POLITECHNIKA LUBELSKA. Wydział Mechaniczny Katedra Komputerowego Modelowania i Technologii Obróbki Plastycznej

POLITECHNIKA LUBELSKA Wydział Mechaniczny Katedra Komputerowego Modelowania i Technologii Obróbki Plastycznej ROZPRAWA DOKTORSKA Badania procesów kucia matrycowego stopów magnezu na prasach śrubowych i młotach kuźniczych mgr inż. Krzysztof Drozdowski Promotor pracy: dr hab. inż. Andrzej Gontarz, profesor PL Lublin 2015

Serdeczne podziękowania dla Franciszka Kidy, Prezesa Zakładu Obróbki Plastycznej Sp. z o.o. w Świdniku za umożliwienie przeprowadzenia doświadczeń i prób w warunkach przemysłowych, oraz, Małgorzaty Stępniak, Prezesa Laboratorium Badań Materiałowych LABTEST w Lublinie za pomoc w przeprowadzeniu pracochłonnych badań laboratoryjnych, a w szczególności dla dr hab. inż. Andrzeja Gontarza, profesora PL za całokształt opieki nad pracą, cenne wskazówki i czas poświęcony na dyskusję 2

Strona Spis treści 3 Streszczenie 5 Wykaz najważniejszych oznaczeń 7 Wprowadzenie 8 1. Charakterystyka magnezu 9 1.1 Właściwości i zastosowanie magnezu oraz jego stopów 9 1.2 Podział i oznaczenie gatunków stopów magnezu 22 2. Kształtowanie plastyczne stopów magnezu 24 2.1 Odkształcalność stopów magnezu 24 2.2 Walcowanie i prasowanie stopów magnezu 26 2.3 Wyciskanie stopów magnezu 28 2.4 Kucie stopów magnezu 30 2.5 Środki smarne stosowane w procesach kucia stopów magnezu 34 2.6 Obróbka cieplna odkuwek ze stopów magnezu 36 2.7 Podsumowanie - warunki kształtowania plastycznego stopów magnezu 37 3. Cele i teza pracy 40 4. Plan badań, urządzenia badawcze i obiekt badań 42 4.1 Plan badań 42 4.2 Charakterystyka urządzeń wykorzystanych przy próbach 44 4.3 Obiekt badań 46 5. Badania eksperymentalne podstawowe 48 5.1 Badanie plastyczności próba spęczania 49 5.2 Plan wykonania prób spęczania 50 5.3 Wykonanie prób spęczania oraz ocena jej wyników 54 5.4 Pomiary twardości i przewodności elektrycznej właściwej 65 5.5 Badania strukturalne mikroskopowe po próbach spęczania 71 5.6 Badania strukturalne makroskopowe po próbach spęczania 81 5.7 Podsumowanie i dyskusja wyników 82 6. Projektowanie procesów kucia wybranych odkuwek 85 6.1 Dokumentacja konstrukcyjna 86 6.2 Dokumentacja technologiczna 97 6.3 Symulacje numeryczne MES 103 3

7. Weryfikacja doświadczalna procesów kucia w warunkach przemysłowych 121 7.1 Próby przemysłowe kucia odkuwki klamki 1XS 121 7.2 Próby przemysłowe kucia odkuwki wspornika 2XS 124 7.3 Próby przemysłowe kucia odkuwki półpiasty 3XS 127 7.4 Próby przemysłowe kucia odkuwki dźwigni 4XS 129 8. Walidacja procesu i badania laboratoryjne wykonanych odkuwek 131 8.1 Badania własności mechanicznych odkuwek 132 8.2 Badania strukturalne mikroskopowe odkuwek 134 8.3 Badania makroskopowe odkuwek 139 8.4 Efekt końcowy 142 9. Wnioski 144 10. Literatura 146 11. Spis tabel 153 12. Spis rysunków 155 4

Streszczenie Poniższa praca obejmuje zagadnienia doświadczalne i technologiczne związane z procesami plastycznego kształtowania na gorąco stopów magnezu typu Mg-Al-Zn w przedziale temperatur 350 450 ºC. Przedstawione podejście stanowi próbę określenia odpowiednich parametrów technologicznych procesu kucia, przy których możliwe jest zachowanie plastyczności wybranych stopów magnezu na tradycyjnych urządzeniach typu prasy śrubowe i młoty matrycowe stosowanych w kuźnictwie. Ustalona w wyniku szeregu prób doświadczalnych, a także komputerowych symulacji numerycznych metodą elementów skończonych (MES) technologia kucia określa podstawowe parametry technologiczne umożliwiające odkucie wybranych gatunków stopów magnezu w warunkach zbliżonych do izotermicznych. Praca podzielona została na dwa etapy obejmujące analizę literaturową obecnego stanu wiedzy na temat obróbki plastycznej stopów magnezu oraz badania własne uwzględniające wykonanie szeregu prób doświadczalnych w warunkach przemysłowych. W celu określenia plastyczności stopów magnezu do badań wybrano następujące gatunki należące do grupy stopów Mg-Al-Zn (AZ31B, AZ61A, AZ80A i MgAl4Zn), oraz stop WE43B z grupy Mg-Al-RE przeznaczony do pracy w podwyższonych temperaturach. Zakres badań doświadczalnych obejmował przeprowadzenie technologicznych prób spęczania próbek walcowych dla różnych wariantów temperaturowych (350 C, 410 C i 450 C) oraz prędkości odkształcenia charakterystycznych dla użytych przy próbach urządzeń do kucia w postaci prasy śrubowej i młota kuźniczego. Po przeprowadzeniu prób oraz dodatkowych badań laboratoryjnych obejmujących sprawdzenia mikro i makrostruktury, twardości i przewodności elektrycznej właściwej określono zdolność poszczególnych stopów do przeróbki plastycznej. Zidentyfikowano także najważniejsze parametry technologiczne analizowanych procesów. Na podstawie uzyskanych wyników oraz szczegółowych analiz MES zaprojektowano, a następnie przeprowadzono przemysłowe próby kucia matrycowego wybranych odkuwek o różnych kształtach i trudnościach wykonania. Przedstawione w pracy wyniki badań jakościowych wykonanych odkuwek stanowią podstawę do przemysłowego wdrożenia technologii kucia matrycowego wybranych stopów magnezu MgAl3Zn (AZ31B), MgAl4Zn (MA2) i MgAl6Zn (AZ61A) w warunkach Zakładu Obróbki Plastycznej Sp. z o.o. w Świdniku oraz ich docelowego zastosowania w przemyśle lotniczym i motoryzacyjnym. Badania realizowane w ramach Projektu Nowoczesne technologie materiałowe stosowane w przemyśle lotniczym, Nr POIG.01.01.02 00 015/08 00 w Programie Operacyjnym Innowacyjna Gospodarka (POIG). Projekt współfinansowany przez Unię Europejską ze środków Europejskiego Funduszu Rozwoju Regionalnego. 5

Abstract The following thesis includes experimental and technological issues connected with processes hot plastic forming of magnesium-based alloys type Mg-Al-Zn, temperature range 350 450 C. Described attempt is an undertake to determine proper technological parameters of the forging treatment by which keeping the plasticity of chosen magnesium alloys is possible on traditional devices such as screw presses and die hammers applied in forging processes. The technology established as a result of sequence of experimental attempts as well as finite element method analysis (FEM) defines basic technological parameters enabling to forge chosen magnesium-based alloys in conditions close to isothermal ones. The work has been divided into two stages including literature analysis of current state of knowledge about plastic processing of magnesium alloys and own experimental studies including carrying out a sequence of experimental attempts in industrial conditions. In order to determine the plasticity of magnesium alloys the following grades of material belonging to the group Mg-Al-Zn (AZ31B, AZ61A, AZ80A and MgAl4Zn) were chosen, and another one WE43B from Mg-Al-RE group designed to work at elevated temperatures. The scope of experimental research included technological undertakes of upsetting the cylinder samples for various temperatures (350 C, 410 C and 450 C) and deformation speed characteristic for devices used in attempts on machines such as screw press and die hammers. On the basis of conducted research and additional laboratory tests (micro and macrostructure analysis, hardness and electrical conductivity inspection) ability of individual alloys for forging process was determined. Also, the most important technological parameters of the planned process were established. Having chosen optimal technological parameters of the process detailed analysis of FEM were conducted and then industrial forging tests on chosen samples of different shapes and level of difficulty. The results of quality tests of forgings presented in the thesis are the base for industrial implementation of die forging technology of chosen magnesium alloys MgAl3Zn (AZ31B), MgAl4Zn (MA2) and MgAl6Zn (AZ61A) in Zakład Obróbki Plastycznej Sp. z o.o. in Świdnik and final application in the aircraft and automotive industry. Financial support of Structural Funds in the Operational Programme - Innovative Economy (IE OP) financed from the European Regional Development Fund - Project "Modern material technologies in aerospace industry", Nr POIG.01.01.02-00-015/08-00 is gratefully acknowledged. 6

Wykaz najważniejszych oznaczeń: A5 wydłużenie względne [%] C-L Cockroft-Latham d średnica próbki [mm] d1, d2 średnica odcisku kulki przy pomiarach twardości Brinella [mm] h wysokość próbki przed spęczaniem [mm] HB twardość Brinella h1 wysokość próbki po spęczaniu [mm] m czynnik tarcia n wskaźnik wartości próbki po spęczaniu [-] Rm granica wytrzymałości [MPa] Rp0,2 umowna granica plastyczności [MPa] x względne odkształcenie plastyczne próbki [%] prędkość odkształcenia plastycznego [s -1 ] µ współczynnik tarcia ρ gęstość materiału [g/cm 3 ] 7

Wprowadzenie Stopy na bazie magnezu (Mg) należą do jednych z najlżejszych materiałów konstrukcyjnych wykorzystywanych w przemyśle. Obecnie temat możliwości wykorzystania obróbki plastycznej stopów magnezu staje się coraz bardziej popularny ze względu na tendencję do zmniejszania masy części między innymi w przemyśle motoryzacyjnym i lotnictwie. Wynika to z rozwoju technik wytwarzania, a także potrzeby do obniżania kosztów eksploatacji i zużycia paliwa oraz aspektów związanych z ochroną środowiska. Możliwości wykorzystania odkuwek ze stopów magnezu w różnego rodzaju konstrukcjach np. w przemyśle lotniczym i motoryzacyjnym są ograniczone ze względu na problemy technologiczne związane z małą plastycznością tego typu materiałów, ich skłonnością do pękania, powszechną korozją oraz dużym zagrożeniem pożarowym [53, 67]. Według obecnego stanu wiedzy naukowej materiały te przerabia się na gorąco na prasach hydraulicznych z bardzo małymi prędkościami odkształcenia plastycznego, oraz przy wykorzystaniu stosunkowo drogich instalacji grzewczych zapewniających izotermiczne warunki temperaturowe podczas trwania samego procesu kucia [92]. Na podstawie przeprowadzonej analizy literaturowej ustalono, że dotychczas nie podjęto z powodzeniem wykonania prób kucia odkuwek ze stopów magnezu w warunkach przemysłowych na tradycyjnych urządzeniach do przeróbki plastycznej typu prasy śrubowe i młoty kuźnicze. Uzasadnia to podjęcie prac badawczych nad opracowaniem technologii kucia matrycowego stopów magnezu na wyżej wymienionych maszynach kuźniczych. 8

1. Charakterystyka stopów magnezu 1.1 Właściwości i zastosowanie magnezu oraz jego stopów Magnez (Mg) jest jednym z najpospolitszych pierwiastków chemicznych występujących w przyrodzie. Został wyodrębniony w czystej formie przez Sir Humphry ego Davy ego angielskiego chemika i fizyka. W 1808 roku uczony otrzymał w postaci amalgamatów pierwiastki: wapń, stront, bar i magnez. Magnez ze względu na swoją niską gęstość ρ=1,738 g/cm 3 należy do grupy tak zwanych metali lekkich. Jest ciałem stałym (srebrzystoszary metal) o masie atomowej 24,305 oraz liczbie atomowej 12. Krystalizuje w sieci heksagonalnej zwartej (typ sieci A3) o parametrach: a=0,3209 nm i c=0,521 nm (stosunek parametrów c/a wynosi 1,62 i odpowiada najściślejszemu ułożeniu atomów w sieci). W temperaturze powyżej 500 C może nastąpić zapłon rozdrobnionych, małych frakcji wiórów, opiłków magnezu i jego stopów, a w temperaturze 623 C magnez w postaci rozdrobnionej (najczęściej pył magnezowy) zapala się w powietrzu. Temperatura topnienia magnezu wynosi 650 C, temperatura wrzenia 1107 C a temperatura spalania powyżej 2000 C. Zawartość magnezu w skorupie ziemskiej wynosi około 2,74% co daje mu szóste miejsce pod względem dostępności wśród pierwiastków chemicznych. W warunkach naturalnych występuje tylko pod postacią związków chemicznych, głównie węglanów (MgCO3), tlenków (MgO), siarczanów (MgSO4) i chlorków (MgCl2). Znaczne ilości tego pierwiastka znajdują się także w wodzie morskiej i słonych jeziorach w ilości około 0,12% w postaci roztworu soli Mg 2+ [84]. Najbardziej popularnym źródłem magnezu jest skała osadowa składająca się w 90% z dolomitu (reszta to kalcyt, czyli węglan wapnia). Czysta postać dolomitu jest uważana za rudę magnezu, która zawiera aż 13,3% tego metalu. Metalurgia w oparciu o dolomit polega na jego redukcji w próżni krzemem w temperaturze 1200 C w oparciu o proces Pidgeon. Polega on na redukcji uzyskanego z dolomitu tlenku magnezu MgO za pomocą krzemu (żelazokrzemu) w temperaturze 1200 ºC. Gazowy magnez osadzony na chłodzonej ścianie retorty jest zbierany, przetapiany w kadzi i odlewany. Metoda ta pozwala uzyskać magnez o dużej czystości wynoszącej 99,95-99,98%. Duże zasoby rud magnezu, niskie koszty produkcji, a także niskie nakłady inwestycyjne konieczne do uruchomienia produkcji metodą Pidgeon spowodowały, że chiński przemysł metalurgiczny wytwarza magnez taniej niż w oparciu o powszechnie stosowany na świecie proces elektrolityczny. Już w 2002 roku ilość magnezu wytwarzana w Chinach (ok. 230 000 ton) stanowiła połowę światowej produkcji magnezu. Dynamiczny rozwój przemysłu metalurgicznego magnezu w Chinach spowodował, że udział tego kraju 9

w globalnej produkcji magnezu wynosił prawie 75% w 2013 roku. Dzięki rosnącej produkcji wystąpił gwałtowny wzrost podaży magnezu w minionym dziesięcioleciu. W roku 2009 wyprodukowano na świecie około 615 000 ton magnezu, w roku 2013 już około 830 000 ton, w tym 660 000 ton w samych Chinach [28, 46, 67]. Rys. 1.1. Porównanie światowej produkcji magnezu w 2013 roku [15] Innymi minerałami zawierającymi związki magnezu to: magnezyt, kizeryt (uwodniony siarczan magnezu), karnalit i kainit, który zawiera do 16,19% MgO. W celu uzyskania magnezu bezpośrednio z jego tlenku, należy poddać go redukcji węglem przy użyciu pieca elektrycznego. Z kolei, karnalit jest źródłem uwodnionego chlorku magnezu, który można poddać elektrolizie w temperaturze 700 720 C, w celu otrzymania czystego magnezu [21-22, 83]. Czysty magnez jako materiał konstrukcyjny praktycznie nie jest stosowany w budowie maszyn, ze względu na jego szereg niekorzystnych cech. Własności wytrzymałościowe i plastyczne czystego magnezu są stosunkowo niskie. W stanie lanym wytrzymałość na rozciąganie Rm wynosi w granicach 80 120 MPa, granica plastyczności Rp0,2 około 20 MPa, wydłużenie A5 w przedziale 4 6%, a twardość około 30 HB. Zaletami czystego magnezu jako pierwiastka są wysokie ciepło spalania, duża aktywność chemiczna i mała gęstość co przyczyniło się do szerokiego stosowania go w pirotechnice, przemyśle chemicznym oraz energetyce jądrowej. Jest on także bardzo ważnym składnikiem w procesach metalurgicznych pełniącym rolę odtleniacza i modyfikatora różnych stopów metali. W technologii magnezu używa się w postaci dwóch technicznie czystych gatunków. Pierwszy to Mg 99,95 (gdzie: 99,95% to magnez, reszta to zanieczyszczenia w postaci Al, Zn, Fe, Si, Cu), który jest stosowany tylko w przemyśle chemicznym. Natomiast drugi gatunek Mg 99,9 (99,9% 10

Gęstość ρ [g/cm3] magnezu) jest stosowany w przemyśle metalurgicznym do wytwarzania stopów magnezu oraz stopów zawierających magnez. Dostarczany jest w postaci wlewków i gąsek do dalszego przerabiania [43, 75-77]. Magnez jest jednym z najlżejszych materiałów istniejących w postaci metalicznej, a jego ciężar właściwy jest niższy o ok. 35% od aluminium. Na rysunku nr 1.2 przedstawiono porównanie gęstości najczęściej stosowanych metali i ich stopów w konstrukcjach. 10 9 8 7 6 5 4 3 2 1 0 8,9 8,5 8,5 7,85 6,7 4,5 2,8 1,738 Mg Al. Ti Zn Stal Mosiądz Inconel Cu Rodzaj materiału Rys. 1.2. Porównanie gęstości najczęściej stosowanych metali i ich stopów w konstrukcjach W tabeli 1 zestawiono podstawowe właściwości czystego magnezu. Właściwości fizyczne oraz mechaniczne takie jak: gęstość, ciepło właściwe, wytrzymałość na rozciąganie, umowna granica plastyczności, twardość oraz wydłużenie podano w warunkach temperatury pokojowej. Tab. 1.1. Podstawowe właściwości fizyczne i mechaniczne magnezu [10] Właściwości fizyczne i mechaniczne Symbol Jednostka Wartość Gęstość ρ g/cm 3 1,738 Przewodność cieplna λ W/(m ºC) 156 Współczynnik rozszerzalności cieplnej (20 100)ºC α µm/(m ºC) 24,8 Ciepło właściwe Cw J/(g ºC) 1,02 Temperatura topnienia Tt ºC 650 Temperatura zapłonu Tz ºC ~500 Temperatura wrzenia Tw ºC 1107 Wytrzymałość na rozciąganie (stopy Mg) Rm MPa 165 210 Umowna granica plastyczności (stopy Mg) Rp0,2 MPa 70 140 Twardość (stopy Mg) HB - 30 75 Wydłużenie (stopy Mg) A5 % 2 12 Moduł sprężystości wzdłużnej Younga E GPa 45 Moduł sprężystości poprzecznej Kirchhoffa G GPa 16 Współczynnik Poissona υ - 0,291 11

