. 如請求項1之方法，其中該加工溫度大於該工具鋼之一沃斯田體開始溫度。
  9. 如請求項8之方法，其中在該加工溫度下建立該預成形坯包括加熱該第一區域至不超過該穩定沃斯田體溫度的一溫度。
  10. 如請求項1之方法，其進一步包含：在變形該第一區域之前，加熱該第一區域至一高於該工具鋼之一沃斯田體開始溫度的溫度且將該第一區域自該高於該沃斯田體開始溫度之溫度冷卻至該加工溫度。
  11. 如請求項1之方法，其中該加工溫度高於該工具鋼之一沃斯田體開始溫度，且進一步包含：當該第一區域經變形時，保持該加工溫度高於該沃斯田體開始溫度。
  12. 如請求項1之方法，其中該加工溫度在該馬氏體開始溫度與該工具鋼之一沃斯田體開始溫度之間，且進一步包 含：當該第一區域經變形時，保持該加工溫度在該馬氏體開始溫度與該沃斯田體開始溫度之間。
  13. 如請求項1之方法，其中該第一區域之該微結構不會再結晶。
  14. 如請求項1之方法，其進一步包含：回火該區域，其中回火包括加熱該第一區域至一不超過該加工溫度之溫度。
  15. 如請求項1之方法，其進一步包含：在變形該第一區域之前，組合一殼層型態之工具鋼預成形坯與一由相異鋼製得之核心，其中在該加工溫度下建立該第一區域包括在該加工溫度下建立至少該殼層，且，當該殼層處於該加工溫度下時，變形該殼層之至少一部分。
  16. 一種用於在一機器中使用以改質一工件之工具，該工具包含：一包含一工具鋼之構件，該構件具有一外表面，該外表面界定一經組態以與該機器耦接之第一部分及一適用於接觸該工件之第二部分，且該構件包括一自該外表面延伸至一大於1毫米之深度的第一區域及一藉由該第一區域而與該外表面分離之第二區域，該第一區域包括具有以一大於約34°之平均錯誤定向角為特徵之錯誤定向角之一分佈的複數個晶粒，具有一比該第二區域之平均晶粒大小小至少10%的平均晶粒大小，且具有與該第二 區域中複數個晶粒不同的一晶粒定向。
  17. 如請求項16之工具，其中該平均錯誤定向角為至少約40°。
  18. 如請求項16之工具，其中該第一區域接近該外表面之該第二部分。
  19. 如請求項16之工具，其中該第一區域之該微結構未經再結晶。
  20. 如請求項16之工具，其中該構件包括一由工具鋼製得之殼層及一由相異鋼製得之核心，該殼層具有該界定該第一部分之外表面且該核心形成該第二區域之至少一部分。
  21. 一種熱機械加工一包含具有一馬氏體開始溫度及一穩定沃斯田體溫度之工具鋼之預成形坯的方法，該預成形坯具有一含有沃斯田體之區域，該區域包括一外表面、用於該外表面之複數個外部尺寸及一微結構，該方法包含：自散裝工具鋼或棒料工具鋼機械加工該預成形坯；在該馬氏體開始溫度與該穩定沃斯田體溫度之間的一加工溫度下建立至少該預成形坯之該區域；當該預成形坯之該區域處於該加工溫度下時，變形該區域以改變該區域之該等外部尺寸中之至少一者及將該區域之微結構自該外表面延伸之一深度改質為該外表面之下的1毫米或超過1毫米之一深度；及在該區域經變形後，將該區域冷卻至室溫，該變形區域的微結構具有晶粒的一較佳定向，其對該變型區域的該微結構提供一方向性； 其中該預成形坏包括一第一區域及靠近該第一區域的一第二區域，該每一區域具有一沃斯田體，該第一區域包括一外表面、用於該外表面之複數個外部尺寸及一微結構，且其中變形包括變形該第一區域而不變形該第二區域，在該第一區域經變形及冷卻至室溫後，該第一區域與該第二區域在至少一微結構特徵不同。
  22. 如請求項21之方法，其中該方向性係相對於該工具之表面中之一者、相對於一工具軸、或相對於具有一第二方 向性的一第二變形區域。
  23. 如請求項21之方法，其 中在該變形區域中的該等晶粒的該較佳定向符合一工具之一工作表面之表面輪廓。
  24. 如請求項23之方法，其中該較佳定向符合由兩個相交表面所形成的該工具之表面輪廓，該兩個相交表面界定一邊緣，該變形區域之該微結構大體上平行於該兩相交表面之每一者，且自一平行於一個表面的第一方向過渡至接近該邊緣之一區域中之平行於第二表面之第二方向。
  25. 如請求項21之方法，其中該散裝工具鋼或該棒料工具鋼包含一粉末金屬。
  26. 如請求項1之方法，其中在變形該預形成坏之前，該方法進一步包括：自散裝工具鋼或棒料工具鋼機械加工該預成形坯。
  27. 如請求項26之方法，其中該散裝工具鋼或該棒料工具鋼包含一粉末金屬。
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