Podkreślić należy, że na początku lat dziewięćdziesiątych ubiegłego wieku, tylko kilkanaście procent magnezu znajdowało zastosowanie w produkcji jego stopów. Ponad połowa magnezu przeznaczana była do wytwarzania stopów aluminium, w których jest on pierwiastkiem stopowym. Ponadto, stosowano magnez do odsiarczania stali, w technologii wytwarzania żeliwa sferoidalnego, w przemyśle chemicznym oraz elektrochemicznym. W ciągu ostatnich 20 lat obserwuje się stopniowe odwracanie tych proporcji, a magnez staje się coraz częściej materiałem konstrukcyjnym. Znacznie szersze zastosowanie przemysłowe i większe walory użytkowe w porównaniu do czystego magnezu znajdują stopy na jego bazie [41]. Są one obecnie wykorzystywane na szeroką skalę przede wszystkim w przemyśle lotniczym ale również motoryzacyjnym, energetycznym, włókienniczym, nuklearnym i elektronicznym (np. czytniki dysków, obudowy telefonów komórkowych i laptopów). Stopy magnezu stają się coraz bardziej interesującym materiałem konstrukcyjnym, alternatywnym chociażby dla materiałów na bazie aluminium i aluminium-lit. Pozostałe zastosowania znajdują w produkcji części rowerowych, sprzętu gospodarstwa domowego, a także biotechnologii i medycynie (np. samorozpuszczalne nici chirurgiczne wykonane metodą przeciągania) [70, 78]. Gęstość stopów magnezu zawiera się w przedziale 1,4-1,9 g/cm 3. Charakteryzują się znakomitą skrawalnością są to materiały o najwyższej skrawalności wśród metali konstrukcyjnych. Wyjątkiem są procesy wiercenia, energia potrzebna do skrawania stopów magnezu jest w przybliżeniu o połowę mniejsza w porównaniu ze stopami aluminium. Powierzchnia skrawana jest gładka, a zużycie narzędzi skrawających kilkakrotnie niższe niż dla stopów aluminium. Magnez cechuje bardzo duża zdolność do tłumienia drgań. Czysty magnez tłumi drgania o wiele skuteczniej niż żeliwo szare. Dodatki i składniki stopowe zmniejszają tą zdolność, np. stopy magnezu z krzemem i z pierwiastkami ziem rzadkich mają zdolność tłumienia drgań podobną jak żeliwo szare. Zdolność tłumienia drgań zmniejszają także procesy przeróbki plastycznej. Magnez posiada również doskonałe własności odlewnicze. Większość stopów magnezu charakteryzuje bardzo dobra lejność, sprzyjająca wytwarzaniu skomplikowanych i cienkościennych odlewów o grubości ścianek poniżej 1 mm. Ponadto, cechą magnezu jest niskie ciepło właściwe w porównaniu z innymi metalami. Jest ono o 36% niższe w porównaniu z aluminium i o 53% niższe w porównaniu z cynkiem. Mała pojemność cieplna magnezu powoduje szybką krystalizację. Sprzyja to drobnoziarnistości mikrostruktury odlewów oraz pozwala na wprowadzenie krótszego czasu cykli produkcyjnych oraz dodatkowo zmniejsza zużycie form. W środowisku pozbawionym wilgoci o wartości ph > 10,5 magnez 12

jest odporny na korozję. Magnez i stopy magnezu łatwo mogą być odzyskiwane na drodze recyklingu [16, 73]. Magnez i jego stopy do pierwszej połowy ubiegłego wieku były produkowane właściwie tylko dla celów wojskowych. W przemyśle cywilnym z uwagi na skomplikowany proces wytwarzania i wysokie koszty produkcji, mimo zadowalających własności mechanicznych nie mogły konkurować ze znacznie tańszymi materiałami konstrukcyjnymi. Obecnie dzięki poczynionym postępom w zakresie technologii wytwarzania stopów magnezu (stopy otrzymane poprzez chłodzenie z dużymi szybkościami Rapid Solidification Processing, kompozyty na osnowie magnezu MMCs czyli Metal-Matrix Composites, odlewanie w stanie stało-ciekłym, reoodlewanie, tiksoodlewanie i tiksoprasowanie), kształtowania, obróbki cieplnej, ulepszeń technologicznych i zapobiegania przed działaniem korozji, znajdują one coraz szersze zastosowanie w wielu dziedzinach życia. Dzięki stałemu rozwojowi badań nad stopami magnezu i zwiększaniu efektywności ich przetwarzania polepszają się relacje cenowe wyrobów magnezowych w porównaniu z konkurencyjnymi aluminiowymi, a tym samym ich aplikacyjność ulega systematycznemu zwiększaniu. Na rysunku 1.3 zestawiono główne grupy i rodzaje istniejących stopów magnezu oraz kierunki ich rozwoju [22, 31]. Rys. 1.3. Rodzaje i kierunki rozwoju stopów magnezu [75] Analizując poszczególne składniki stopowe najważniejszym dodatkiem w stopach Mg jest aluminium (Al). Pierwiastek ten znacząco zwiększa wytrzymałość na rozciąganie, szczególnie przez tworzenie fazy międzymetalicznej Mg17Al12. Podobne wzrost własności 13

wytrzymałościowych można uzyskać dzięki dodatkowi cynku (Zn) i manganu (Mn). Wprowadzenie srebra prowadzi do uzyskania dobrych własności wytrzymałościowych w podwyższonej temperaturze. Wysokie stężenie krzemu zmniejsza lejność i prowadzi do kruchości, podczas gdy dodatek cyrkonu, dzięki wysokiemu powinowactwu do tlenu, powoduje powstanie tlenków, które stanowią zarodki krystaliczne. Z tego też powodu, fizyczne własności stopów magnezu polepszane są przez utwardzanie dyspersyjne. Dodawanie metali ziem rzadkich, tj. itr (Y), neodym (Nd), cer (Ce) stało się bardzo popularne od czasu, gdy stwierdzono znaczące zwiększenie własności wytrzymałościowych stopu w wyniku utwardzania wydzieleniowego. Miedź (Cu), nikiel (Ni) i żelazo (Fe) są bardzo rzadko stosowane, ponieważ zwiększają skłonność do korozji, przez wydzielanie związków katodowych podczas krzepnięcia stopów. Jest to jedna z przyczyn rozwoju stopów Mg w kierunku otrzymania materiałów o wysokiej czystości (tzw. HP high purity) z bardzo małym stężeniem Fe, Ni i Cu. Poniżej omówiono najważniejsze składniki stopowe stopów magnezu. Opis obejmuje przede wszystkim ich rolę w kształtowaniu własności stopów, szczególnie w kontekście przeróbki plastycznej. Aluminium (Al) uważane jest za najważniejszy składnik stopowy stopów magnezu. Jego zawartość w stopach przerabianych plastycznie może wynosić nawet do 10%. Generalnie, aluminium podwyższa własności wytrzymałościowe oraz twardość stopów. Niestety, równocześnie zwiększa ich kruchość na gorąco. Przy małej zawartości tego dodatku (poniżej 6% Al) struktura stopu magnezu składa się z roztworu stałego aluminium w magnezie. Zwiększenie zawartości aluminium powyżej 6%, powoduje pojawienie się fazy międzymetalicznej Al2Mg3. Magnez tworzy z aluminium układ fazowy z eutektyką o stężeniu 32,3 % Al w temperaturze 437 C (rysunek 1.4). Eutektyka składa się z roztworu stałego i fazy międzymetalicznej o stężeniu 40,2% Al. Graniczna rozpuszczalność aluminium w magnezie wynosi 12,7% w temperaturze eutektycznej, malejąc znacznie wraz z obniżaniem temperatury do 1,5% w temperaturze pokojowej. W stopach magnezu zawierających powyżej 6% Al, przeróbka plastyczna może wywołać dyspersję ziaren. Usuwa się ją poprzez zastosowanie wyżarzania homogenizującego (tj. tak samo jak w przypadku odlewów) w temperaturze 400 450 C [66]. Zwiększanie zawartości aluminium w stopach magnezu, w przedziale od 2% do ok. 6% Al (tj. gdy występuje roztwór stały aluminium w magnezie), powoduje zwiększenie udarności materiału oraz jego twardości. 14

Rys. 1.4. Wykres równowagi fazowej Mg-Al [22] Dalszy wzrost zawartości aluminium powyżej 6%, powoduje szybszy wzrost zarówno wytrzymałości materiału na pękanie jak i jego twardości. Jest to tłumaczone pojawieniem się w stopie twardej fazy γ. Niestety, efektem ubocznym jest znaczący spadek plastyczności materiału. Wpływ aluminium na własności stopów magnezu według różnych opracowań przedstawiono na rysunkach 1.5 i 1.6. Jak widać występują zauważalne różnice wyników badań ale tendencja jest zachowana tj. wraz ze wzrostem zawartości aluminium wzrasta wytrzymałość, a obniża się plastyczność stopów magnezu. A 5 [%] R m [MPa] 500 400 300 200 16 8 0 obróbka cieplna R m 0 2 4 6 8 10 12 Aluminium [%] Rys. 1.5. Wpływ zawartości Al na wybrane własności stopu magnezu [66] Zawartość około 10 % Al powoduje zwiększenie lejności stopu. Aluminium zmniejsza również skurcz stopów magnezu. Powoduje jednak kruchość na gorąco [94]. Praktycznie, do przeróbki HB A 5 100 80 60 40 20 Twardość HB 15

plastycznej powinno stosować się stopy magnezu, w których ilość dodatku stopowego w postaci aluminium nie przekracza 9%. Stopy magnezu zawierające aluminium w zakresie do 7% można walcować na gorąco. Natomiast, wyciskanie na gorąco stopów magnezu jest realizowane, gdy zawartość aluminium w stopie nie przekracza 9%. Niektóre źródła podają, że stopy na bazie Mg-Al z dodatkiem innych składników stopowych (oprócz manganu) można kształtować plastycznie nawet, gdy ilość aluminium osiąga wartość 11%. Rys. 1.6. Wpływ zawartości Al na własności mechaniczne stopów magnezu [94] Stopy magnezu zawierające aluminium powyżej 7% mogą być poddane utwardzaniu wydzieleniowemu, które powoduje podwyższenie wytrzymałości Rm (na rysunku 1.5 linia przerywana podpisana obróbka cieplna ). Jest to jednak osiągane kosztem znaczącego obniżenia plastyczności stopu. Materiał będący w takim stanie poddany przeróbce plastycznej pęka. Na powierzchni wypraski pojawiają się charakterystyczne, głębokie pęknięcia tzw. efekt szyszki [63, 66]. Cynk (Zn) jest drugim po aluminium składnikiem, mającym największy wpływ na własności stopów magnezu. Podobnie jak aluminium powoduje zwiększenie wytrzymałości i granicy plastyczności stopów magnezu, lecz tylko w obecności Al i Mn. Największą wytrzymałość i plastyczność osiągają stopy o stężeniu ok. 5% Zn. Stopy magnezu o stężeniu ok. 3% cynku charakteryzują się bardzo dobrą lejnością, natomiast większe stężenie Zn powoduje kruchość na gorąco oraz występowanie zjawiska mikroporowatości. W stopach o stężeniu powyżej 2% Zn zmniejsza się wydłużenie. Cynk rozpuszcza się w magnezie oraz wchodzi także w skład fazy utwardzającej stopy Mg-Al i powoduje występowanie w tym układzie eutektyki ziarnistej. 16

Magnez tworzy z cynkiem układ fazowy z eutektyką w temperaturze 340 ºC, która składa się z roztworu stałego o maksymalnej rozpuszczalności cynku w magnezie wynoszącej 6,2% i roztworu stałego wtórnego na osnowie fazy międzymetalicznej Mg7Zn3 (rysunek 1.7). W temperaturze 312 ºC faza ta ulega eutektoidalnemu rozkładowi na mieszaninę roztworu i roztworu stałego wtórnego na osnowie fazy międzymetalicznej MgZn. Rozpuszczalność cynku w magnezie maleje z obniżaniem temperatury od 6,2% w temperaturze 340 ºC do około 2% w temperaturze 100 ºC. Rys. 1.7. Wykres równowagi fazowej Mg-Zn [22] Cynk jest także stosowany z cyrkonem, metalami ziem rzadkich lub torem do wytwarzania stopów utwardzalnych wydzieleniowo. W rezultacie uzyskuje się zwiększenie wytrzymałości na pękanie nawet o ok. 30 40%. Wpływ cynku na wytrzymałość na rozciąganie, granicę plastyczności oraz twardość przedstawiono na rysunku 1.8 [94]. Rys. 1.8. Wpływ zawartości Zn na własności stopów magnezu [94] 17

Mangan (Mn) występuje jako podstawowy składnik prawie we wszystkich stopach magnezu. Mangan nie ma wielkiego wpływu na wytrzymałość na rozciąganie (wzrost następuje przy stężeniu ponad 1,5%), ale poprawia nieco granicę plastyczności. Podstawową zaletą manganu, jako dodatku stopowego, jest znaczące podwyższenie odporności stopu na korozję. Dlatego też, w celu poprawy odporności na korozję, do wszystkich stopów Mg dodaje się Mn w ilości nie przekraczającej 0,5% (jeśli w stopie występuje dodatkowo aluminium) lub do 5% (w stopach nie zawierających aluminium). Ponadto, dodanie manganu do stopu magnezu prowadzi również do uzyskania struktury drobnoziarnistej. Umożliwia także spawanie stopów magnezu. Stopy Mg-Mn, w odróżnieniu od stopów Mg-Al, charakteryzują się niewielkim zakresem roztworu stałego (rysunek 1.9). Rozpuszczalność Mn w Mg wynosi 2,1% w temperaturze perytektycznej 652ºC i wraz z jej obniżaniem maleje, osiągając 0,75% w temperaturze 500ºC, 0,1% w 300ºC, a w temperaturze pokojowej stężenie bliskie zeru [5, 74]. Rys. 1.9. Wykres równowagi fazowej Mg-Mn [22] Cyrkon (Zr) w ilości w przedziale 0,8 1,0% polepsza parametry wytrzymałościowe stopu oraz sprzyja rozdrobnieniu ziaren. Strukturę taką można uzyskać dzięki temu, że dodanie cyrkonu prowadzi do wydzielenia się mocno rozproszonych tlenków cyrkonu, które stanowią zarodki krystalizacji powodującej powstawanie struktury drobnoziarnistej. Efektem tego, jest wzrost wytrzymałości stopu na rozciąganie przy jednoczesnym nie pogorszeniu wydłużenia A5. Jego zawartość w stopie odlewniczym z serii Mg-RE znacząco polepsza wytrzymałość na rozciąganie i plastyczność materiału w temperaturze pokojowej i podwyższonej do 200 C. Jest to efektem rozdrobnienia ziarna w strukturze stopu. Natomiast w przypadku stopów przeznaczonych do przeróbki plastycznej (zawierających metale ziem rzadkich), dodatek 18

cyrkonu nie powoduje znaczących zmian własności mechanicznych materiału. Jest to związane z nieznaczną zmianą wielkości ziarna, jaka zachodzi po dodaniu do stopu tego dodatku [100]. Lit (Li) dodany tego do stopu Mg powoduje znaczące zmiany własności struktury materiału, które szczególnie są ważne dla przeróbki plastycznej. Mianowicie, lit powoduje zmianę parametru komórki elementarnej heksagonalnej A3, który określony jest stosunkiem osiowym stałych sieciowych c/a [2]. Efektem tej zmiany jest polepszenie plastyczności oraz zmniejszenie ciężaru właściwego materiału. Wpływ ilości Li dodanego do stopu magnezu na jego gęstość przedstawiono na rysunku 1.10. Rys. 1.10. Wpływ zawartości litu na gęstość stopu magnezu [2] Jak wynika z wykresu przedstawionego na rysunku 1.10, dodatek litu w ilości maksymalnej (ok. 40%) do stopu magnezu pozwala uzyskać najlżejszy techniczny stop, który może z powodzeniem być wykorzystany w ultralekkich konstrukcjach lotniczych. Jednocześnie, odznacza się on najwyższą wytrzymałością względną, spośród wszystkich metali technicznych. Stopy magnezu, gdzie ilość litu jest mniejsza od 17%, zawierają fazę (o sieci heksagonalnej) bogatą w magnez. Stopy zawierające Li powyżej 30% są zbudowane z fazy (o sieci regularnej przestrzennie centrowanej). Faza ta jest miękka i plastyczna. Natomiast stopy Mg o zawartości litu w przedziale 17 30% mają strukturę składającą się z mieszaniny dwóch faz fazy oraz fazy. Temperatura topnienia stopów na bazie Mg-Li, o zawartości litu do ok. 33%, kształtuje się na poziomie 590 650 C. Na rysunku nr 1.11 przedstawiono układ równowagi fazowej Mg- Li. Zwiększenie ilości tego dodatku stopowego powoduje drastyczne zmniejszenie temperatury topnienia, co niebezpiecznie (z punktu widzenia technologii) zawęża zakres temperatury przeróbki plastycznej na gorąco. 19

Rys. 1.11. Wykres równowagi fazowej Mg-Li [22] Cer (Ce), Tor (Th) i metale ziem rzadkich (RE lantan, neodym, prazeodym) polepszają ogólne właściwości materiału w podwyższonych temperaturach. Cer jest dodatkiem stopowym, który dodatkowo powoduje rozdrobnienie struktury. Natomiast tor, w porównaniu z cerem, bardziej polepsza wytrzymałość materiału w podwyższonych temperaturach, powodując znaczne zwiększenie wytrzymałości zmęczeniowej i wytrzymałości na pełzanie. Zawartość tego dodatku w stopach magnezu jest ograniczona głównie ze względu na jego cechy promieniotwórcze. Wapń (Ca) stosowany jest w stopach magnezu w ilości do 2%. Ogólnie, wapń poprawia własności mechaniczne materiału. Powoduje wyraźny wzrost wytrzymałości Rm oraz polepsza udarność. Jako dodatek stopowy, pozwala sterować cechami mikrostruktury tj. rozmiarem ziarna oraz rozproszeniem wydzieleń z osnowy stopu. Stopy zawierające wapń, mają przeważnie strukturę drobnoziarnistą. Itr (Y) jest stosowany w stopach magnezu jako dodatek stopowy w ilości do 2%, przeważnie łącznie z cynkiem. Dzięki temu, w strukturze stopu powstaje związek chemiczny (tworzący fazę w roztworze stałym) odznaczający się bardzo korzystnymi własnościami mechanicznymi. Generalnie faza ta (wyróżnia się aż trzy jej odmiany I-faza, W-faza oraz Z-faza) powoduje podwyższenie twardości, zwiększenie odporności na korozję, zapewnia niski współczynnik tarcia. Itr powoduje hamowanie wzrostu rozmiaru ziaren w trakcie odkształceń. Ze względu na własności mechaniczne stopu, najkorzystniejsza jest mikrostruktura dwufazowa, zawierająca fazę bogatą w magnez ( -Mg) oraz I-fazę (Mg3Zn6Y). Taki układ powstaje przy optimum 20

stosunku Zn/Y, wynoszącym ok. 5/7. Wytrzymałość takiego stopu oraz jego wydłużenie wzrasta wraz ze wzrostem udziału I-fazy [101]. Beryl (Be) jako dodatek, w stopach magnezu występuje w ilościach śladowych. Jego obecność zmniejsza podatność stopów magnezu do samozapłonu. Takie pierwiastki jak krzem (Si), kadm (Cd), nikiel (Ni), węgiel (C) i żelazo (Fe) to głównie zanieczyszczenia stopów magnezu. Są pozostałościami po procesach metalurgicznych. Niestety, większość z nich, powoduje pogorszenie odporności stopu na korozję. Dlatego istotnym jest stosowanie w budowie maszyn stopów magnezu o jak najwyższym stopniu czystości. Zapewni to odporność stopów magnezu na korozję porównywalną do stopów aluminium. Technologicznie ten problem jest rozwiązywany poprzez stosowanie możliwie najczystszych metali (magnezu i głównych dodatków stopowych) w procesie metalurgicznym, jak i również stosowanie zabiegów (lub dodatków stopowych) sprzyjających powstawaniu drobnoziarnistej struktury stopu [22]. Analizując własności poszczególnych stopów magnezu można stwierdzić, że obecnie istnieje ich bardzo duża różnorodność zarówno pod kątem ich cech fizycznych i odporności na różne warunki pracy (np. zdolność do pracy w podwyższonych temperaturach) jak i samych własności wytrzymałościowych. Na rysunku 1.12 przedstawiono porównanie wartości granicy plastyczności oraz wydłużenia A5 dla większości stopów magnezu. Należy zaznaczyć, że podane na rysunku wartości są orientacyjne i zależą od warunków realizacji procesu kształtowania oraz struktury materiału wyjściowego [13]. Granica plastyczności R 0,2 [MPa] 400 300 200 100 0 ZK40 MA12 stan po obróbce cieplnej MA19 ZM21 M1A Stopy Mg-Mn ZK60 Stopy Mg-Zn Stopy Mg-Al AZ31 Stopy Mg-Li-Al ZK30 Stopy Mg-Li-Zn 0 5 10 15 20 Wydłużenie A 5 [%] Rys. 1.12. Typowe wartości granicy plastyczności oraz wydłużenia A5 dla większości komercyjnych stopów odlewniczych (symbol ) oraz przeznaczonych do przeróbki plastycznej (symbol ) [13] 21

1.2 Podział i oznaczenie gatunków stopów magnezu Ze względu na skład chemiczny można wyróżnić kilka podstawowych grup stopów, które są obecnie produkowane w celach komercyjnych, opartych na głównych pierwiastkach stopowych, takich jak: Al, Mn, Zn, Zr i RE. Są one podzielone na następujące podgrupy: stopy Mg-Al oraz Mg-Al-Zn, stopy Mg-Al-Mn, stopy Mg-Al-Si, stopy Mg-Zn-Cu, Mg-Zn-Zr, Mg-Zn-RE-Zr, stopy Mg-Ag-RE, Mg-Y-RE, Mg-Th, Mg-Sc, stopy Mg-Li. Podstawowe stopy magnezu do obróbki plastycznej zawierają do 8% Al oraz dodatek Mn (do 2%), Zn (zwykle do 1,5%), Si (około 0,1%) i śladowe ilości Cu, Ni, Fe. Można wyróżnić trzy grupy stopów do kształtowania plastycznego [40]: 1) stopy z dodatkiem aluminium (Al) oraz cynku (Zn) i manganu (Mn): Mg-Mn (M1A), Mg-Al-Zn (AZ31B, AZ31C, AZ61A i AZ80A), Mg-Zn (ZM21, ZC71), 2) stopy zawierające głównie pierwiastki Zn, RE, Y, Zr, Th: Mg-Zn-Zr (ZK40A i ZK60A), Mg-Zn-RE (ZE10), Mg-Y-RE-Zr (WE43, WE54), Mg-Th (HK31, HM21, HZ11), 3) nowe ultralekkie stopy zawierające Li typu Mg-Li-Al (LA141), które obecnie są fazie intensywnych badań Jednakże podstawową klasyfikacją stopów magnezu jest ich podział ze względu na stosowaną technologię przeróbki. Na rysunku 1.13 przedstawiono najważniejsze grupy stopów, które można podzielić na stopy przeznaczone do przeróbki plastycznej oraz stopy odlewnicze. Niektóre gatunki stopów do przeróbki plastycznej można również odlewać. 22

Stopy Magnezu (Mg) Stopy do przeróbki plastycznej Stopy odlewnicze Stopy zawierające aluminium Stopy nie zawierające aluminium Stopy na bazie Mg-Al-Zn Stopy na bazie Mg-Al-Mn Stopy na bazie Mg-Zn-Zr Stopy na bazie Mg-Mn Stopy na bazie Mg-Al-RE Stopy na bazie Mg-RE-Zn Stopy na bazie Mg-RE-Zr Stopy na bazie Mg-Li Rys. 1.13. Klasyfikacja stopów magnezu uwzględniająca najważniejsze grupy stopów Podstawowa i zarazem najczęściej stosowana konwencja oznaczeń stopów magnezu (bazująca na grupach stopów Mg) została opracowana przez organizację The American Society for Testing and Materials (ASTM). Ze względu na ilość i rodzaj składników stopowych, stopy magnezu można sklasyfikować na dwa sposoby. Według pierwszego wyróżnia się stopy zawierające, oraz stopy nie zawierające aluminium (Al). Natomiast zgodnie z drugim podziałem (rysunek 1.13), stopy magnezu mogą być stopami podwójnymi, np. na bazie magnez-mangan (Mg-Mn) i magnez-lit (Mg-Li) oraz wieloskładnikowymi, np. na bazie magnez-aluminium-cynk (Mg-Al-Zn), magnez-cynk-cyrkon (Mg-Zn-Zr) oraz stopy magnezu z metalami ziem rzadkich (Mg-RE-x). Należy podkreślić, że obecnie na bazie podstawowych typów stopów magnezu coraz częściej powstają stopy pochodne (w większości tzw. eksperymentalne). Zawierają one dodatkowe domieszki stopowe, typu cer, itr, wapń, węgiel, które polepszają własności mechaniczne lub parametry technologiczne stopu [19]. Gatunki stopów magnezu nadające się do przeróbki plastycznej podaje norma ASTM B107-13. Na rysunku 1.14 przedstawiono przykładowe oznaczenie stopu magnezu oraz wyjaśniono sposób jego interpretacji. Składa się ono z dwuliterowego kodu określającego serię stopu oraz z dwóch liczb, które wyrażają (w zaokrągleniu do liczby całkowitej jednocyfrowej) zawartość procentową głównych składników stopowych. Symbol może również posiadać literę określającą modyfikację stopu oraz symbol wskazujący stan materiału [7]. 23

dwie liczby podające zawartość procentową składników stopowych kod określający główne składniki stopowe (seria) AZ31B-O symbol określający stan obróbki cieplnej stopu symbol określający modyfikację stopu Rys. 1.14. Znaczenie symbolu określającego gatunek stopów magnezu (wg ASTM), przykład przedstawia gatunek: AZ stop na bazie Mg-Al-Zn; zawartość (w zaokrągleniu) głównych składników stopowych 3% Al oraz 1% Zn, modyfikacja typu B, stan materiału O wyżarzony 2. Kształtowanie plastyczne stopów magnezu 2.1 Odkształcalność stopów magnezu Wyroby ze stopów magnezu kształtowane metodami przeróbki plastycznej posiadają duży potencjał technologiczny. W odróżnieniu od bardzo dobrze rozwiniętych technologii odlewniczych wyroby takie cechują się drobnoziarnistą strukturą, a także zachowaniem ciągłości przebiegu włókien, co zapewnia lepsze właściwości mechaniczne gotowego wyrobu. Pomimo korzystnych właściwości mechanicznych zastosowanie stopów magnezu przeznaczonych do przeróbki plastycznej stanowi zaledwie 1% rocznej produkcji magnezu na świecie, co jest związane z ograniczoną plastycznością tych stopów magnezu [67]. Magnez krystalizuje w układzie heksagonalnym zwartym i wpływa to na mechanizmy jego deformacji [81]. Na podstawie mniejszej symetrii tej sieci krystalicznej w porównaniu z siecią regularną płasko centrowaną i regularną przestrzennie centrowaną można wyjaśnić ograniczoną kształtowalność plastyczną stopów magnezu. Zgodnie z kryterium von Misesa materiały polikrystaliczne odkształcane plastycznie muszą mieć co najmniej pięć niezależnych systemów poślizgu, aby umożliwić układowi kryształów każde odkształcenie na granicach ziaren. Z tego powodu prawie wszystkie stopy magnezu wykazują małą odkształcalność w temperaturze pokojowej, ponieważ w tym zakresie temperatur następuje ona głównie przez poślizg dyslokacji na płaszczyznach podstawowych {0001} w dwóch liniowo niezależnych kierunkach < 112 0 > oraz przez bliźniakowanie w płaszczyznach piramidalnych {101 2}. Zestawienie podstawowych systemów poślizgu stopów magnezu przedstawiono na rys. 2.1 [74]. 24

Rys. 2.1. Zestawienie podstawowych systemów poślizgu stopów magnezu [74] Do aktywowania systemów poślizgu niezbędne jest przekroczenie wartości krytycznego naprężenia ścinającego. Krytyczne naprężenie ścinające systemu poślizgu zależy od temperatury, a tym samym kształtowanie stopów magnezu w dużej mierze jest tym uwarunkowane. Wraz ze wzrostem temperatury następuje polepszenie ich kształtowalności, przy czym najsilniejsze aktywowanie systemów poślizgu w płaszczyznach pryzmatycznej i piramidalnej zachodzi w przedziale temperatur 200-250 C. Z tego wynika zasadność kształtowania stopów magnezu na gorąco [31]. Główne mechanizmy kształtowania plastycznego na gorąco stopów magnezu są podobne do mechanizmów występujących w przypadku innych metali, ale pojawia się kilka istotnych różnic. Początkowe odkształcenia charakteryzują się wysokim stopniem bliźniakowania i dynamicznego zdrowienia. Stopniowo zwiększa się udział dynamicznego zdrowienia, co powoduje mniejsze umocnienie i wzrost plastyczności. W temperaturze około 300 ºC i przy prędkości odkształcenia 1,0 s -1 rozpoczyna się dynamiczna rekrystalizacja, która wraz ze wzrostem temperatury stopniowo oddziaływuje na większe ziarna. Wskutek tworzenia przez dynamiczną rekrystalizację nowych ziaren w pobliżu istniejących granic ziaren oraz na przecięciach bliźniaków polepsza się plastyczność. Dynamiczne zdrowienie i rekrystalizacja zależą więc oprócz temperatury także od prędkości odkształcenia. Gdy prędkość odkształcenia się zmniejsza, procesy te mają więcej czasu, aby przeciwdziałać mnożeniu i spiętrzaniu się dyslokacji, a tym samym umacnianiu materiału. Z tego powodu stopy magnezu zaleca odkształcać się ze stosunkowo małymi prędkościami odkształcenia plastycznego na dedykowanych do tego typu warunków prasach hydraulicznych. Dodatkowe wyposażenie 25

stanowisk w systemy grzewcze narządzi ma na celu utrzymanie izotermicznych warunków temperaturowych podczas trwania samego procesu [29, 71]. Magnez i jego stopy, podobnie jak i inne metale, można kształtować metodami obróbki plastycznej. Najczęściej stosowanymi technologiami są: walcowanie i prasowanie (blachy i taśmy, płyty), wyciskanie (pręty, profile, kształtowniki), oraz kucie na gorąco (odkuwki matrycowe i swobodnie kute) [56]. 2.2 Walcowanie i prasowanie stopów magnezu Walcowanie na gorąco (hot rolling) stosowane jest przy prasowaniu płyt i grubych blach a także jako wstępny etap przy produkcji cienkich blach oraz taśm. W procesie tym wykorzystuje się duże gnioty możliwe do uzyskania bez wystąpienia pęknięć, redukując w ten sposób ilość poszczególnych zabiegów i wyżarzań międzyoperacyjnych. W zależności od stopu temperatura walcowania mieści się w zakresie od 300 do 450 C [14]. Magnez cechuje niewielka pojemność i wysoka przewodność cieplna które powodują, że oddaje on szybko ciepło do otoczenia. W celu utrzymania stałej temperatury często stosowane jest dogrzewanie wsadu oraz powierzchni walców palnikami dzięki czemu aktywują się kolejne płaszczyzny poślizgu, umożliwiając istotną poprawę plastyczności. Wsadem do walcowania są przeważnie płaskie wlewki, które po uprzednim oskórowaniu przetwarza się w pierwszych cyklach na płyty a następnie poddaje walcowaniu. Przykłady wyrobów prasowanych i walcowanych na gorąco przedstawiono na rysunku nr 2.2 Rys. 2.2. Płyty otrzymane metodą prasowania oraz walcowania na gorąco [44] Produkcja większości blach magnezowych o grubości poniżej 5 mm, wszystkich blach cienkich o grubości poniżej 1 mm, a także operacje wykończeniowe walcowania blach magnezowych są prowadzone zazwyczaj na półgorąco (semi-hot rolling) przy niższych temperaturach. Celem takich zabiegów jest osiągnięcie najlepszego połączenia własności mechanicznych, dokładności wymiarowej i jakości powierzchni. Własności mechaniczne blachy są zasadniczo 26

określane końcową wielkością ziaren. Korzystne reakcje cieplno-mechaniczne stopu magnezu mogą być aktywowane przez kontrolowane nakładanie się umocnienia przez zgniot, zdrowienia i rekrystalizacji, które są wrażliwe na skład stopu, temperaturę procesu, parametry odkształcania, cykle ponownych podgrzewań, końcowe chłodzenie do temperatury pokojowej oraz dodatkową obróbkę cieplną. Zoptymalizowana obróbka cieplno-mechaniczna prowadzi do końcowo zrekrystalizowanej blachy [30]. Przykłady wyrobów walcowanych w postaci cienkich taśm i blach przedstawiono na rysunku 2.3 Rys. 2.3. Taśmy i blachy ze stopów Mg otrzymywane metodą walcowania [67] Alternatywną metodą w porównaniu do tradycyjnego walcowania stopów magnezu jest technologia produkcji blach i taśm metodą odlewania ciągłego dwuwalcowego (casting-rolling). Na rysunku 2.4 przedstawiono linię wykorzystywaną w procesie ciągłego odlewania dwuwalcowego poziomego, zainstalowaną w zakładach MgF Magnesium Flachprodukte GmbH. Linia składa się z pieca gazowego do topienia gąsek magnezowych, elektrycznie nagrzewanego systemu podawania, dwuwalcowej klatki walcowniczej, klatki walców ciągnących, nożyc do cięcia poprzecznego i zwijarki. Wytwarzana taśma ma grubość w przedziale 5 7 mm. Zmniejszenie grubości blachy następuje w dalszych procesach w walcowniach na gorąco lub półgorąco. Rys. 2.4. Linia do procesu ciągłego odlewania blach [49] Podczas ciągłego odlewania dwuwalcowego materiał charakteryzuje się dość niejednorodną strukturą. Dlatego stosuje się zabiegi wyżarzania ujednorodniającego, podczas którego fazy 27

eutektyczne ulegają rozpuszczeniu i materiał staje się bardziej jednorodny i drobnoziarnisty. Obserwuje się intensyfikację prac rozwojowych dotyczących technologii ciągłego odlewania zarówno na urządzeniach jednowalcowych, jak i dwuwalcowych, a także połączenia procesów ciągłego odlewania z dalszym walcowaniem [86]. 2.3 Wyciskanie stopów magnezu Wyciskanie stopów magnezu zasadniczo nie różni się od wyciskania innych stopów metali. Pewne aspekty odkształcania stopów magnezu oraz ciągły postęp technologiczny pozwalają na większą uniwersalność niż przy wyciskaniu innych metali. Stopy magnezu na ogół wyciska się z mniejszymi prędkościami niż stopy aluminium, a samo wyciskanie jest przeprowadzane z użyciem większych nacisków. Wprawdzie większe prędkości wyciskana są pożądane z ekonomicznego punktu widzenia, jednakże istnieją ograniczenia związane z kruchością na gorąco, skłonnością do pękania i tworzenia się różnego rodzaju wad powierzchniowych na materiale. Sprzyjający, hydrostatyczny stan naprężeń występujący w materiale umieszczonym w zamkniętym recypiencie pomiędzy matrycą a stemplem pozwala na uzyskanie większych stopni redukcji przekroju niż są możliwe do uzyskania drogą walcowania. Magnez i jego stopy wyciska się głównie metodą współbieżną na ciepło jak i na gorąco przy wykorzystaniu poziomych pras hydraulicznych. Mimo wielu zalet znacznie rzadziej stosowane są metody wyciskania przeciwbieżnego [11, 87, 88]. Na rysunku 2.5 pokazano przykład prasy hydraulicznej firmy SMS-MEER o nacisku 14,5 MN wykorzystywanej w procesie wyciskania współbieżnego. Rys. 2.5. Prasa hydrauliczna do wyciskania firmy SMS-MEER o nacisku 14,5 MN [48] Zależność temperaturowa odkształcenia plastycznego pozwala na osiągnięcie szerokiego zakresu własności mechanicznych poprzez zmianę temperatury procesu od zakresu temperatur przeróbki na gorąco, gdzie materiał jest całkowicie zrekrystalizowany, do niższych temperatur wyciskania sięgających zakresu przeróbki plastycznej na ciepło, gdzie odkształcenie odbywa 28

się poniżej temperatury rekrystalizacji i znaczna część materiału pozostaje w stanie zgniotu. W tym drugim przypadku możliwe jest znaczne podwyższenie własności wytrzymałościowych materiału. Analogicznie jak w przypadku wyciskania stopów aluminium również dla niektórych stopów magnezu (np. AZ80, WE43) podwyższenie ich własności mechanicznych odbywa się głównie drogą dodatkowej obróbki cieplnej opartej na utwardzaniu wydzieleniowym zwanym dyspersyjnym, opartym na połączeniu zabiegów przesycania i starzenia. Bardzo istotne podczas wyciskania stopów magnezu w obniżonych temperaturach jest również uzyskanie podwyższonej jakości powierzchni, większej odporności na korozję i zmęczenie [72]. Typowymi kształtami wyrobów wyciskanych są pręty o różnych przekrojach: okrągłe, kwadratowe, prostokątne, sześciokątne, belki, równo- i nierównoramienne kształtowniki, itp. Drugą grupą są profile wyciskane i rury. Grubości ścianek w tego typu wyrobach zależą od ich kształtu oraz wyciskanego stopu. Na rysunku 2.6 pokazano przykłady prętów i profili o różnych przekrojach wykonanych ze stopów magnezu metodą wyciskania [45, 47]. Rys. 2.6. Pręty i profile ze stopów Mg otrzymane metodą wyciskania [45, 47] Cechą charakterystyczną wyrobów ze stopów magnezu otrzymywanych metodą wyciskania jest występowanie niejednorodnej struktury. Widoczne jest to szczególnie na prętach o przekrojach okrągłych, w których tuż przy powierzchni występują struktury grubokrystaliczne w postaci tzw. obwódki grubokrystalicznej. Przyczyną tworzenia tego typu zjawiska jest tarcie powstające pomiędzy recypientem a materiałem wyciskanym i towarzyszące temu zjawiska cieplne, a także bardziej intensywne odkształcenie plastyczne wewnątrz materiału niż w jego strefach przypowierzchniowych. Głębokość zalegania obwódki grubokrystalicznej zwiększa się wraz ze zwiększaniem się średnicy wyciskanego materiału, a jedną z metod jej niwelowania jest stosowanie technik wyciskania przeciwbieżnego. Pręty wyciskane głównie o przekrojach okrągłych wykorzystywane są również jako podstawowy materiał wsadowy do dalszych procesów przeróbki plastycznej stopów magnezu, 29

takich jak kucie matrycowe i swobodne na gorąco. Do tego typu operacji kuźniczych materiały po wyciskaniu nie są poddawane dalszym zabiegom dodatkowej obróbki cieplnej a materiał wykorzystuje się w postaci surowej tzw. wytworzonej. 2.4 Kucie stopów magnezu Kucie stopów magnezu należy do jednych z najtrudniejszych i jednocześnie najdroższych spośród wszystkich stosowanych technologii kształtowania plastycznego tych materiałów. Związane jest to między innymi z potrzebą zastosowania wsadu przetworzonego uprzednio metodami wyciskania, a także realizacji samego procesu w ściśle określonych warunkach temperaturowych i technologicznych wymagających zastosowania drogich w wykonaniu i późniejszej eksploatacji instalacji. Ze względu na tą specyfikę w kuciu odkuwek ze stopów na bazie magnezu specjalizują się tylko nieliczne zakłady na świecie. Należą do nich kuźnie takie jak Otto Fuchs KG Niemcy [47] i KUMZ Rosja [44] przerabiające głównie metale nieżelazne. Na podstawie przeprowadzonej analizy literaturowej stanu zagadnienia można ustalić, że stopy magnezu głównie ze względu na ich dużą wrażliwość na prędkość odkształcenia zaleca się kuć przede wszystkim na prasach hydraulicznych lub prasach mechanicznych o małych prędkościach roboczych przy jednoczesnym zachowaniu izotermicznych warunków temperaturowych realizacji samego procesu odkształcenia. Bardzo rzadko stosowane są do kucia odkuwek ze stopów magnezu szybkobieżne prasy mechaniczne i młoty. Na tych urządzeniach można realizować kucie niektórych stopów typu Mg-Al-Zn i Mg-Al-Mn, które charakteryzują się stosunkowo niskimi własnościami wytrzymałościowymi. Jednocześnie istnieje zasada, na podstawie której można w uproszczeniu przyjąć, że im stop magnezu posiada finalnie większe własności wytrzymałościowe tym prędkość odkształcenia powinna być coraz mniejsza a warunki temperaturowe jego realizacji powinny być zbliżone do izotermicznych [6, 19, 34-36, 62, 96]. Jak do tej pory większość wszystkich elementów konstrukcyjnych, wykonanych ze stopów magnezu, jest produkowana technologią odlewania. Jednak badania prowadzone w przeciągu ostatniej dekady wskazują, że w coraz większym zakresie są stosowane stopy przerabiane plastycznie głównie ze względu na uzyskiwane lepsze własności mechaniczne. Również niektóre stopy odlewnicze można przerabiać plastycznie [93, 100]. Na rysunku 2.7 przedstawiono w sposób uproszczony zależność pomiędzy granicą plastyczności a odpornością na kruche pękanie dla stopów magnezu odlewniczych oraz przerabianych plastycznie. Według opracowania [91], obecnie coraz więcej jest produkowanych stopów magnezu, które można 30

przerabiać plastycznie i co najważniejsze ich własności mechaniczne po odkształceniu są zdecydowanie lepsze, niż stopów uzyskanych technologią odlewania. Ponadto, coraz więcej badań wskazuje na to, że stopy magnezu przerabiane plastycznie będą godne miana materiałów przyszłościowych. 350 Granica plastyczności R 0,2 [MPa] 300 250 200 150 100 50 0 stopy odlewnicze stopy do przeróbki plastycznej 0 5 10 15 20 25 30 35 40 Odporność na kruche pękanie [MPa. 1/2 m ] Rys. 2.7. Związek pomiędzy granicą plastyczności a odpornością na kruche pękanie dla stopów magnezu odlewniczych oraz przerabianych plastycznie [91] Stopy magnezu, ze względu na małą plastyczność w temperaturze pokojowej, praktycznie zawsze przerabiane są na gorąco powyżej 200 C. Przyczyną tak dużej kruchości tych stopów jest ich budowa krystaliczna. Przykładowo na rysunku 2.8 przedstawiono wpływ temperatury odkształcania na kruchość dla stopu AZ61 (MgAl6Zn). Jak można zauważyć nieznaczne obniżenie temperatury materiału w trakcie spęczania swobodnego, nawet o 4 C, może doprowadzić do powstania pęknięć. Jednakże najczęściej spotykanym przedziałem temperatur kucia jest zakres od 280 C do 450 C [6, 76]. Rys. 2.8. Wpływ temperatury procesu spęczania na kruchość stopu AZ61(MgAl6Zn) [12] Grzanie wsadu przed kuciem odbywa się w piecach elektrycznych lub opałowych w temperaturach poniżej 450 C. Nie są stosowane atmosfery ochronne zapobiegające utlenianiu się powierzchni. Należy pamiętać, że magnez jest materiałem łatwopalnym i należy zwrócić uwagę aby materiał wsadowy był odizolowany od elementów grzewczych (spirali lub palników) ekranami. Szczególnie ważne jest utrzymanie wymaganej równomierności 31

temperatury w komorze roboczej pieca podczas procesu nagrzewania wsadu. Zapewnia to równomierne nagrzanie wsadu do kucia w całej objętości [64]. Konstrukcja narzędzi roboczych (matryc, stempli, itp.) przy kuciu stopów magnezu oraz dobór samych materiałów narzędziowych, w zasadzie nie różni się od zasad obowiązujących dla narzędzi stosowanych do odkształcania stopów innych metali. Ze względu na małe prędkości odkształcenia i podwyższoną temperaturę wsadu, zaleca się aby narzędzia te były wykonywane w formie składanych przyrządów. W celu zapewnienia stałej temperatury materiału w trakcie realizacji procesu kształtowania, zaleca się aby zestaw narzędziowy wyposażony był w urządzenia grzewcze [32, 57, 97]. Temperatura narzędzia podczas procesu kucia powinna być utrzymywana w zalecanym przedziale. Przykładem jest zestaw narzędzi do kucia precyzyjnego [90], który został przedstawiony na rysunku 2.9. Rys. 2.9. Schemat zestawu narzędzi do kucia precyzyjnego stopów magnezu wyposażonego w urządzenie grzewcze [90] W tabeli 2.1 zestawiono zalecane typowe temperatury początku i końca procesu kucia, oraz temperatury podgrzewania narzędzi. Podczas podgrzewania wsadu w piecach powietrznych temperatura grzania ustawiona na regulatorach pieca powinna być nieznacznie wyższa od temperatury początku kucia, ponieważ dla określonego czasu grzania wsadu do kucia jego temperatura zawsze jest niższa od nastawionej. Wartości nastaw ustala się doświadczalnie i zależą one od konstrukcji pieca i jego specyfiki. Dlatego najbardziej optymalnym rozwiązaniem jest stosowanie pieców z wymuszonym obiegiem powietrza w komorze roboczej analogicznie jak przy nagrzewie stopów na bazie aluminium [6]. Własności finalne odkuwek w bardzo dużym stopniu zależą od temperatury kucia. W procesach wielooperacyjnych temperatura kucia powinna być obniżana przy kolejnych 32

operacjach, aby zapobiec nadmiernemu rozrostowi ziarna w czasie rekrystalizacji. Stopy szczególnie podatne na gwałtowny rozrost ziarna w temperaturach kucia (takie jak AZ31B, AZ61A, MgAl4Zn lub AZ80A) generalnie kuje się w temperaturach sukcesywnie obniżanych po każdej operacji. Tab. 2.1. Zalecane przedziały temperatur procesu kucia i narzędzi dla poszczególnych stopów magnezu [6] Zalecane temperatury początku i Zalecany przedział temperatur Gatunek stopu końca kucia [ C] narzędzi [ C] AZ31B 290-345 260-315 AZ61A 315-370 290-345 AZ80A 290-400 205-290 ZK21A 300-370 260-315 ZK60A 290-385 205-290 HM21 400-525 370-425 ZE62 300-355 300-345 Powszechną praktyką jest zmniejszanie temperatury o 10-15 C pomiędzy etapami kucia wstępnego i końcowego. Obniżanie temperatury, oprócz kontroli wielkości ziarna, pozwala na uzyskanie większego umocnienia przez zgniot po ostatniej operacji. Z tego powodu w przypadku odkuwek, które w procesie poddawane są małym odkształceniom kucie przeprowadza się w możliwie najniższych temperaturach [55]. W celu ograniczenia rozrostu ziarna, materiał po kuciu jest intensywnie chłodzony w powietrzu lub w wodzie. Powoduje to również przesycenie roztworu stałego, co daje efekt umocnienia wydzieleniowego w dalszej obróbce cieplnej w przypadku stopów o większej zawartości aluminium. Przykłady odkuwek matrycowych wykonywanych metodą kucia matrycowego na gorąco przedstawiono na rysunku 2.10. a) b) c) Rys. 2.10. Przykłady odkuwek matrycowych ze stopów magnezu wykonanych przez: a) i b) firmę Otto Fuchs [47], c) firmę KUMZ [44] 33

Magnez stawia stosunkowo duży opór przy odkształcaniu plastycznym, dlatego naciski wymagane do odkształcenia materiału są relatywnie wysokie. Na przykład w temperaturach kucia na gorąco, stop magnezu AZ31B wymaga większych nacisków niż stal węglowa, stal stopowa czy aluminium, a nieco mniejszych niż stal nierdzewna. Ponadto naciski podczas kucia matrycowego silnie zależą od temperatury oraz kształtu odkuwki. Stosunkowo niewielkie zmiany grubości wypływki dają znaczne zmiany nacisków kuźniczych. Podobny wpływ mają wielkości promieni zaokrągleń lub wymiary żeber lub denek. Wymiary żeber i innych złożonych przekrojów nie mogą być zbyt małe, ponieważ stopy magnezu znacznie trudniej wypełniają głębokie wykroje [6]. 2.5 Środki smarne stosowane w procesach kucia stopów magnezu Ważnym zagadnieniem w procesach kucia jest dobór odpowiednich środków smarnych. Jest to szczególnie istotne, gdy kształtowanie stopów magnezu przebiega przy temperaturze podwyższonej. Wybór odpowiedniego smaru jak i samej techniki nanoszenia środka smarnego jest ściśle zdeterminowany temperaturą procesu. Oprócz smarowania powierzchni narzędzi, często w praktyce spotyka się również smarowanie powierzchni materiału wsadowego. Najczęściej stosuje się smary łatwe do usunięcia i nanoszenia ich za pomocą pędzli lub rolek. Przy kuciu na gorąco stosowane środki smarne to smary molibdenowe (dwusiarczek molibdenu MoS2), nieorganiczny azotek boru (BN) zwany również białym grafitem a także środki smarne oparte na bazie grafitu koloidalnego np. łój zwierzęcy z grafitem [85]. Środki na bazie grafitu koloidalnego mogą być stosowane praktycznie w każdej temperaturze ale zazwyczaj sprawiają trudności z usuwaniem go z powierzchni stopu magnezu po kuciu. Głównym zadaniem środka smarnego jest zmniejszenie współczynnika tarcia pomiędzy odkształcanym materiałem a wykrojem poprzez utworzenie na jego powierzchni filmu smarnego. Prawidłowe dobranie środków smarnych podczas procesu kucia zapewnia wysoką jakość powierzchni odkuwki, dobre wypełnianie naroży, a także pośrednio wpływa na trwałość wykroju matrycy. Przykładowo, użycie MoS2 w kształtowaniu stopu z serii Mg-Al-Zn przy temperaturze 200 350 C powoduje, że czynnik tarcia wynosi m = 0,3 0,5. Wraz ze wzrostem temperatury procesu, również wzrasta wartość czynnika m. Z kolei, zastosowanie oleju technologicznego w tych samym zakresie temperatury procesu zapewnia uzyskanie wartość czynnika m = 0,35 0,7 [15, 89]. Alternatywą dla wymienionych środków smarnych jest folia (lub arkusz) z włókna szklanego, która jest umieszczana pomiędzy wsadem a powierzchnią narzędzi. Wyjątkowo korzystne warunki tarcia uzyskuje się stosując folie wykonane z tworzyw sztucznych [52]. 34

Problem tarcia jest także ważnym aspektem przy przeprowadzaniu symulacji numerycznych procesów kucia. Prawidłowe zastosowanie odpowiedniego modelu tarcia i określenie współczynnika tarcia determinuje otrzymanie prawidłowych i zgodnych z rzeczywistością wyników symulacji. W opracowaniu [33] poczynione były próby zbadania zjawiska tarcia przy różnych środkach smarnych i temperaturach procesu. Badania były wykonywane z zastosowaniem smarowania trzema rodzajami środków: emulsji Akwagrafit CP, smaru na bazie dwusiarczku molibdenu Molykote Longterm 2 plus oraz łoju zwierzęcego z grafitem, a także bez użycia środków smarnych. Stosując modele tarcia Coulomba i tarcia stałego Treski dostępne w oprogramowaniu DEFORM 3D wykorzystanym do symulacji procesów obróbki plastycznej określono wartości współczynnika tarcia µ i czynnika tarcia m w taki sposób, aby uzyskać najlepszą zbieżność pomiędzy teoretycznymi i doświadczalnymi wymiarami spęczanych próbek. Przykładowo dla stopu magnezu MgAl4Zn optymalne wartości współczynnika lub czynnika tarcia wyznaczono minimalizując funkcję wyrażającą względną różnicę teoretycznych i doświadczalnych wymiarów próbek po spęczeniu. Wyznaczone wartości współczynników i czynników tarcia przedstawiono w tabeli 2.2. Tab. 2.2. Optymalne wartości współczynników i czynników tarcia dla stopu MgAl4Zn [33] Warunki tarcia Temperatura bez smarowania Mo2S łój z grafitem Akwagrafit CP [ºC] µ m µ m µ m µ m 250 0,48 0,95 - - - - - - 350 0,5 1 0,06 0,1 0,11 0,25 0,12 0,25 450 0,48 1 0,13 0,24 0,08 0,17 0,17 0,38 Na podstawie uzyskanych wyników sformułowano wniosek, że najskuteczniejszym smarem do kształtowania na gorąco jest smar na bazie dwusiarczku molibdenu. Dobre smarowanie zapewnia również łój z grafitem. W przypadku odkształcania bez smarowania pomiędzy materiałem odkształcanym i narzędziem w całym zakresie badanych temperatur występuje tarcie graniczne lub bliskie granicznego. Uzyskane wyniki badań określające wartości czynników i współczynników tarcia w zakresie temperatur kształtowania na gorąco badanych stopów umożliwią wykonywanie symulacji z zastosowaniem modelu tarcia mieszanego (Coulomba i tarcia stałego Treski) uzależnionego od temperatury, który zaimplementowany jest w programie Deform 3D. Zastosowanie tego modelu pozwoli zwiększyć dokładność obliczeń. Zależności współczynników i czynników tarcia od temperatury nagrzewania próbki przedstawiono na rysunku 2.11. 35

Rys. 2.11. Zależność czynnika i współczynnika tarcia od temperatury nagrzewania próbki z MgAl4Zn przy zastosowaniu różnych smarów [33] 2.6 Obróbka cieplna odkuwek ze stopów magnezu Obróbkę cieplną stopów magnezu stosuje się w celu podwyższenia własności mechanicznych lub uzyskania odpowiednich własności do kolejnych zabiegów technologicznych. Rodzaj obróbki cieplnej zależy od składu chemicznego stopu oraz od postaci wyrobu (odlew, odkuwka). Odkuwki poddaje się głównie utwardzaniu wydzieleniowemu zwanym dyspersyjnym, które składa się z dwóch zabiegów: przesycania i starzenia sztucznego lub naturalnego. Przesycanie polega na nagrzaniu do odpowiedniej temperatury (zazwyczaj w przedziale 345 425 C w zależności od gatunku stopu), wygrzaniu w tej temperaturze i chłodzeniu w wymuszonym powietrzu lub wodzie. Składniki stopowe rozpuszczone w stopie tworzą roztwór przesycony o strukturze jednofazowej. Zabieg sztucznego starzenia polega na nagrzaniu materiału do temperatury 150 200 C (niekiedy wyższej), wygrzaniu w tej temperaturze w czasie 4 16 godzin a następnie chłodzeniu w powietrzu. Starzenie ma na celu wydzielenie z roztworu fazy umacniającej. Utwardzanie wydzieleniowe zwiększa własności wytrzymałościowe przy nieznacznym obniżeniu własności plastycznych. Zmiany struktury w czasie przesycania i starzenia przedstawiono na rysunku 2.12. Stosowane się również zabiegi wyżarzenia rekrystalizującego lub odprężającego, których celem jest zmniejszenie własności wytrzymałościowych i polepszenie własności plastycznych. Wyżarzanie rekrystalizujące stosowane jest w celu usunięcia skutków umocnienia odkształceniowego. Przeprowadza się ją w zakresie temperatur 290 455 C w czasie od jednej do kilku godzin w zależności od rodzaju stopu. 36

Rys. 2.12. Schemat zmian struktury stopu podczas utwardzania wydzieleniowego [95] Należy podkreślić, że stopy magnezu przeznaczone do przeróbki plastycznej odkształca się w podwyższonych temperaturach, więc w tym przypadku zabieg wyżarzania jest raczej rzadko stosowany [20, 23, 95]. 2.7 Podsumowanie warunki kształtowania plastycznego stopów magnezu Przedstawiona skompilowana analiza stanu wiedzy odnośnie aktualnego wykorzystania stopów magnezu potwierdza potencjał jaki oferują materiały tego typu. Jednocześnie wykazuje, że są one bardzo wymagającymi materiałami z technologicznego punktu widzenia, a możliwości ich szerszego wykorzystania w przemyśle w różnego rodzaju konstrukcjach są mocno ograniczone również przez czynniki ekonomiczne. Małe wydajności produkcyjne spowodowane głównie zalecaną technologią kucia na bardzo wolnych prasach hydraulicznych oraz stosowanie skomplikowanych instalacji grzewczych instalowanych w oprzyrządowaniu przyczyniają się do wysokich kosztów produkcji i małej atrakcyjności wyrobów w porównaniu np. do aluminium. Badanie procesów kucia matrycowego stopów magnezu na urządzeniach kuźniczych takich jak prasy śrubowe i młoty kuźnicze zapewniających większe wydajności produkowanych odkuwek ma na celu znalezienie kompromisu pomiędzy obecnie stosowanymi technologiami oraz kosztami produkcji przy jednoczesnym zapewnieniu wymaganej jakości produkowanych wyrobów. Stale zwiększający się tonaż produkowanego na świecie magnezu a przez to coraz większa jego dostępność na rynku będzie powodowała także stałe zmniejszanie się cen oraz dostępność stopów tego metalu. 37

Jak można zauważyć z przeprowadzonej analizy literaturowej stanu zagadnienia, przy badaniu procesów kucia stopów magnezu na prasach śrubowych i młotach kuźniczych należy zwrócić szczególną uwagę na następujące aspekty: generalnie stopy należą do grupy materiałów wrażliwych na prędkość odkształcenia i zalecane jest wykonywanie procesów obróbki plastycznej na gorąco na prasach hydraulicznych jednocześnie zachowując warunki izotermiczne procesu, zdolność do odkształceń plastycznych poszczególnych stopów magnezu ściśle zależy zarówno od temperatury jak i prędkości samego odkształcenia, w literaturze specjalistycznej brakuje wystarczających analiz i badań dotyczących przypadków zastosowania procesu kucia stopów magnezu na prasach śrubowych i młotach, ze względu na ograniczone płynięcie materiałów ze stopów magnezu odkuwki należy konstruować zapewniając stosunkowo duże promienie zaokrągleń naroży, oraz unikać ostrych przejść, nagłych zmian przekrojów i cienkich żeber, stopy magnezu przy kuciu na gorąco wymagają wysokich nacisków, większych niż przy kuciu aluminium, dlatego przy projektowaniu procesu technologicznego należy uwzględnić ten aspekt przy doborze wielkości urządzenia, wsad do kucia zaleca się nagrzewać w piecach komorowych elektrycznych z wymuszonym obiegiem powietrza zapewniających równomierne nagrzanie wsadu, ze względu na małą pojemność cieplną magnezu i związane z tym szybkie oddawanie ciepła przez materiał proces technologiczny, a także samo stanowisko kucia (odległość pieca od urządzenia kuźniczego) należy zaprojektować w taki sposób aby materiał wsadowy do kucia przebywał jak najkrócej pomiędzy piecem a matrycą, podczas procesu kucia należy utrzymywać wymaganą temperaturę matryc wynoszą ok. 300 ºC poprzez ich stałe podgrzewanie, wykroje matryc do kucia można zaprojektować analogicznie jak przy kuciu stopów aluminium (zaleca się stosowanie osobnych matryc do kucia wstępnego i końcowego), ze względu na rozrost ziarna w przypadku kucia odkuwek w kilku zabiegach przedzielonych ponownym grzaniem, zaleca się stosować obniżanie temperatury o około 10-15 C po każdym etapie, w celu ograniczenia rozrostu ziarna, zaleca się intensywne chłodzenie materiału w powietrzu lub w wodzie bezpośrednio po kuciu, 38

bardzo ważnym aspektem jest technika nanoszenia i rodzaj środka smarnego, zapewniającego zmniejszenie tarcia pomiędzy narzędziem i materiałem, a także łatwego do usunięcia z powierzchni odkuwki w dalszych operacjach, przy przygotowaniu prób doświadczalnych i projektowaniu procesów należy zwrócić szczególną uwagę na czynniki związane z bezpieczeństwem i zagrożeniem pożarowym (należy zapewnić staranne oczyszczanie z wiórów przygotówek magnezowych wkładanych do pieca podczas grzania, unikać ostrych krawędzi z zadziorami mogącymi powodować zapalenie się materiału w piecu, itp.), metoda elementów skończonych (MES) jest głównym narzędziem obliczeń inżynierskich wykorzystywanych przy projektowaniu i symulacjach procesów kucia stopów magnezu. 39

3. Cele i teza pracy Stopy na bazie magnezu ze względu na swoją charakterystyczną heksagonalną budowę strukturalną należą do grupy materiałów stosunkowo mało podatnych do przeróbki plastycznej. Głównym ograniczeniem w tym zakresie jest ich duża skłonność do pękania i związana z tym wrażliwość na prędkość odkształcenia [61]. Wg literatury specjalistycznej dedykowanymi urządzeniami do kucia odkuwek ze stopów magnezu są wolne, a przez to mało wydajne w warunkach przemysłowych prasy hydrauliczne z drogimi systemami grzewczymi zapewniającymi izotermiczne warunki procesu odkształcenia. W celu określenia zdolności wybranych stopów magnezu do odkształceń plastycznych i zbadania ich plastyczności, a także poznania zjawisk ograniczających proces wykonane zostały w warunkach przemysłowych próby doświadczalno-eksperymentalne. Przeprowadzono je na tradycyjnych urządzeniach kuźniczych do przeróbki plastycznej typu prasy śrubowe i młoty matrycowe grubotrzonowe. Urządzenia tego typu przy umiejętnej obsłudze opartej na wiedzy i doświadczeniu personelu technicznego, stosowane są z powodzeniem w niektórych zakładach kuźniczych przy produkcji odkuwek matrycowych i swobodnie kutych z metali lekkich między innymi z wysokowytrzymałych, twardych stopów aluminium serii 7000 [37, 50]. Analiza obecnego stanu wiedzy na temat procesów kucia matrycowego na gorąco stopów magnezu oraz metod modelowania procesów przeróbki plastycznej daje podstawy do sformułowania tezy: Na podstawie numerycznego modelowania procesu oraz eksperymentalnego określenia odpowiednich parametrów technologicznych, możliwe jest prawidłowe projektowanie i realizacja procesów kucia matrycowego na gorąco wybranych stopów magnezu na prasach śrubowych oraz młotach kuźniczych, zapewniających wykonanie odkuwek o założonej jakości. Niniejsza praca zawiera studium teoretyczno-eksperymentalne dotyczące kształtowania stopów magnezu w warunkach przemysłowych. Celem naukowym pracy jest określenie zależności pomiędzy temperaturą i prędkością odkształcenia oraz sposobem chłodzenia odkształcanych stopów magnezu a ich własnościami tj. zdolnością do odkształceń plastycznych, twardością, jakością mikrostruktury i makrostruktury, przewodnością elektryczną właściwą w warunkach kształtowania na przemysłowych maszynach kuźniczych typu prasy śrubowe i młoty kuźnicze. 40

Głównym celem utylitarnym pracy jest stworzenie podstaw do przemysłowego wdrożenia i rozwoju technologii produkcji części i komponentów wykonywanych z wybranych stopów magnezu metodą kucia na gorąco na prasach śrubowych i młotach kuźniczych. Wszystkie próby przemysłowe zostały wykonane w Zakładzie Obróbki Plastycznej Sp. z o.o. w Świdniku. 41

4. Plan badań, urządzenia badawcze i obiekt badań 4.1 Plan badań Badania własne oraz związane z nimi prace podzielone zostały na cztery etapy, dla których zaproponowano następującą metodykę badań: Etap 1. Badania eksperymentalne obejmujące próby spęczania przeprowadzone na reprezentatywnych próbkach świadkach. Etap ten związany jest z określeniem zdolności do odkształceń plastycznych poszczególnych stopów magnezu w różnych wariantach temperaturowych, prędkościach odkształcenia i sposobach chłodzenia wsadu po kuciu. W ramach badań zawarte jest również sprawdzenie mikrostruktury, twardości, przewodności elektrycznej właściwej próbek oraz analiza otrzymanych wyników. Etap 2. Zaprojektowanie procesów technologicznych możliwych do wykonania w warunkach przemysłowych oraz ich weryfikacja przy użyciu symulacji numerycznych metodą elementów skończonych (MES). Danymi wejściowymi do zaprojektowania prawidłowego i możliwego do zrealizowania procesu kucia odkuwek będą optymalne parametry technologiczne otrzymane po badaniach eksperymentalnych wstępnych. Analiza teoretyczna oparta na symulacjach numerycznych pozwoli na wstępną weryfikację prawidłowości opracowanej technologii. Oprócz prześledzenia rozkładu parametrów w materiale takich jak: temperatura, intensywność odkształcenia czy kryterium zniszczenia, możliwe będzie dokonanie ewentualnych korekt w zaprojektowanym procesie technologicznym. Etap 3. Badania eksperymentalne końcowe związane z próbami kucia matrycowego odkuwek w warunkach przemysłowych. Pakiet prób wykonany po szczegółowej analizie wyników badań eksperymentalnych wstępnych i symulacji numerycznych MES przy wykorzystaniu przemysłowych pieców oraz prasy śrubowej i młota kuźniczego. Etap 4. Walidacja opracowanej technologii i ocena jakości otrzymanych odkuwek w stosunku do założonych wymagań technicznych. Kompleksowe badania laboratoryjne wykonanych odkuwek obejmujące sprawdzenie własności wytrzymałościowych, twardości oraz pełne badania strukturalne. 42

Rys. 4.1. Mapa przebiegu badań eksperymentalnych własnych Na rysunku 4.1 zaprezentowano plan badań procesów kucia wybranych stopów magnezu na prasach śrubowych i młotach kuźniczych. Jako czynniki zmienne przyjęto: prędkość odkształcenia związana z rodzajem urządzenia, na którym wykonywany jest proces kucia (prasa śrubowa, młot), temperatura realizacji procesu, rodzaj ośrodka chłodzącego wsad bezpośrednio po kuciu. Jako dane wyjściowe po próbach kucia analizowano: ocenę wizualną jakości powierzchni (brak pęknięć, rozwarstwień i innych wad powierzchniowych oraz podpowierzchniowych), własności wytrzymałościowe odkuwek Rm, Rp0,2, i A5, twardość HB Brinella próbek i odkuwek, przewodność elektryczną właściwą próbek, mikrostrukturę i makrostrukturę próbek i odkuwek. 43

4.2 Charakterystyka urządzeń wykorzystanych przy próbach Wszystkie próby wykonano przy użyciu poniżej wymienionych podstawowych maszyn i urządzeń, wykorzystywanych w warunkach przemysłowych między innymi przy procesach obróbki plastycznej na gorąco stopów aluminium. Piece elektryczne typu PEO-Al z obrotowym trzonem i wymuszonym obiegiem powietrza, przeznaczone do nagrzewu materiałów wsadowych ze stopów aluminium przed kuciem (rysunek 4.2). Piece tego typu zaprojektowane są do grzania wsadów przed kuciem w temperaturach poniżej 550 C. Wyposażone są w ciągłą regulację mocy, ekranowane segmenty grzejne oraz wymuszony obieg powietrza wewnątrz komory roboczej pieca. Zastosowanie takiego rozwiązania konstrukcyjnego zapewnia bardzo wysoką równomierność temperatury w piecu (na poziomie ±5 C) a przez to wymaganą dokładność i stabilność temperaturową procesu nagrzewania. Dzięki osłonięciu elementów grzejnych specjalnymi ekranami możliwe jest zabezpieczenie stopu magnezu wewnątrz pieca przed przegrzaniem i ewentualnym niepożądanym zapłonem. Prasa kuźnicza śrubowa typu F1736A z napędem łukowo-stojanowym (rysunek 4.3a). Prasy tego typu dedykowane są między innymi do kucia stopów aluminium ze względu na możliwość regulowania energii uderzenia. Prędkość narzędzi roboczych podczas procesu wynosi około 0,5 m/sek. Młoty matrycowe kuźnicze grubotrzonowe typ MPM 3150 (rysunek 4.3b) i MPM 10000 (rysunek 4.3c). Urządzenia tego typu są uniwersalnymi maszynami kuźniczymi, oraz charakteryzują się bardzo dużymi prędkościami odkształcenia (narzędzia robocze poruszają się z prędkością w zakresie od 3 do 7 m/sek.). Dodatkowe urządzenia pomocnicze w procesie kucia: automatyczna piła tarczowa do cięcia przygotówek, tokarka uniwersalna do fazowania krawędzi po cięciu, linia do piaskowania odkuwek, szlifierka pneumatyczna do zaczyszczania wad, piła taśmowa do obcinania wypływki. Najważniejsze dane techniczno-ruchowe ww. maszyn i urządzeń zestawiono w tabelach 4.1 4.3. 44

a) b) Rys. 4.2. Piec typu PEO-Al wykorzystany przy próbach do nagrzewania materiałów wsadowych: a) widok ogólny, b) sterowanie pieca a) b) c) Rys. 4.3. Maszyny wykorzystane przy próbach spęczania: a) prasa kuźnicza śrubowa typ F1736A, b) młot matrycowy typ MPM 3150, c) młot matrycowy typ MPM 10000 Tab. 4.1. Podstawowe dane techniczno-ruchowe pieca PEO-Al [26] Rodzaj i typ pieca Piec el. obrotowy z wymuszonym obiegiem powietrza typ PEO-Al Producent ELTERMA Świebodzin Polska Moc grzejna 80 kw Ilość stref grzejnych/ilość pojemników na trzonie obrotowym 3/6 Temperatura pracy 300 550 ºC Dopuszczalna ładowność pieca max. 400 kg Automatyczna regulacja i rejestracja Sterowanie temperatury, termopary typu N, regulatory temperatury JCR-33A R/M 45

Tab. 4.2. Podstawowe dane techniczno-ruchowe prasy F1736A [27] Rodzaj i typ prasy Kuźnicza śrubowa typ F1736A Producent STANKO Rosja Nacisk nominalny 4 MN Nacisk maksymalny 6,3 MN Energia nominalna 40 kj Skok suwaka 460 mm Średnica śruby 220 mm Wymiary stołu 775x875 mm Ilość skoków / minutę 30 Moc silnika 30 kw Masa prasy 28 000 kg Tab. 4.3. Podstawowe dane techniczno-ruchowe młotów typ MPM 3150 i MPM 10000 [24-25] Rodzaj młota i Młot kuźniczy matrycowy podwójnego działania typ młota MPM 3 150 MPM 10 000 Producent HUTA ZYGMUNT Polska Masa bijaka 1000 kg 3000 kg Energia uderzenia 36 kj 110 kj Skok bijaka 800 mm 900 mm Liczba uderzeń / minutę 110 90 Zużycie sprężonego powietrza 12 m 3 /min 22 m 3 /min Masa szaboty 24 000 kg 75 000 kg Masa całego młota 35 000 kg 104 000 kg 4.3 Obiekt badań Do przeprowadzenia badań związanych z określeniem plastyczności stopów magnezu w warunkach przemysłowych wybrano następujące gatunki należące do grupy stopów Mg-Al-Zn: AZ31B, AZ61A, AZ80A i MgAl4Zn, oraz stop WE43B z grupy Mg-Al-RE przewidziany do pracy w podwyższonych temperaturach. Materiały te dostępne są w postaci prętów wyciskanych wykonanych wg norm amerykańskich ASTM B107-13 i ASTM B91 [7-8], oraz rosyjskich norm GOST 14957 i GOST 18351 [38-39]. Typowy zakres ich zastosowania i własności wytrzymałościowych podano poniżej: AZ31B (MgAl3Zn) to stop najbardziej rozpowszechniony i nadający się do przeróbki plastycznej na gorąco. Posiada następujące własności: R m 240 MPa, R p0,2 150 MPa oraz 46

A 5 7 %, twardość w zakresie 50 55 HB. Wykorzystywany jest w konstrukcjach nie przenoszących obciążeń, np. rożnego rodzaju zawiasy, klamki stosowane w budowie śmigłowców i samolotów. AZ61A (MgAl6Zn) to stop średnio podatny do przeróbki plastycznej na gorąco. Posiada własności zbliżone do niskowytrzymałych konstrukcyjnych stopów aluminium: R m 275 MPa, R p0,2 165 MPa oraz A 5 9 %, twardość około 60 HB. Wykorzystywany jest w konstrukcjach przenoszących małe obciążenia statyczne i dynamiczne, np. wsporniki i dźwignie stosowane w budowie struktur lotniczych. AZ80A (MgAl8Zn) to stop trudno odkształcalny i mało podatny do przeróbki plastycznej na gorąco. Cechuje się dobrymi własnościami zbliżonymi do konstrukcyjnych stopów aluminium serii 6000: R m 330 MPa, R p0,2 250 MPa oraz A 5 4 %, twardość około 72 HB. WE43B to stop należący do grupy materiałów zawierających pierwiastki ziem rzadkich RE (Rare Earths). Jest trudno odkształcalny i mało podatny do przeróbki plastycznej na gorąco. Posiada następujące własności: Rm 270 MPa, Rp0,2 195 MPa oraz A5 około 15 %, twardość około 55 HB. Stop przeznaczony jest do pracy w podwyższonych temperaturach do 200 ºC. MgAl4Zn (MA2) to stop wykonany wg rosyjskiej normy GOST 14957 o zawartości aluminium w zakresie 3,0 4,0%, czyli pośrednio pomiędzy stopami AZ31B i AZ61A. Jest podatny do przeróbki plastycznej na gorąco i posiada następujące własności Rm 265 MPa, R p0,2 160 MPa oraz A 5 8 %, twardość w zakresie 55 HB. Znajduje zastosowanie w konstrukcjach nie przenoszących znacznych obciążeń typu łączniki, wsporniki, uchwyty, półpiasty, itp. Skład chemiczny poszczególnych stopów magnezu wybranych do badań zestawiono w formie tabelarycznej w tabeli 4.4. 47

Tab. 4.4. Skład chemiczny poszczególnych stopów magnezu wybranych do badań Pierwiastek Al Zn Mn Fe Si Cu Ni Mg Stop AZ31B wg ASTM B107-13 Skład chemiczny w zakresie % Skład chemiczny w zakresie % Skład chemiczny w zakresie % Skład chemiczny w zakresie % 2,5-3,5 0,6-1,4 0,2-1,0 0,005 max 0,10 max Stop AZ61A wg ASTM B107-13 5,8-7,2 0,4-1,5 0,15-0,5 max 0,005 max 0,10 Stop AZ80A wg ASTM B107-13 7,8-9,2 0,2-0,8 0,12-0,5 max 0,005 max 0,10 Stop MgAl4Zn wg GOST 14957-76 3,0-4,0 0,2-0,8 0,25-0,50 max 0,05 Stop WE43B max 0,10 0,05 max max 0,05 max 0,05 max 0,05 0,005 max max 0,005 max 0,005 max 0,005 reszta reszta reszta reszta Skład chemiczny w zakresie % - max 0,2 max 0,15 - - max 0,03 Y 3,7-4,3%; RE 2,4-4,4%; Zr min 0,4% max 0,005 reszta 5. Badania eksperymentalne podstawowe W ramach badań eksperymentalnych przewidziany został następujący zakres: wybranie metodyki badania plastyczności w warunkach przemysłowych, opracowanie planu wykonania prób, wykonanie próbek do badań oraz ich techniczny opis, wykonanie prób spęczania w warunkach przemysłowych na prasie śrubowej i młocie kuźniczym, ocena wizualna jakościowa powierzchni próbek po wykonanych próbach spęczania, pomiary twardości i przewodności elektrycznej właściwej próbek, badania strukturalne mikroskopowe, analiza otrzymanych wyników prób oraz ustalenie optymalnych parametrów technologicznych dla poszczególnych stopów. 48

5.1 Badanie plastyczności próba spęczania Badanie eksperymentalne plastyczności dla wybranych stopów magnezu wykonano na walcowych próbkach-świadkach metodą tak zwanej próby spęczania. Metodyka przeprowadzenia tego typu próby oparta jest na polskiej normie PN-H-04411:1983 (norma w statusie anulowanej bez zastąpienia). Próba taka ma zastosowanie dla wyrobów i półwyrobów metalowych, głównie w celu określenia ich zdolności do odkształceń plastycznych, oraz wykrycia różnego rodzaju wad powierzchniowych i podpowierzchniowych [42]. Stosowana jest również dla materiałów wyciskanych z metali nieżelaznych o różnych przekrojach przeznaczonych między innymi do przeróbki plastycznej na gorąco. Metoda w dalszym ciągu szeroko wykorzystywana jest w przemyśle hutniczym przy jakościowych badaniach odbiorczych wytworzonych materiałów oraz w zakładach kuźniczych w ramach procesów kontroli dostaw materiałów [10, 59, 82]. Zasada przeprowadzonej próby spęczania polega na swobodnym spęczeniu na gorąco serii próbek (3 sztuki) z wybranego stopu magnezu o przekroju okrągłym wzdłuż jej osi, do ustalonego względnego odkształcenia plastycznego x. Schemat wykonania próby oraz oznaczenie podstawowych wymiarów opisujących próbki przedstawiono na rysunku 5.1. Rys. 5.1. Schemat próby spęczania próbek [82] Sposób oznaczania i określenia podstawowych wielkości przy próbie uwzględniono w tabeli 5.1. 49

Tab. 5.1. Oznaczenie podstawowych wielkości przy próbie spęczania Oznaczenie Określenie wielkości Jednostka d podstawowy wymiar przekroju poprzecznego średnica próbki mm h wysokość próbki przed spęczaniem mm wysokość próbki po spęczaniu h1 n x h 1 = n h h 1 = (1 x 100 ) ˑ h wskaźnik wysokości próbki po spęczaniu n = 1 x 100 względne odkształcenie plastyczne próbki x = h h 1 h 100 mm - % W celu pełnego zbadania zdolności wybranych stopów magnezu AZ31B, AZ61A, AZ80A, WE43B i MgAn4Zn do odkształceń plastycznych przy założonych różnych prędkościach odkształcenia przygotowane próbki należało spęczyć w warunkach zbliżonych do statycznych (na prasie) i dynamicznych (na młocie). Spęczanie było realizowane do momentu osiągnięcia wysokości h1 obliczonej na podstawie względnego odkształcenia próbki x lub wskaźnika wysokości próbki po spęczaniu n. 5.2 Plan wykonania prób spęczania Zaplanowano, że próba zostanie wykonana na płaskich kowadłach z wyfrezowanym wykrojem do spęczania o głębokości 10 mm (±0,1 mm). Stanowisko do wykonania prób przedstawiono na rysunku 5.2. Rozwiązanie takie zapewnia równoległe ustawienie względem siebie powierzchni oporowych kowadeł oraz uniknięcie skośnego odkształcenia próbki. Analiza wyników prób dokonana została na podstawie oceny wizualnej powierzchni spęczonej próbki. Pojawienie się wad w postaci pęknięć, rozwarstwień lub innych oznak utraty spójności materiału dyskwalifikuje próbki. W przypadkach konieczności sprawdzenia rodzaju lub głębokości zalegania wady powierzchni były zaczyszczane tarczą szlifierską. Próby spęczania wykonano dla przyjętej wartości względnego odkształcenia plastycznego x = 66 %. 50

Rys. 5.2. Stanowisko wykorzystane przy próbach spęczania Na podstawie dotychczas przeprowadzonej analizy literaturowej ustalono, że w celu zbadania zdolności poszczególnych stopów magnezu do przeróbki plastycznej na gorąco na prasie śrubowej i młocie próba spęczania zostanie przeprowadzona dla trzech różnych temperatur 350 C, 410 C i 450 C. Podstawowe wielkości opisujące próbę, oraz wymiary geometryczne samych próbek dla poszczególnych gatunków stopów magnezu zestawiono w poniższych tabelach. Dla materiału AZ31B próbki oznaczone zostały seriami od 1 do 12 a zestawienie przedstawiono w tabeli 5.2. Tab. 5.2. Zestawienie i opis wymiarów próbek ze stopu AZ31B przeznaczonych do prób spęczania Serie d h h Urządzenie 1 n x Temp. Ośrodek próbek [mm] [mm] [mm] [-] [%] grzania chłodzący Próbki z materiału AZ31B (MgAl3Zn) 1, 1A, 1B 20 30 10 1/3 66 350 C powietrze 2, 2A, 2B 20 30 10 1/3 66 350 C H 2O 10 40 C Prasa 3, 3A, 3B śrubowa 20 30 10 1/3 66 410 C powietrze 4, 4A, 4B 5, 5A, 5B F1736A (6,3 MN) 20 20 30 30 10 10 1/3 1/3 66 66 410 C 450 C H 2O 10 40 C powietrze 6, 6A, 6B 20 30 10 1/3 66 450 C H 2O 10 40 C 7, 7A, 7B 20 30 10 1/3 66 350 C powietrze 8, 8A, 8B 20 30 10 1/3 66 350 C H 2O 10 40 C 9, 9A, 9B Młot MPM 20 30 10 1/3 66 410 C powietrze 10, 10A, 10B 3150 (36 kj) 20 30 10 1/3 66 410 C H 2O 10 40 C 11, 11A, 11B 20 30 10 1/3 66 450 C powietrze 12, 12A, 12B 20 30 10 1/3 66 450 C H 2O 10 40 C 51

Dla materiału AZ61A (próbki oznaczone seriami od 13 do 24) zestawienie przedstawiono w tabeli 5.3. Tab. 5.3. Zestawienie i opis wymiarów próbek ze stopu AZ61A przeznaczonych do prób spęczania Serie d h h Urządzenie 1 n x Temp. Ośrodek próbek [mm] [mm] [mm] [-] [%] grzania chłodzący Próbki z materiału AZ61A (MgAl6Zn) 13, 13A, 13B 20 30 10 1/3 66 350 C powietrze 14, 14A, 14B 20 30 10 1/3 66 350 C H 2O 10 40 C Prasa 15, 15A, 15B śrubowa 20 30 10 1/3 66 410 C powietrze 16, 16A, 16B 17, 17A, 17B F1736A (6,3 MN) 20 20 30 30 10 10 1/3 1/3 66 66 410 C 450 C H 2O 10 40 C powietrze 18, 18A, 18B 20 30 10 1/3 66 450 C H 2O 10 40 C 19, 19A, 19B 20 30 10 1/3 66 350 C powietrze 20, 20A, 20B 20 30 10 1/3 66 350 C H 2O 10 40 C 21, 21A, 21B Młot MPM 20 30 10 1/3 66 410 C powietrze 22, 22A, 22B 3150 (36 kj) 20 30 10 1/3 66 410 C H 2O 10 40 C 23, 23A, 23B 20 30 10 1/3 66 450 C powietrze 24, 24A, 24B 20 30 10 1/3 66 450 C H 2O 10 40 C Dla materiału AZ80A (próbki oznaczone seriami od 25 do 36) zestawienie przedstawiono w tabeli 5.4. Tab. 5.4. Zestawienie i opis wymiarów próbek ze stopu AZ80A przeznaczonych do prób spęczania Serie d h h Urządzenie 1 n x Temp. Ośrodek próbek [mm] [mm] [mm] [-] [%] grzania chłodzący Próbki z materiału AZ80A (MgAl8Zn) 25, 25A, 25B 20 30 10 1/3 66 350 C powietrze 26, 26A, 26B 20 30 10 1/3 66 350 C H 2O 10 40 C Prasa 27, 27A, 27B śrubowa 20 30 10 1/3 66 410 C powietrze 28, 28A, 28B 29, 29A, 29B F1736A (6,3 MN) 20 20 30 30 10 10 1/3 1/3 66 66 410 C 450 C H 2O 10 40 C powietrze 30, 30A, 30B 20 30 10 1/3 66 450 C H 2O 10 40 C 31, 31A, 31B 20 30 10 1/3 66 350 C powietrze 32, 32A, 32B 20 30 10 1/3 66 350 C H 2O 10 40 C 33, 33A, 33B Młot MPM 20 30 10 1/3 66 410 C powietrze 34, 34A, 34B 3150 (36 kj) 20 30 10 1/3 66 410 C H 2O 10 40 C 35, 35A, 35B 20 30 10 1/3 66 450 C powietrze 36, 36A, 36B 20 30 10 1/3 66 450 C H 2O 10 40 C 52

Dla materiału WE43B (próbki oznaczone seriami od 37 do 48) zestawienie przedstawiono w tabeli 5.5. Tab. 5.5. Zestawienie i opis wymiarów próbek ze stopu WE43 przeznaczonych do prób spęczania Serie d h h Urządzenie 1 n x Temp. Ośrodek próbek [mm] [mm] [mm] [-] [%] grzania chłodzący Próbki z materiału WE43B 37, 37A, 37B 22 33 11 1/3 66 350 C powietrze 38, 38A, 38B 22 33 11 1/3 66 350 C H 2O 10 40 C Prasa 39, 39A, 39B śrubowa 22 33 11 1/3 66 410 C powietrze 40, 40A, 40B 41, 41A, 41B F1736A (6,3 MN) 22 22 33 33 11 11 1/3 1/3 66 66 410 C 450 C H 2O 10 40 C powietrze 42, 42A, 42B 22 33 11 1/3 66 450 C H 2O 10 40 C 43, 43A, 43B 22 33 11 1/3 66 350 C powietrze 44, 44A, 44B 22 33 11 1/3 66 350 C H 2O 10 40 C 45, 45A, 45B Młot MPM 22 33 11 1/3 66 410 C powietrze 46, 46A, 46B 3150 (36 kj) 22 33 11 1/3 66 410 C H 2O 10 40 C 47, 47A, 47B 22 33 11 1/3 66 450 C powietrze 48, 48A, 48B 22 33 11 1/3 66 450 C H 2O 10 40 C Dla materiału MgAl4Zn (próbki oznaczone seriami od 49 do 60) zestawienie przedstawiono w tabeli 5.6. Tab. 5.6. Zestawienie i opis wymiarów próbek ze stopu MgAl4Zn przeznaczonych do prób spęczania Serie d h h Urządzenie 1 n x Temp. Ośrodek próbek [mm] [mm] [mm] [-] [%] grzania chłodzący Próbki z materiału MgAl4Zn 49, 49A, 49B 22 33 11 1/3 66 350 C powietrze 50, 50A, 50B 22 33 11 1/3 66 350 C H 2O 10 40 C 51, 51A, 51B Prasa śrubowa 22 33 11 1/3 66 410 C powietrze F1736A 52, 52A, 52B 22 33 11 1/3 66 410 C H (630 T) 2O 10 40 C 53, 53A, 53B 22 33 11 1/3 66 450 C powietrze 54, 54A, 54B 22 33 11 1/3 66 450 C H 2O 10 40 C 55, 55A, 55B 22 33 11 1/3 66 350 C powietrze 56, 56A, 56B 22 33 11 1/3 66 350 C H 2O 10 40 C 57, 57A, 57B Młot MPM 22 33 11 1/3 66 410 C powietrze 58, 58A, 58B 3150 (36 kj) 22 33 11 1/3 66 410 C H 2O 10 40 C 59, 59A, 59B 22 33 11 1/3 66 450 C powietrze 60, 60A, 60B 22 33 11 1/3 66 450 C H 2O 10 40 C 53

Podczas próby narzędzia nagrzewano do temperatury w przedziale 250 300 ºC w celu ograniczenia zjawiska zbyt intensywnego odbierania ciepła przez narzędzia od materiału. Dla poszczególnych wariantów przewidziano chłodzenie próbek po spęczaniu w dwóch różnych ośrodkach wodzie o temperaturze 10 25 C i powietrzu. Zgodnie z zaleceniami normy, do badań przeznaczono serie próbek (po 3 sztuki) dla każdego wariantu, który określony został jednym gatunkiem materiału, tym samym stanowiskiem wykorzystanym do spęczania (prasa śrubowa i młot kuźniczy), temperaturą grzania oraz ośrodkiem chłodzącym. Na rysunku 5.3 przedstawiono wygląd przykładowych próbek przygotowanych do próby spęczania. Odcinki próbne pobrano z prętów wyciskanych, które pocięto na ustalony wymiar na pile tarczowej. Powierzchnia czołowa próbek została obustronnie splanowana na tokarce w celu zapewnienia prostopadłości powierzchni czołowych do osi wzdłużnej. Wysokość próbek wynosiła 1,5 długości podstawowego wymiaru przekroju poprzecznego (średnicy) próbki. Tolerancje wymiaru wysokości próbki nie przekraczały ± 5%. Ze względów na zagrożenie pożarowe materiały przed grzaniem w piecu starannie oczyszczono z wszelkich pozostałości wiórów mogących być źródłem ich potencjalnego zapalenia się wewnątrz komory roboczej pieca. Rys. 5.3. Przykładowe próbki 20x30 mm z materiału AZ31B wykorzystane w próbie spęczania 5.3 Wykonanie prób spęczania oraz ocena jej wyników W celu określenia zdolności do odkształceń plastycznych poszczególnych stopów magnezu materiały podczas próby grzano do trzech różnych temperatur (350 C, 410 ºC i 450 C). Nagrzew wsadu zrealizowano w przemysłowym elektrycznym piecu komorowym typu PEO-Al z obrotowym trzonem i wymuszonym obiegiem powietrza. Piec dedykowany jest do grzania materiałów wsadowych ze stopów aluminium przed kuciem zapewniając jednocześnie równomierność rozkładu temperatury w komorze roboczej pieca na poziomie ±5 ºC. Czas grzania próbek ustalony został na 1 minutę na 1 mm ich umownej grubości, która dla materiałów o przekroju okrągłym jest równa wartości średnicy. Tolerancja czasu grzania wsadu w piecu wynosiła +3 min. Po nagrzaniu wsadu do poszczególnych temperatur wykonano 54

operację swobodnego spęczania próbek na płaskich kowadłach po czym chłodzono je w wodzie lub powietrzu. Późniejsze oględziny wizualne powierzchni spęczonych próbek przeprowadzono nieuzbrojonym okiem oraz za pomocą lupy o powiększeniu 5x. W tabeli 5.7 przedstawiono zbiorcze zestawienie oceny wizualnej dla próbek spęczonych z materiału AZ31B (numery serii próbek od 1 do 12) wraz z opisem występujących wad powierzchni. Tab. 5.7. Opis próbek z materiału AZ31B po przeprowadzeniu próby spęczania Serie próbek Urządzenie Temp. grzania/ chłodzenie Próbki spęczone z materiału AZ31B (MgAl3Zn) Opis i uwagi 1, 1A,1B 350 C/powietrze próbki zdyskwalifikowane ze względu na rozwarstwienia na powierzchniach czołowych próbek (powierzchnia boczna bez rozwarstwień) próbki zdyskwalifikowane ze względu na 2, 2A, 2B Prasa 350 C/woda rozwarstwienia na powierzchniach czołowych próbek śrubowa (powierzchnia boczna bez rozwarstwień) 3, 3A,3B F1736A 410 C/powietrze próbki akceptowalne (brak rozwarstwień) (6,3 MN) 4, 4A, 4B 410 C/woda próbki akceptowalne (brak rozwarstwień) 5, 5A, 5B 450 C/powietrze próbki akceptowalne (brak rozwarstwień) 6, 6A, 6B 450 C/woda próbki akceptowalne (brak rozwarstwień) 7, 7A, 7B 350 C/powietrze próbki zdyskwalifikowane ze względu na rozwarstwienia na powierzchniach czołowych próbek (powierzchnia boczna bez rozwarstwień) próbki zdyskwalifikowane ze względu na 8, 8A, 8B Młot MPM 350 C/woda rozwarstwienia na powierzchniach czołowych próbek (powierzchnia boczna bez rozwarstwień) 3150 9, 9A, 9B (36 kj) 410 C/powietrze próbki akceptowalne (brak rozwarstwień) 10, 10A, 10B 410 C/woda próbki akceptowalne (brak rozwarstwień) 11, 11A, 11B 450 C/powietrze próbki akceptowalne (brak rozwarstwień) 12, 12A, 12B 450 C/woda próbki akceptowalne (brak rozwarstwień) W tabeli 5.8 przedstawiono fotografie przykładowych próbek z materiału AZ31B (serie próbek od 1 do 12) z wyglądem ich powierzchni oraz wad powstałych przy spęczaniu. Wszystkie próbki odkształcane w najniższej temperaturze 350 C zarówno na prasie śrubowej (serie nr 1, 2) jak i na młocie (serie nr 7, 8) posiadają rozwarstwienia na powierzchni czołowej. Świadczyć może to o zbyt niskiej temperaturze kucia pomimo, że powierzchnie boczne spęczonych próbek są prawidłowe, wolne od wad i typowe dla spęczania swobodnego. Stop magnezu AZ31B zachowuje dobrą plastyczność zarówno na prasie śrubowej jak i na młocie kuźniczym w temperaturach 410 C i 450 C. Świadczy o tym brak pęknięć i wad powierzchniowych powstałych na próbkach z serii od 3 do 6 oraz od 9 do 12. 55

Tab. 5.8. Wygląd powierzchni próbek z materiału AZ31B po próbie spęczania Próbki spęczone z materiału AZ31B (MgAl3Zn) W tabeli 5.9 przedstawiono zbiorcze zestawienie oceny wizualnej wraz z opisem wad powstałych na powierzchniach bocznych i czołowych spęczonych próbek z materiału AZ61A (serie próbek od 13 do 24). 56

Tab. 5.9. Opis próbek z materiału AZ61A po przeprowadzeniu próby spęczania Serie próbek 13, 13A, 13B Urządzenie Temp. grzania/ chłodzenie Próbki spęczone z materiału AZ61A (MgAl6Zn) 350 C/powietrze Opis i uwagi próbki zdyskwalifikowane ze względu na rozwarstwienia na powierzchniach bocznych i czołowych próbek próbki zdyskwalifikowane ze względu na rozwarstwienia na powierzchniach bocznych i czołowych próbek 14, 14A, 14B 350 C/woda 15, 15A, 15B Prasa śrubowa 410 C/powietrze próbki akceptowalne (brak rozwarstwień) 16, 16A, 16B F1736A 410 C/woda próbki akceptowalne (brak rozwarstwień) (6,3 MN) 17, 17A, 17B 450 C/powietrze 18, 18A, 18B 450 C/woda 19, 19A, 19B 350 C/powietrze 20, 20A, 20B 350 C/woda 21, 21A, 21B Młot MPM 3150 410 C/powietrze 22, 22A, 22B (36 kj) 410 C/woda 23, 23A, 23B 450 C/powietrze 24, 24A, 24B 450 C/woda próbki zdyskwalifikowane ze względu na nieliczne rozwarstwienia na powierzchniach bocznych i czołowych próbek próbki zdyskwalifikowane ze względu na nieliczne rozwarstwienia na powierzchniach bocznych i czołowych próbek próbki zdyskwalifikowane dwie całkowicie uszkodzone, jedna prawidłowa próbki zdyskwalifikowane jedna całkowicie uszkodzona, dwie prawidłowe próbki wątpliwe lekko rozwarstwione na powierzchni bocznej (wymagane zaczyszczanie) próbki wątpliwe lekko rozwarstwione na powierzchni bocznej (wymagane zaczyszczanie) próbki zdyskwalifikowane ze względu na rozwarstwienia na powierzchniach bocznych próbki zdyskwalifikowane ze względu na rozwarstwienia na powierzchniach bocznych W tabeli 5.10 przedstawiono zdjęcia próbek z materiału AZ61A (serie próbek od 13 do 24) z wyglądem ich powierzchni oraz wad powstałych przy spęczaniu. Próbki odkształcane w najniższej temperaturze 350 C zarówno na prasie śrubowej (serie nr 13, 14) jak i na młocie (serie nr 19, 20) posiadają rozwarstwienia na powierzchniach bocznych i czołowych. Należy nadmienić, że wśród próbek spęczanych w najniższej temperaturze na młocie część była prawidłowa, ale od strony statystycznej w przypadku pojawienia się w serii próbek zgodnych i niezgodnych zostały one uznane jako nieprawidłowe. Stop magnezu AZ61A zachowuje zadowalającą plastyczność jedynie na prasie śrubowej i tylko przy temperaturze 410 C. Przy tej temperaturze próbki spęczane na młocie (serie nr 21 i 22) zakwalifikowano jak wątpliwe z powodu nielicznych pojawiających wad na powierzchni bocznej. Powodem może być większa wrażliwość tego materiału na odkształcenia z dużymi prędkościami. Temperatura 450 C przy odkształceniu na obydwu urządzeniach jest zbyt wysoka i powoduje zaczątki kruchego pękania materiału (serie próbek nr 17, 18 i 23, 24). 57

Tab. 5.10. Wygląd powierzchni próbek z materiału AZ61A po próbie spęczania Próbki spęczone z materiału AZ61A (MgAl6Zn) W tabeli 5.11 zestawiono opis wad powstałych na powierzchniach bocznych i czołowych próbek spęczonych z materiału AZ80A (serie próbek od 25 do 36). 58

Tab. 5.11. Opis próbek z materiału AZ80A po przeprowadzeniu próby spęczania Serie próbek 25, 25A, 25B Urządzenie Temp. grzania/ chłodzenie Próbki spęczone z materiału AZ80A (MgAl8Zn) 350 C/powietrze 26, 26A, 26B Prasa 350 C/woda 27, 27A, 27B śrubowa F1736A 410 C/powietrze 28, 28A, 28B (6,3 MN) 410 C/woda Opis i uwagi próbki zdyskwalifikowane nieregularny kształt próbki po spęczaniu, rozwarstwienia na czole próbki próbki zdyskwalifikowane ze względu na nieregularny kształt próbki zdyskwalifikowane rozwarstwienia na powierzchni bocznej próbki zdyskwalifikowane rozwarstwienia na powierzchni bocznej 29, 29A, 29B 450 C/powietrze próbki zdyskwalifikowane całkowicie popękane 30, 30A, 30B 450 C/woda próbki zdyskwalifikowane całkowicie popękane 31, 31A, 31B 350 C/powietrze próbki zdyskwalifikowana ze względu na nieregularny kształt próbki zdyskwalifikowana ze względu na 32, 32A, 32B 350 C/woda nieregularny kształt Młot MPM 33, 33A, 33B 3150 410 C/powietrze próbki zdyskwalifikowane całkowicie popękane 34, 34A, 34B (36 kj) 410 C/woda próbki zdyskwalifikowane całkowicie popękane 35, 35A, 35B 450 C/powietrze próbki zdyskwalifikowane całkowicie popękane 36, 36A, 36B 450 C/woda próbki zdyskwalifikowane całkowicie popękane W tabeli 5.12 przedstawiono wygląd próbek z materiału AZ80A (serie próbek od 25 do 36) z wyglądem ich powierzchni oraz wad powstałych przy spęczaniu. Próbki odkształcane w najniższej temperaturze 350 C na prasie śrubowej (nr 25, 26) posiadają nieregularny kształt i pojawiające się rozwarstwienia na powierzchni czołowej. W analogiczny sposób w tej temperaturze zachowuje się również materiał podczas spęczana na młocie (próbki nr 31, 32). Stop ten nie zachowuje również zadowalającej plastyczności przy temperaturze 410 C. Przy tej temperaturze próbki spęczane na prasie (nr 27 i 28) posiadają rozwarstwienia na powierzchni bocznej. Próbki spęczane na młocie (nr 33 i 34) uległy całkowitemu zniszczeniu. Należy zauważyć, że w przypadku tego materiału można zaobserwować wyraźny wpływ temperatury i prędkości odkształcenia na zdolność do odkształceń plastycznych. Z przeprowadzonych badań eksperymentalnych wynika, że stop ten charakteryzuje się dużą wrażliwością na odkształcenia z dużymi prędkościami. Należy podkreślić, że próbki spęczane na prasie śrubowej w temperaturach 350 C i 410 C posiadają zdecydowanie mniej uszkodzeń w porównaniu do tych odkształcanych na młocie. Temperatura 450 C przy odkształceniu na obydwu urządzeniach jest zbyt wysoka i powoduje kruche pękanie materiału (próbki nr 29, 30 i 35, 36). 59

Tab. 5.12. Wygląd powierzchni próbek z materiału AZ80A po próbie spęczania Próbki spęczone z materiału AZ80A (MgAl8Zn) W tabeli 5.13 przedstawiono zbiorcze zestawienie wraz z opisem oceny wizualnej powierzchni próbek po spęczaniu z materiału WE43B (serie próbek od 37 do 48). 60

Tab. 5.13. Opis próbek z materiału WE43B po przeprowadzeniu próby spęczania Serie próbek Urządzenie Temp. grzania/ chłodzenie Próbki spęczone z materiału WE43B Opis i uwagi 37, 37A, 37B 350 C/powietrze próbki zdyskwalifikowane na powierzchni czołowej liczne zadziory i rozwarstwienia próbki zdyskwalifikowane na powierzchni 38, 38A, 38B 350 C/woda czołowej liczne zadziory i rozwarstwienia Prasa próbki wątpliwe na powierzchni czołowej próbki 39, 39A, 39B śrubowa 410 C/powietrze rozwarstwienia 40, 40A, 40B F1736 próbki wątpliwe na powierzchni czołowej próbki 410 C/woda (6,3 MN) rozwarstwienia 41, 41A, 41B 450 C/powietrze próbki zdyskwalifikowane na powierzchni czołowej pojawiające się zadziory i rozwarstwienia 42, 42A, 42B 450 C/woda próbki zdyskwalifikowane na powierzchni czołowej pojawiające się zadziory i rozwarstwienia 43, 43A, 43B 350 C/powietrze próbki zdyskwalifikowane całkowicie popękane 44, 44A, 44B 350 C/woda próbki zdyskwalifikowane całkowicie popękane 45, 45A, 45B Młot MPM 410 C/powietrze próbki zdyskwalifikowane całkowicie popękane 3150 46, 46A, 46B (36 kj) 410 C/woda próbki zdyskwalifikowane całkowicie popękane 47, 47A, 47B 450 C/powietrze próbki zdyskwalifikowane całkowicie popękane 48, 48A, 48B 450 C/woda próbki zdyskwalifikowane całkowicie popękane W tabeli 5.14 przedstawiono wygląd próbek z materiału WE43B (serie próbek od 37 do 48). Na próbkach odkształcanych w najniższej temperaturze 350 C na prasie śrubowej (nr 37, 38) pojawiły się liczne uszkodzenia powierzchniowe i zadziory. Próbki spęczane na młocie (nr 43, 44) są również zdyskwalifikowane ze względu na liczne pęknięcia. Stop ten nie zachowuje również zadowalającej plastyczności przy temperaturze 410 C. Przy tej temperaturze próbki spęczane na prasie śrubowej (nr 39 i 40) posiadają regularny kształt powierzchni bocznej ale z rozwarstwieniem na czole próbki spowodowanym pozostałością ostrej krawędzi po cięciu. Temperatura 450 C dla próbek spęczanych na prasie śrubowej (nr 41 i 42) jest za wysoka ze względu na pojawianie się na powierzchniach czołowych drobnych zadziorów będących zaczątkiem utraty spójności materiału. Próbki spęczane na młocie we wszystkich badanych temperaturach (od nr 43 do 48) uległy całkowitemu zniszczeniu. Należy podkreślić, że w przypadku tego stopu można również zaobserwować wpływ prędkości odkształcenia na zdolność do odkształceń plastycznych. Próbki spęczane na prasie śrubowej we wszystkich temperaturach posiadają zdecydowanie mniej uszkodzeń w porównaniu do tych odkształcanych młocie. 61

Tab. 5.14. Wygląd powierzchni próbek z materiału WE43B po próbie spęczania Próbki spęczone z materiału WE43B W tabeli 5.15 przedstawiono zbiorcze zestawienie oceny wizualnej dla próbek spęczonych z materiału MgAl4Zn wraz z opisem oceny jakości powierzchni bocznych i czołowych (serie próbek od 49 do 60). 62

Tab. 5.15. Opis próbek z materiału MgAl4Zn po przeprowadzeniu próby spęczania Serie próbek Urządzenie Temp. grzania/ chłodzenie Próbki spęczone z materiału MgAl4Zn (MA2) Opis i uwagi 49, 49A, 49B 350 C/powietrze Próbki zdyskwalifikowane pęknięcia i rozwarstwienia na powierzchni bocznej 50, 50A, 50B Prasa 350 C/woda Próbki zdyskwalifikowane rozwarstwienia na powierzchni czołowej 51, 51A, 51B śrubowa 410 C/powietrze próbki prawidłowe - bez rozwarstwień F1736A 52, 52A, 52B (6,3 MN) 410 C/woda próbki prawidłowe - bez rozwarstwień 53, 53A, 53B 450 C/powietrze próbki prawidłowe - bez rozwarstwień 54, 54A, 54B 450 C/woda próbki prawidłowe - bez rozwarstwień 55, 55A, 55B 350 C/powietrze Próbki zdyskwalifikowane rozwarstwienia na powierzchni czołowej Próbki zdyskwalifikowane pęknięcia i 56, 56A, 56B 350 C/woda rozwarstwienia na powierzchni bocznej Młot MPM 57, 57A, 57B 3150 410 C/powietrze próbki prawidłowe - bez rozwarstwień 58, 58A, 58B (36 kj) 410 C/woda próbki prawidłowe - bez rozwarstwień 59, 59A, 59B 450 C/powietrze próbki prawidłowe - bez rozwarstwień 60, 60A, 60B 450 C/woda próbki prawidłowe - bez rozwarstwień W tabeli 5.16 przedstawiono próbki z materiału MgAl4Zn z wyglądem ich powierzchni oraz wad powstałych przy spęczaniu (serie próbek od 49 do 60). Wszystkie próbki odkształcane w najniższej temperaturze 350 C zarówno na prasie śrubowej (nr 49, 50) jak i na młocie (nr 55, 56) są zdyskwalifikowane ponieważ posiadają rozwarstwienia na powierzchniach czołowych lub bocznych. Świadczyć może to o zbyt niskiej temperaturze i większej wrażliwości tego stopu na prędkość odkształcenia w porównaniu do materiału AZ31B. Stop magnezu MgAl4Zn zachowuje zadowalającą plastyczność zarówno na prasie śrubowej jak i na młocie kuźniczym w temperaturach 410 C i 450 C. Świadczy o tym brak uszkodzeń próbek serii od 51 do 54 oraz od 57 do 60. Należy zauważyć że stop MgAl4Zn charakteryzuje się dobrą podatnością do obróbki plastycznej na gorąco porównywalną z AZ31B (MgAl3Zn). 63

Tab. 5.16. Wygląd powierzchni próbek z materiału MgAl4Zn po próbie spęczania Próbki spęczone z materiału MgAl4Zn (MA2) Próbki z widocznymi wadami powierzchniowymi będącymi oznakami utraty spójności materiału uznane zostały jak zdyskwalifikowane. Do dalszych badań laboratoryjnych i pomiarów przeznaczono tylko próbki prawidłowe ze stopów AZ31B, AZ61A i MgAl4Zn. 64

5.4 Pomiary twardości i przewodności elektrycznej właściwej Pomiary twardości wykonane zostały na wybranych próbkach po przeprowadzonych operacjach spęczania. Materiały przeznaczone do badań zostały przygotowane poprzez przeszlifowanie powierzchni czołowych zapewniając ich równoległość podczas trwania pomiaru. Twardość zmierzono przy użyciu twardościomierza HPO-250 z zastosowaniem wgłębnika kulki o średnicy 2,5 mm z węglików spiekanych, pod obciążeniem 306,5 N. Pomiar wykonano metodą Brinella wg metodyki określonej w normie PN-EN ISO 6506-1:2014, przy stałej temperaturze otoczenia. Odczyt otrzymanej średnicy odcisku kulki został wykonany przy pomocy mikroskopu optycznego dla dwóch prostopadłych do siebie kierunków (mierzone średnice d1 i d2), a uzyskana twardość została określona dla obliczonej wartości średniej średnicy. W celu wyeliminowania ewentualnych błędów przeprowadzone zostały trzy niezależne pomiary na każdej badanej próbce. Głównym celem wykonania pomiarów HB była ocena wpływu temperatury spęczania próbek, oraz zastosowanych warunków chłodzenia na twardość materiału w zależności od gatunku stopu i rodzaju urządzenia wykorzystanego podczas procesu. Pomiary przewodności przeprowadzone zostały w celu oceny struktury materiału po spęczaniu, stanu obróbki cieplnej, a także informacyjnie dla potwierdzenia zgodności gatunków poszczególnych stopów magnezu z których wykonane zostały próbki. Jest to rodzaj badania nieniszczącego szeroko stosowany między innymi w lotnictwie w operacjach kontroli jakości części wykonanych z metali nieżelaznych. Umożliwia ono określenie własności materiału wykorzystując zjawisko przewodności elektrycznej i analizując jej zmiany w zależności od stanu materiału. Zaletą tej metody jest szybki pomiar stopnia jednorodności struktury w poszczególnych próbkach oraz możliwość ich wykorzystania do dalszych badań. Pomiary zostały wykonane wg metodyki wewnętrznej instrukcji nr IK KJ 023 wykorzystywanej w Zakładzie Obróbki Plastycznej sp. z o.o. w Świdniku. W tab. od 5.17 do 5.19 przedstawiono w formie tabelarycznej wyniki otrzymanych pomiarów twardości próbek z wybranych stopów magnezu AZ31B, AZ61A i MgAl4Zn po wykonaniu spęczania. Temperatura podczas pomiarów wynosiła 21 C. 65

Tab. 5.17. Wyniki pomiarów twardości HB próbek z materiału AZ31B Nr próbki 1A 2A 3A 4A 5A 6A 7A 8A 9A 10A 11A 12A materiał wsadowy pręt AZ31B Urządzenie/ temp. spęczania/ ośrodek chłodzący prasa śrubowa/ 350 C/ powietrze prasa śrubowa/ 350 C/ woda prasa śrubowa/ 410 C/ powietrze prasa śrubowa/ 410 C/ woda prasa śrubowa/ 450 C/ powietrze prasa śrubowa/ 450 C/ woda młot/ 350 C/ powietrze młot/ 350 C/ woda młot/ 410 C/ powietrze młot/ 410 C/ woda młot/ 450 C/ powietrze młot/ 450 C/ woda - Średnica odcisku [mm] Twardość d 1 d 2 wartość średnia HBW 2,5/31,25 Próbki spęczone z materiału AZ31B 0,772 0,787 0,779 63,8 0,772 0,778 0,775 64,6 0,798 0,818 0,808 59,4 0,758 0,776 0,767 65,9 0,767 0,767 0,767 65,9 0,775 0,775 0,775 64,6 0,790 0,788 0,789 62,1 0,800 0,800 0,800 60,5 0,806 0,814 0,810 59,0 0,822 0,812 0,817 57,9 0,804 0,804 0,804 59,8 0,804 0,814 0,809 59,0 0,800 0,800 0,800 60,5 0,792 0,804 0,798 60,9 0,812 0,807 0,810 59,0 0,822 0,800 0,811 59,0 0,824 0,808 0,816 58,3 0,832 0,824 0,827 65,5 0,802 0,738 0,800 60,5 0,816 0,814 0,815 58,3 0,808 0,802 0,805 59,8 0,783 0,775 0,719 63,8 0,784 0,784 0,784 62,9 0,765 0,762 0,763 66,8 0,827 0,827 0,827 56,5 0,803 0,820 0,806 59,4 0,790 0,790 0,790 62,1 0,797 0,797 0,797 60,9 0,808 0,808 0,808 59,4 0,798 0,798 0,798 60,9 0,798 0,804 0,801 60,5 0,810 0,810 0,810 59,0 0,834 0,835 0,835 55,4 0,808 0,814 0,811 59,0 0,792 0,800 0,796 61,3 0,823 0,811 0,817 57,9 0,828 0,820 0,824 56,8 0,828 0,828 0,828 56,5 0,840 0,830 0,835 55,4 66

Tab. 5.18. Wyniki pomiarów twardości HB próbek z materiału AZ61A Nr próbki 13A 14A 15A 16A 17A 18A 19A 20A 21A 22A 23A 24A materiał wsadowy pręt AZ61A Urządzenie/ temp. spęczania/ ośrodek chłodzący prasa śrubowa/ 350 C/ powietrze prasa śrubowa/ 350 C/ woda prasa śrubowa/ 410 C/ powietrze prasa śrubowa/ 410 C/ woda prasa śrubowa/ 450 C/ powietrze prasa śrubowa/ 450 C/ woda młot/ 350 C/ powietrze młot/ 350 C/ woda młot/ 410 C/ powietrze młot/ 410 C/ woda młot/ 450 C/ powietrze młot/ 450 C/ woda - Średnica odcisku [mm] Twardość d 1 d 2 wartość średnia HBW 2,5/31,25 Próbki spęczone z materiału AZ61A 0,753 0,755 0,714 68,2 0,776 0,788 0,782 63,3 0,777 0,777 0,777 64,2 0,770 0,770 0,770 65,5 0,774 0,776 0,775 64,6 0,780 0,780 0,780 63,8 0,785 0,790 0,787 62,5 0,780 0,775 0,777 64,2 0,782 0,790 0,786 62,9 0,765 0,765 0,765 66,4 0,754 0,756 0,756 68,2 0,756 0,750 0,756 68,2 0,788 0,788 0,788 62,5 0,798 0,798 0,798 60,9 0,803 0,803 0,803 60,1 0,808 0,808 0,808 59,4 0,808 0,820 0,814 58,3 0,808 0,808 0,808 59,4 0,794 0,794 0,794 61,3 0,790 0,790 0,790 62,1 0,790 0,790 0,790 62,1 0,803 0,803 0,803 60,1 0,813 0,813 0,813 58,6 0,813 0,813 0,813 58,6 0,794 0,796 0,795 61,3 0,803 0,801 0,802 60,1 0,818 0,808 0,813 58,6 0,806 0,801 0,803 60,1 0,818 0,826 0,822 67,2 0,800 0,830 0,815 58,3 0,820 0,830 0,825 56,8 0,870 0,834 0,822 57,2 0,827 0,827 0,827 56,5 0,796 0,790 0,793 61,7 0,798 0,802 0,800 60,5 0,813 0,813 0,813 58,6 0,820 0,820 0,820 57,5 0,820 0,820 0,820 57,5 0,815 0,815 0,815 58,3 67

Tab. 5.19. Wyniki pomiarów twardości HB próbek z materiału MgAl4Zn Nr próbki 51A 52A 53A 54A 57A 58A 59A 60A materiał wsadowy pręt MgAl4Zn Urządzenie/ temp. spęczania/ ośrodek chłodzący prasa śrubowa/ 410 C/ powietrze prasa śrubowa/ 410 C/ woda prasa śrubowa/ 450 C/ powietrze prasa śrubowa/ 450 C/ woda młot/ 410 C/ powietrze młot/ 410 C/ woda młot/ 450 C/ powietrze młot/ 450 C/ woda - Średnica odcisku [mm] Twardość d 1 d 2 wartość średnia HBW 2,5/31,25 Próbki spęczone z materiału MgAl4Zn (MA2) 0,794 0,794 0,794 61,3 0,807 0,807 0,807 59,4 0,833 0,833 0,833 55,8 0,813 0,813 0,813 58,6 0,804 0,806 0,756 68,2 0,817 0,817 0,817 57,9 0,838 0,838 0,838 55,1 0,801 0,801 0,801 60,5 0,850 0,850 0,850 53,4 0,850 0,850 0,850 53,4 0,797 0,803 0,800 60,5 0,810 0,810 0,810 59,0 0,801 0,801 0,801 60,5 0,830 0,830 0,830 56,1 0,830 0,830 0,830 56,1 0,842 0,852 0,847 53,8 0,817 0,817 0,817 57,9 0,848 0,848 0,848 53,8 0,803 0,797 0,800 60,5 0,813 0,815 0,814 58,3 0,797 0,800 0,799 60,5 0,825 0,825 0,825 56,8 0,825 0,825 0,825 56,8 0,830 0,830 0,830 56,1 0,834 0,834 0,834 55,4 0,825 0,825 0,825 56,8 0,860 0,840 0,850 53,4 Na podstawie otrzymanych pomiarów twardości próbek z wybranych stopów (AZ31B, AZ61A i MgAl4Zn) można wnioskować, że wartość tego parametru zmienia się w stosunkowo małym zakresie i praktycznie nie zależy od temperatury spęczania oraz ośrodka chłodzenia materiału bezpośrednio po próbie. Zestawienie twardości przedstawiono na rysunku 5.4. Należy zauważyć, że dla poszczególnych wybranych stopów przy danych temperaturach spęczania twardość ma zbliżoną do siebie wartość, niezależną od zastosowanego ośrodka chłodzącego (powietrze lub woda). Świadczyć to może o tym, że stopy te nie podlegają utwardzaniu wydzieleniowemu podczas szybkiego chłodzenia w wodzie. Zastosowany ośrodek chłodzący 68

Twardość HBW może mieć jedynie wpływ na wielkość ziarna co będzie określone podczas dalszych badań mikrostruktury. 80 70 60 50 40 30 20 10 0 Wykres zmiany twardości HBW Nr próbek rosnąco 1A-12A, 13A-24A, 51A-54A i 57A-60A dla poszczególnych stopów Stop MgAl4Zn Stop AZ61A Stop AZ31B Rys. 5.4. Wykres zmian twardości dla stopów AZ31B, AZ61A i MgAl4Zn Pomiar przewodności elektrycznej właściwej próbek po spęczaniu został wykonany przyrządem SIGMATEST 2.069. Na rysunku 5.5 pokazano wygląd przyrządu do pomiaru przewodności elektrycznej. Zakres pomiarowy urządzenia wynosi 0,5 65,0 MS/m (1,0 112,0% IACS). Pomiary zostały wykonane w temperaturze 22,0 C. Rys. 5.5. Przyrząd Foerster SIGMATEST 2.069 do pomiaru przewodności W Tabeli 5.20 zestawiono wyniki pomiarów, które wykazują bardzo stabilną wartość przewodności elektrycznej właściwej dla poszczególnych stopów. Oznacza to, że materiał nie wykazuje śladów przegrzania struktury mogącej powstać podczas zbyt wysokiej temperatury nagrzewania oraz posiada jednorodną twardość. Wyniki badań potwierdzają, że materiał nie został także zamieniony gatunkami podczas prób. 69

Tab. 5.20. Zestawienie otrzymanych wartości przewodności elektrycznej właściwej Nr próbki Przewodność elektryczna właściwa MS/m % IACS Próbki spęczone z materiału AZ31B 1 10,36 17,86 2 10,67 18,40 3 10,71 18,47 4 10,64 18,34 5 10,73 18,50 6 10,94 18,86 7 10,68 18,41 8 10,37 17,88 9 10,49 18,09 10 10,48 18,07 11 11,04 19,03 12 10,73 18,50 Pręt AZ31 fi 20 11,15 19,22 Próbki spęczone z materiału AZ61A 13 7,497 12,93 14 7,730 13,33 15 7,603 13,11 16 7,639 13,17 17 7,631 13,16 18 7,803 13,45 19 7,470 12,88 20 7,462 12,87 21 7,640 13,17 22 7,454 12,85 23 7,786 13,42 24 7,829 13,50 Pręt AZ61 fi 20 7,914 13,64 Próbki spęczone z materiału MgAl4Zn 51 10,10 17,41 52 9,956 17,17 53 9,989 17,22 54 9,914 17,09 57 9,683 16,69 58 9,693 16,71 59 9,710 16,74 60 9,821 16,93 Pręt MgAl4Zn 10,31 17,78 70

5.5 Badania strukturalne mikroskopowe po próbach spęczania Mikroskopowe badania strukturalne przeprowadzono na próbkach otrzymanych po wykonanych próbach spęczania. Sprawdzono mikrostrukturę dla poszczególnych wariantów badania, tj. w zależności od warunków kucia oraz parametrów chłodzenia próbek bezpośrednio po spęczaniu. Przeprowadzone badania strukturalne uwzględniały badania wielkości ziarna, wydzieleń oraz miały na celu określenie wpływu temperatury, zadanej prędkości odkształcenia oraz warunków chłodzenia ma strukturę wewnętrzną materiału. Zgłady metalograficzne ze wszystkich spęczek przygotowano wg następującej procedury: A. Rozcięcie próbek wzdłuż osi oraz ich wstępne przygotowanie tj. szlifowanie i inkludowanie w żywicy termoutwardzalnej przy pomocy praski. B. Szlifowanie zainkludowanych próbek kolejno przy użyciu materiałów ściernych o granulacjach: 1) papier wodny o gradacji 120, 2) papier wodny o gradacji 320, 3) papier wodny o gradacji 500, 4) papier wodny o gradacji 800, 5) papier wodny o gradacji 1200. C. Polerowanie próbek przy użyciu dysków magnetycznych MD STRUERS: 1) Tarcza MD DUR o gradacji 6 µm, 2) Tarcza MD MOL o gradacji 3 µm, 3) Tarcza MD CHEM o gradacji 1 µm + zawiesina OP-S Suspension STRUERS użyta do polerowania. D. Trawienie próbek w poniższych roztworach kwasowych wg tabeli 5.21 poniżej. Tab. 5.21. Receptura trawienia próbek do badań mikrostruktury (po próbach spęczania) Stop AZ31B i MgAl4Zn 4,2g kwasu pikrynowego 70 ml C2H5OH 10 ml H2O destylowana 10 ml CH3COOH Stop AZ61A glikol octowy 20 ml H2O destylowana 4,2 g kwasu pikrynowego 20 ml CH3COOH 60 ml glikol etylenowy 1 ml HNO3 71

Badania mikroskopowe przeprowadzono przy użyciu mikroskopu optycznego z możliwością wykonania fotografii. Ocena mikrostruktury przeprowadzona została na zgładach metalograficznych po ich uprzednim wytrawieniu wyżej wymienionymi odczynnikami i przy powiększeniach 200x, 500x i 1000x. Ocenę wielkości ziarna przeprowadzono metodą porównawczą wg normy ASTM E112-10 [9]. W tab. 5.22 zestawiono przykładowe mikrostruktury badanych spęczek wraz z oceną wielkości ziarna oraz opisem zaobserwowanych zmian i defektów strukturalnych powstałych w czasie próby spęczania. Tab. 5.22. Atlas mikrostruktur stopów AZ31B, AZ61A i MgAl4Zn otrzymanych po próbach spęczania Materiał wsadowy do kucia AZ31B. Struktura różnorodna pod względem wielkości ziarna. Obserwuje się strefy o większym rozdrobnieniu ziarna oraz strefy o dużych ziarnach. Wielkość ziarna odpowiada wzorcowi nr 7-12. Próbka nr 1B materiał AZ31B (temp. spęczania 350 C/chłodzenie na powietrzu) pojawiające się pęknięcia liniowe w głąb struktury. Wielkość ziarna wzorzec nr 12. Próbka nr 2B materiał AZ31B (temp. spęczania 350 C/chłodzenie w wodzie) pojawiające się pęknięcie liniowe w głąb struktury. Wielkość ziarna wzorzec nr 12. 72

c.d. Tab. 5.22. Próbka nr 3B materiał AZ31B (temp. spęczania 410 C/chłodzenie na powietrzu) brak widocznych pęknięć. Wielkość ziarna wzorzec nr 10-12. Próbka nr 4B materiał AZ31B (temp. spęczania 410 C/ chłodzenie w wodzie) brak widocznych pęknięć. Wielkość ziarna wzorzec nr 10-12. Próbka nr 5B z materiału AZ31B (temp. spęczania 450 C/chłodzenie na powietrzu) - brak widocznych pęknięć. Ziarno niejednorodne - wzorzec nr 8-11. Próbka nr 6B z materiału AZ31B (temp. spęczania 450 C/chłodzenie w wodzie) pojawiająca się nieciągłość w środku próbki. Wielkość ziarna wzorzec nr 11-12. 73

c.d. Tab. 5.22. Próbka nr 7B z materiału AZ31B (temp. spęczania 350 C/chłodzenie na powietrzu) brak pęknięć. Ziarno jednorodne wielkość wg wzorca nr 12. Próbka nr 8B z materiału AZ31B (temp. spęczania 350 C/chłodzenie w wodzie) - nieciągłość wzdłuż granicy stref lokalizacji odkształcenia. Ziarno wzorzec nr 10-12. Próbka nr 9B z materiału AZ31B (temp. spęczania 410 C/chłodzenie na powietrzu) brak pęknięć. Ziarno jednorodne wielkość wg wzorca nr 11. Próbka nr 10B z materiału AZ31B (temp. spęczania 410 C chłodzenie w wodzie) brak pęknięć. Wielkość ziarna wzorzec nr 11-12. 74

c.d. Tab. 5.22. Próbka nr 11B z materiału AZ31B - (temp. spęczania 450 C/chłodzenie na powietrzu) - brak pęknięć. Ziarno jednorodne - wzorzec nr 10-11. Próbka nr 12B z materiału AZ31B - (temp. spęczania 450 C/chłodzenie w wodzie) - brak pęknięć. Ziarno jednorodne - wzorzec nr 10-11. Materiał wsadowy do kucia AZ61A. Struktura jednorodna pod względem wielkości ziarna. Ziarno jednorodne wzorzec nr 11. Próbka nr 13B z materiału AZ61A - (temp. spęczania 350 C/chłodzenie na powietrzu) pojawiające się pęknięcia ubytki materiału przy powierzchni Ziarno niejednorodne - wzorzec nr 9-12. 75

c.d. Tab. 5.22. Próbka nr 14B z materiału AZ61A - (temp. spęczania 350 C/chłodzenie w wodzie). Ziarno jednorodne - wzorzec nr 11-12. Próbka nr 15B z materiału AZ61A - (temp. spęczania 410 C/chłodzenie na powietrzu). Ziarno jednorodne wzorzec nr 9-10. Próbka nr 16B z materiału AZ 61A - (temp. spęczania 410 C/chłodzenie w wodzie). Ziarno jednorodne wzorzec nr 10-11. Próbka nr 17B z materiału AZ61A - (temp. spęczania 450 C/chłodzenie na powietrzu). Ziarno jednorodne wzorzec nr 9-10. 76

c.d. Tab. 5.22. Próbka nr 18B z materiału AZ 61A - (temp. spęczania 450 C/chłodzenie w wodzie). Ziarno wzorzec nr 8-10. Próbka nr 19B z materiału AZ61A - (temp. spęczania 350 C/chłodzenie na powietrzu). Ziarno wzorzec nr 12. Próbka nr 20B z materiału AZ61A - (temp. spęczania 350 C/chłodzenie w wodzie). Ziarno wzorzec nr 10. Próbka nr 21B z materiału AZ61A - (temp. spęczania 410 C/chłodzenie na powietrzu). Ziarno wzorzec nr 8-10. 77

c.d. Tab. 5.22. Próbka nr 22B z materiału AZ61A - (temp. spęczania 410 C/chłodzenie w wodzie). Ziarno niejednorodne wzorzec nr 8-11. Próbka nr 23B z materiału AZ61A - (temp. spęczania 450 C/chłodzenie na powietrzu). Ziarno jednorodne wzorzec nr 9. Próbka nr 24B z materiału AZ61A - (temp. spęczania 450 C/chłodzenie w wodzie). Ziarno jednorodne wzorzec nr 9. Widoczne oznaki przegrzania. Materiał MgAl4Zn wsadowy do kucia. Struktura różnorodna pod względem wielkości ziarna. Obserwuje się strefy o większym rozdrobnieniu ziarna oraz strefy o dużych ziarnach. Wielkość ziarna odpowiada wzorcowi nr 7-10. 78

c.d. Tab. 5.22. Próbka nr 51B z materiału MgAl4Zn - (temp. spęczania 410 C/chłodzenie na powietrzu). Ziarno jednorodne wzorzec nr 8-10. Próbka nr 52B z materiału MgAl4Zn - (temp. spęczania 410 C/chłodzenie w wodzie). Ziarno jednorodne wzorzec nr 8-10. Próbka nr 53B z materiału MgAl4Zn - (temp. spęczania 450 C/chłodzenie na powietrzu). Ziarno niejednorodne wzorzec nr 7-10. Próbka nr 54B z materiału MgAl4Zn - (temp. spęczania 450 C/chłodzenie w wodzie). Ziarno niejednorodne wzorzec nr 8-10. 79

c.d. Tab. 5.22. Próbka nr 57B z materiału MgAl4Zn - (temp. spęczania 410 C/chłodzenie na powietrzu). Ziarno drobne i jednorodne wzorzec nr 12. Próbka nr 58B z materiału MgAl4Zn - (temp. spęczania 410 C/chłodzenie w wodzie). Ziarno niejednorodne wzorzec nr 9-12. Próbka nr 59B z materiału MgAl4Zn - (temp. spęczania 450 C/chłodzenie na powietrzu). Ziarno jednorodne wz. Nr 8-9. Próbka nr 60B z materiału MgAl4Zn - (temp. spęczania 450 C/chłodzenie w wodzie). Ziarno niejednorodne wzorzec nr 10-12. 80

5.6 Badania strukturalne makroskopowe po próbach spęczania W celu przedstawienia pełnej analizy wyników badań strukturalnych dla próbek po spęczaniu wykonano sprawdzenie makrostruktury. Przeprowadzone badania makroskopowe miały na celu wykrycie wad wewnętrznych i podpowierzchniowych niemożliwych do ujawnienia wizualnie. Na rysunku 5.6 przedstawione zostały przykładowe wzorce makrostruktury i zaobserwowane w badanych próbkach wady przy użyciu mikroskopu stereoskopowego. Dokonując analizy otrzymanej makrostruktury można zauważyć że dla próbek odkształcanych w najniższej temperaturze 350 C materiał ma skłonność do powstawania pęknięć szczególnie w miejscu przejścia między strefą silnej lokalizacji odkształcenia, a strefą nieodkształconą (rys. 5.6 a). Próbki spęczane w temperaturze 410 C mają prawidłową makrostrukturę ale zdarzają się drobne wady powierzchniowe głównie na powierzchni czołowej (rys. 5.6 c), których źródłem jest ostra krawędź powstała po cięciu materiału (zalecane jest fazowanie materiału wsadowego przed kuciem). a) b) c) d) Rys. 5.6. Makrostruktura wybranych próbek po spęczaniu na młocie: a) próbka nr 8B z materiału AZ31B spęczana w temperaturze 350 C - widoczne wyraźne pęknięcie wzdłuż granicy strefy odkształcenia, b) próbka nr 9B z materiału AZ31B spęczana w temperaturze 410 C - brak widocznych pęknięć, c) próbka nr 21B z materiału AZ61A spęczana w temperaturze 410 C - widoczne drobne nieciągłości w strefie przypowierzchniowej na czole próbki, d) próbka nr 57B z materiału MgAl4Zn spęczana w temperaturze 410 C - brak widocznych pęknięć 81

5.7 Podsumowanie i dyskusja wyników Przeprowadzone badania eksperymentalne bazujące na próbie spęczania na gorąco pozwoliły zidentyfikować podstawowe parametry technologiczne niezbędne do przeprowadzenia następnych etapów badań własnych. Na podstawie wyników prób określono stopy, które zachowują zadowalającą lub akceptowalną zdolność do odkształceń plastycznych zarówno na młocie jak i prasie śrubowej. Zidentyfikowano także najważniejsze zjawiska ograniczające prawidłowy przebieg procesu technologicznego. Najważniejsze wnioski zestawiono poniżej: 1. Stop magnezu AZ31B (MgAl3Zn) zachowuje najlepszą podatność ze wszystkich badanych materiałów do przeróbki plastycznej na gorąco zarówno na prasie śrubowej jak i na młocie kuźniczym w temperaturach 410 C i 450 C. Temperatura 350 C jest za niska do przeróbki, ponieważ powoduje rozwarstwienia głównie na powierzchni czołowej, będące wynikiem utraty spójności materiału. Po dodatkowej analizie mikrostruktury ustalono, że optymalną temperaturą przeróbki plastycznej dla tego stopu jest zakres 410 C (± 10 C). 2. Stop magnezu AZ61A (MgAl6Zn) zachowuje zadowalającą plastyczność tylko przy odkształcaniu na prasie śrubowej w temperaturze 410 C (± 10 C). Próbki odkształcane na młocie w tej temperaturze zakwalifikowane są jako wątpliwe. Ustalono, że stop ten jest bardziej wrażliwy na prędkość odkształcenia od stopu AZ31B. Temperatura kucia 350 C jest zbyt niska, a 450 C zbyt wysoka do przeróbki, ponieważ powoduje równoczesne rozwarstwienia na powierzchniach bocznej i czołowej będące wynikiem utraty spójności materiału. W przypadku tego stopu zauważalne jest także zjawisko wyraźnego zmniejszania się jego plastyczności wraz ze wzrostem temperatury. W temperaturze 450 C pojawiają się pierwsze oznaki kruchego pękania na gorąco, będącego wynikiem powstawania niskotopliwych eutektyk i lokalnego przegrzania stopu. Po dodatkowej analizie ustalono, że optymalną temperaturą przeróbki plastycznej dla tego stopu będzie zakres poniżej 410 C. 3. Stop magnezu MgAl4Zn (MA2) zachowuje porównywalną podatność do kucia do materiału AZ31B. Optymalne warunki procesu zarówno dla prasy śrubowej jak i młota to temperatura 410 C (± 10 C). Należy zauważyć, że w procesie kucia zarówno na młocie jak i prasie śrubowej otrzymano niejednorodne ziarno w całej objętości próbek. W podobny sposób zachowują się także pozostałe materiały AZ31B i AZ61A. 82

4. Stopy AZ80A (MgAl8Zn) i WE43 są wrażliwe na prędkość odkształcenia i nie ma technicznych możliwości ich kucia na prasach śrubowych i młotach. Wszystkie zbadane próbki zostały zdyskwalifikowane za względu na pojawiające się liczne pęknięcia lub w niektórych przypadkach całkowite zniszczenia. Potwierdza to poczynione uprzednio ustalenia z literatury specjalistycznej, że w tych przypadkach odpowiednim urządzeniem do kucia są stosunkowo wolne prasy hydrauliczne i zachowanie izotermicznych warunków realizacji samego procesu. 5. We wszystkich próbkach obserwuje się zrekrystalizowaną mikrostrukturę, a rozmiar ziarna jest zależny od temperatury i prędkości odkształcania. W przypadku kucia na młocie ziarno jest drobniejsze. 6. Zastosowane ośrodki chłodzące po spęczaniu (woda lub powietrze) praktycznie nie wpływają w znaczący sposób na wielkość ziarna. Należy podkreślić, że generalnie przy chłodzeniu w wodzie zaobserwowano nieco bardziej rozdrobnione ziarno w porównaniu do chłodzenia w powietrzu (rozrost ziarna jest ograniczony przez szybkie chłodzenie w wodzie). Wyselekcjonowane w wyniku przeprowadzonych prób stopy należą do grupy materiałów, które nie podlegają utwardzaniu dyspersyjnemu, dlatego prognozuje się, że stosowanie wody jako ośrodka chłodzącego nie będzie miało także wpływu na wzrost własności wytrzymałościowych. W celu uproszczenia procesu technologicznego i uniknięcia wprowadzania zbędnych naprężeń wewnętrznych w wyrobie po chłodzeniu w wodzie zalecanym ośrodkiem chłodzącym do dalszych prób kucia matrycowego jest strumień powietrza. 7. Przy odkształcaniu plastycznym stopów magnezu AZ31B, AZ61A i MgAl4Zn na gorąco należy zapewnić warunki możliwie zbliżone do izotermicznych poprzez zastosowanie ciągłego podgrzewania palnikami gazowymi zestawów narzędziowych. Podczas trwania procesu temperatura matryc powinna być stale utrzymywana w przedziale 300 350 C. 8. Proces grzania materiału wsadowego przed kuciem należy wykonywać w piecu elektrycznym komorowym z osłoniętymi elementami grzejnymi oraz wymuszonym obiegiem powietrza w komorze roboczej. Taki sposób nagrzewania zapewnia zachowanie wymaganej równomierności rozkładu temperatury w komorze roboczej pieca, a co za tym idzie równomierne nagrzanie wsadu. Czas grzania materiału wsadowego przed kuciem określono na 1 minutę na 1 mm umownej grubości. Zaleca się także kontrolowanie temperatury materiału podczas trwania procesu i w przypadku spadku materiału poniżej 350 C należy zastosować dogrzewanie. 83

9. Ze względu na ujawnione podczas badania makrostruktury płytkie wady powierzchniowe na powierzchniach czołowych próbek po spęczaniu zaleca się dla wszystkich stopów fazowanie materiału wsadowego przed kuciem. Wprowadzenie takiej dodatkowej operacji technologicznej ma na celu usunięcie ostrej krawędzi będącej pozostałością po cięciu materiału. 10. Do dalszych etapów badań własnych związanych z projektowaniem procesu technologicznego, jego weryfikacją inżynierską metodą elementów skończonych oraz docelowo eksperymentalnych prób kucia w warunkach przemysłowych zakwalifikowano następujące trzy stopy magnezu: AZ31B (MgAl3Zn), AZ61A (MgAl6Zn) i MgAl4Zn. Dla pozostałych stopów uznano, że nie istnieje techniczna możliwość wykonania odkuwek o założonej jakości zarówno na prasie śrubowej jak i młocie kuźniczym. 84

6. Projektowanie procesów kucia wybranych odkuwek Badanie procesu kucia matrycowego wybranych stopów magnezu na prasach śrubowych i młotach kuźniczych wymaga przygotowania i przeprowadzenia stosownych prób technologicznych w warunkach przemysłowych. W tym celu zaprojektowane zostały cztery różne typy odkuwek reprezentujących następujące grupy i trudności wykonania: odkuwka matrycowa typu klamka (rys. 6.1a), należąca do grupy odkuwek o kształcie wydłużonym i małej trudności wykonania (w dalszej części pracy używane oznaczenie rysunków jako 1XS), odkuwka matrycowa typu wspornik (rys. 6.1b), należąca do grupy odkuwek o zmiennych przekrojach i dużej trudności wykonania (w dalszej części pracy używane oznaczenie rysunków jako 2XS), odkuwka matrycowa typu półpiasty (rys. 6.1c), należąca do grupy odkuwek osiowosymetrycznych z głębokimi przetłoczeniami i średniej trudności wykonania (oznaczenie rysunków w dalszej części pracy jako 3XS), odkuwka matrycowa typu dźwignia (rys. 6.1d), należąca do grupy odkuwek o kształcie wydłużonym z żebrami i dużej trudności wykonania (w dalszej części pracy używane oznaczenie rysunków jako 4XS). a) b) c) d) Rys. 6.1. Modele 3D odkuwek matrycowych: a) klamka 1XS, b) wspornik 2XS, c) półpiasta 3XS, d) dźwignia 4XS 85

Danymi wejściowymi do zaprojektowania prawidłowego i możliwego do zrealizowania procesu technologicznego były dane otrzymane na podstawie przeprowadzonych w poprzednim etapie badań eksperymentalnych (prób spęczania), oraz dotychczasowe wieloletnie doświadczenie własne w zakresie projektowania procesów obróbki plastycznej na gorąco metali lekkich. W ramach wykonanych prac podczas niniejszego etapu opracowana została pełna dokumentacja technologiczna procesowa wraz z niezbędną dokumentacją konstrukcyjną stanowiącą rysunki odkuwek i matryc kuźniczych. Weryfikacja prawidłowości założeń została przeprowadzona przy użyciu symulacji numerycznych metodą elementów skończonych (MES). 6.1 Dokumentacja konstrukcyjna Prace projektowe rozpoczęte zostały od opracowania rysunków konstrukcyjnych poszczególnych odkuwek bazując na dokumentacji gotowych części. Podczas prac projektowych wykorzystane zostało oprogramowanie CAD Solid Edge ST4 umożliwiające tworzenie bryłowe przestrzenne pojedynczych elementów i złożeń 3D, oraz w końcowej fazie sporządzenie kompletnej dokumentacji rysunkowej 2D. Projekty rysunków odkuwek zawierają opis wszystkich wymagań technicznych, warunki wykonania oraz pozostałe niżej wymienione dane, niezbędne do wykonania i odbioru jakościowego gotowych odkuwek: opisaną rysunkiem technicznym geometrię odkuwki na podstawie opracowanego modelu przestrzennego 3D, wraz z podaniem wszystkich wymiarów oraz ich tolerancji, określone pochylenia kuźnicze i promienie zaokrągleń naroży wewnętrznych i zewnętrznych, opis dopuszczalnego przesadzenia odkuwki w płaszczyźnie podziału, zwichrowania (krzywizny) oraz dopuszczalną pozostałość wypływki, informacje o przewidzianych naddatkach na obróbkę oraz powierzchniach podlegających obróbce mechanicznej (na rysunkach odkuwek linią przerywaną określny jest zarys części gotowej, a wymiary w nawiasach dotyczą detalu gotowego), opis dopuszczalnych wad powierzchniowych i określenie dopuszczalnej głębokości ich zalegania na powierzchniach podlegających obróbce i nieobrabianych, stan powierzchni odkuwki (piaskowana i trawiona), stan dostawy odkuwki, 86

określenie wymaganej twardości w skali Brinella i własności wytrzymałościowych odkuwek (Rm, Rp0,2 i A5) dla poszczególnych stopów magnezu zgodnie z danymi materiałowymi określonymi w rozdziale 4.3, lokalizację miejsca wycięcia próbek wytrzymałościowych z odkuwki oraz pomiaru twardości i sprawdzenia makrostruktury, określenie partii kuźniczej oraz informacje dotyczące sposobu identyfikacji wyrobów, wymagania odnośnie sposobu zabezpieczenia gotowych odkuwek przed korozją w okresie magazynowania i transportu, dane porządkowe związane z konfiguracją wyrobu określone w tabelce rysunkowej zawierające numery rysunków i ich indeksację, identyfikacja osób opracowujących dokumentację, itp. Na rysunkach poniżej przedstawiono projekty kompletnych rysunków konstrukcyjnych dla poszczególnych odkuwek: rysunek 6.2 odkuwki matrycowej klamki 1XS, rysunek 6.3 odkuwki matrycowej wspornika 2XS, rysunek 6.4 odkuwki matrycowej półpiasty 3XS, rysunek 6.5 odkuwki matrycowej dźwigni 4XS. 87

Rys. 6.2. Rysunek konstrukcyjny odkuwki matrycowej klamki 1XS 88

Rys. 6.3. Rysunek konstrukcyjny odkuwki matrycowej wspornika 2XS 89

Rys. 6.4. Rysunek konstrukcyjny odkuwki matrycowej półpiasty 3XS 90

Rys. 6.5. Rysunek konstrukcyjny odkuwki matrycowej dźwigni 4XS 91

Do wykonania odkuwek zaprojektowano stosowne zestawy narzędziowe w postaci matryc kuźniczych dwupołówkowych jednowykrojowych. Składają się one z matrycy dolnej i matrycy górnej wykonanych z materiału w gatunku WNL i twardości w przedziale 401 461 HB dla wymiarów 300x300x300 mm i 350x350x300 mm oraz 375 429 HB dla wymiarów 400x400x400 mm (gatunek materiału i zakres twardości dobrany został optymalnie do gabarytu matrycy i temperatury kucia stopów magnezu). Zastosowano kołki prowadzące mające za zadanie zniwelowanie tzw. przesadzenia na odkuwkach, wynikającego z istniejących na urządzeniach luzów na prowadnicach bijaka młota lub suwaka prasy. Założone tolerancje wymiarowe odkuwek będą podlegały weryfikacji podczas kontroli pierwszej sztuki. Na rysunkach od 6.6 do 6.9 przedstawiono zastosowane rozwiązanie konstrukcyjne matryc kuźniczych dla poszczególnych odkuwek. Matryce kuźnicze zostały zaprojektowane jako jednowykrojowe. Dla matryc do kucia odkuwek klamki 1XS i dźwigni 4XS zastosowano dodatkowe wykroje pomocnicze do gięcia materiału. Wykorzystując dodatkową operację gięcia, materiał wsadowy jest wstępnie kształtowany w wykroju pomocniczym i dzięki temu nadawany jest optymalny kierunek przebiegu włókien. Docelowo także uzyskuje się mniejsze zużycie materiału. Wymiary wykroju matrycującego końcowego na rysunkach konstrukcyjnych podano w sposób pośredni za pomocą tzw. odkuwki gorącej, która uwzględnia liniowe współczynniki rozszerzalności cieplnej dla magnezu wynoszące 0,08% przy temperaturze końca kucia 350 ºC [99]. Ze względu na koszty nie wykonano okrojników do obcinania wypływki założono, że w procesie technologicznym będzie ona usuwana za pomocą pił taśmowych używanych między innymi przy obcinaniu nadmiarów wypływki w odkuwkach ze stopów aluminium. 92

Rys 6.6. Rysunek konstrukcyjny matrycy kuźniczej do kucia odkuwki klamki 1XS 93

Rys 6.7. Rysunek konstrukcyjny matrycy kuźniczej do kucia odkuwki wspornika 2XS 94

Rys 6.8. Rysunek konstrukcyjny matrycy kuźniczej do kucia odkuwki półpiasty 3XS 95

Rys 6.9. Rysunek konstrukcyjny matrycy kuźniczej do kucia odkuwki dźwigni 4XS 96

6.2 Dokumentacja technologiczna Dokumentacja technologiczna opracowana na potrzeby przeprowadzenia badań eksperymentalnych prób kucia w warunkach przemysłowych (etap 3) określa i ustala od strony technicznej sekwencję poszczególnych operacji wykonania odkuwki z podaniem wszystkich parametrów technologicznych oraz niezbędnych urządzeń i składników pomocniczych. W skład dokumentacji technologicznej wchodzą instrukcje technologiczne kucia oraz karty technologiczne obróbki cieplnej. Ustalają one w sposób jednoznaczny technologię przeprowadzenia prób kucia, a także są podstawą dla wydziału produkcyjnego do wykonania procesu zgodnie z ustalonymi wymaganiami [51]. Przedstawione poniżej podejście opracowania dokumentacji technologicznej bazuje na stosowanym w przemyśle procesie zarządzania konfiguracją wyrobu, gdzie podczas projektowania opracowuje się niezbędną dokumentację konstrukcyjno-technologiczną w taki sposób, aby kolejne partie produkowanych odkuwek wykonywane były w tych samych warunkach technologicznych. Operacje kluczowe dla jakości odkuwki, np. proces kucia, obróbki cieplnej i inne mające bezpośredni wpływ na własności fizyczne oraz użytkowe gotowej części wykonywanej na bazie odkuwki nie mogą podlegać istotnym zmianom i modyfikacjom w trakcie wykonywania. W przypadku potrzeby wprowadzenia takiej ważnej zmiany w procesie technologicznym przy tego typu operacjach, przeprowadza się szczegółowe badania określające wpływ tych modyfikacji na jakość i funkcjonalność wyrobu gotowego, np. badania zmęczeniowe w przypadkach części podlegających rygorom kontroli resursu, itp. [4]. Dokumentacja technologiczna kucia odkuwek została opracowana w postaci instrukcji technologicznej kucia (tzw. technologii obrazkowej ). Ustala ona sekwencję poszczególnych operacji i zabiegów, a także definiuje wymiary materiału wsadowego do kucia, czas grzania wsadu, wymagane temperatury początku i końca procesu kucia, ilość uderzeń oraz ośrodek chłodzący po zakończeniu kucia. Na podstawie objętości gotowej odkuwki oraz uwzględniając objętość wypływki i poszczególne przekroje odkuwek dobrano wymiary wsadów do kucia w postaci i wymiarach zastawionych w tabeli 6.1. Założono, że proces kucia prowadzony będzie w dwóch głównych operacjach: kucia wstępnego i kucia końcowego. Po operacji kucia wstępnego przewidziano usuwanie powstałych wad i dodatkowe nagrzewanie przedkuwki. Zaprojektowany proces technologiczny kucia składa się z następujących głównych operacji technologicznych: cięcie materiału wsadowego (pręta wyciskanego) na ustalony wymiar, 97

Tab. 6.1. Zestawienie wymiarów materiału wsadowego dla poszczególnych odkuwek Nr odkuwki 1XS 2XS 3XS 4XS Wymiar materiału wsadowego [mm] 22 170 0,5 45 160 0,5 100 93 0,5 40 220 0,5 Norma techniczna [kg]: 0,119 0,472 1,450 0,519 Masa wsadu [kg] 0,109 0,432 1,241 0,469 Masa odkuwki [kg]: 0,056 0,282 1,116 0,283 Uzysk materiałowy [%]: 51,37 65,27 89,92 60,34 obustronne fazowanie powierzchni czołowej pręta po cięciu (fazką 2x45º lub promieniem R2) w celu usunięcia ostrych krawędzi, cechowanie materiału w celu jego późniejszej identyfikacji oraz staranne oczyszczenie powierzchni z pozostałości wiórów po cięciu, kontrola międzyoperacyjna po sekwencji operacji związanych z cięciem, nagrzewanie materiału wsadowego przed kuciem w piecu PEO-Al w temperaturze 410 C (±10 C) w czasie 1 min na 1 mm umownej grubości (dla prętów o przekroju okrągłym umowna grubość równa jest średnicy pręta), ustawienie matrycy kuźniczej do kucia na przewidzianym stanowisku technologicznym na młocie lub prasie śrubowej, należy utrzymywać temperaturę matryc około 300 C stosując ciągłe podgrzewanie palnikiem, kucie wstępne z niedokuciem około 2 mm w wykroju matrycującym (zalecana ilość uderzeń na młocie wynosi 2 4 a na prasie śrubowej 1 2); w ramach tej operacji wykonywane są dodatkowe zabiegi np. spęczanie lub gięcie materiału wsadowego w wykroju pomocniczym; schematy ułożenia materiału wsadowego w operacji kucia wstępnego dla poszczególnych odkuwek pokazano na rysunku 6.10, kontrola międzyoperacyjna po sekwencji operacji związanych z kuciem wstępnym, obcinanie nadmiarów wypływki, oczyszczenie powierzchni odkuwki z pozostałości smarów poprzez trawienie chemiczne lub piaskowanie, usunięcie powstałych wad powierzchniowych, ponowne nagrzewanie materiału wsadowego przed kuciem w piecu PEO-Al w czasie 1 min/1 mm umownej grubości i temperaturze obniżonej o około 10 15 C w stosunku do kucia wstępnego, 98

a) b) c) d) Rys. 6.10. Schemat ułożenia materiału wsadowego przy kuciu wstępnym dla: odkuwek: a) klamki 1XS, b) wspornika 2XS, c) dźwigni 4XS, d) półpiasty 3XS kucie końcowe w wykroju matrycującym (zalecana ilość uderzeń na młocie wynosi 2 4, a na prasie śrubowej 1 2), kontrola międzyoperacyjna po sekwencji operacji związanych z kuciem końcowym, okrawanie wypływki, oczyszczenie powierzchni odkuwki z pozostałości smarów poprzez trawienie chemiczne lub piaskowanie, 99

obróbka cieplna (wyżarzanie) w celu usunięcia naprężeń po procesie kucia, pomiary twardości i zlecenie na wymagane pomiary i badania laboratoryjne, operacje ślusarskie związane z usuwaniem nadmiarów wypływki i powierzchniowych wad kuźniczych, cechowanie oraz przygotowanie odkuwek do kontroli ostatecznej, kontrola ostateczna odkuwek i sprawdzenie z wymaganiami rysunkowymi Dokumentacja technologiczna obróbki cieplnej ustala i definiuje w sposób jednoznaczny poszczególne czynności w operacji wyżarzania odkuwek matrycowych wykonanych z poszczególnych stopów magnezu podczas badań eksperymentalnych prób kucia. Dodatkowo podaje wszystkie niezbędne parametry temperaturowe prowadzonego procesu obróbki cieplnej odkuwek, określa rodzaj pieca wraz z niezbędnymi urządzeniami towarzyszącymi i składnikami pomocniczymi do realizacji procesu, a także sposób identyfikacji wsadu obróbki cieplnej na odkuwkach. W karcie technologicznej obróbki cieplnej wg rysunku 6.11 pokazano miejsca wycięcia próbek dla poszczególnych odkuwek do badań laboratoryjnych które obejmują: badania wytrzymałościowe, sprawdzenie makrostruktury, ocenę mikrostruktury i wielkości ziarna oraz pomiary twardości. Zastosowany proces wyżarzania odkuwek w ustalonej temperaturze 350 C w czasie 1 godziny ma za zadanie usunięcie i relaksację naprężeń powstałych w procesie kucia oraz bezpośrednio po nim podczas chłodzenia powodujących zwichrowanie i wypaczenie części w procesie obróbki mechanicznej. Prędkość nagrzewania wsadu nie może być zbyt duża, aby uniknąć zwichrowania spowodowanego nierównomiernym nagrzewaniem. Przed załadowaniem do pieca odkuwki należy starannie oczyścić z zanieczyszczeń poprzez trawienie w celu uniknięcia zapalenia się smaru, a także pojawienia się plam i pociemnienia powierzchni. Odkuwki powinny być tak rozmieszczone w koszu, aby zapewnić swobodne opływanie gorącym powietrzem oraz zapobiec powstawaniu wgnieceń lub deformacji pod wpływem ciężaru i temperatury. Stopy magnezu wybrane do badań eksperymentalnych związanych z próbami kucia w warunkach przemysłowych (AZ31B, AZ61A i MgAl4Zn) należą do grupy materiałów, które nie podlegają procesowi utwardzania wydzieleniowego (połączenie zabiegów przesycania i starzenia) a przez to przewiduje się, że zastosowana obróbka cieplna nie powinna w zasadniczy sposób wpłynąć na polepszenie własności wytrzymałościowych. Jednakże aby zaobserwować wpływ dodatkowej obróbki cieplnej na cechy fizyczne i wytrzymałościowe odkuwek zostaną przeprowadzone ich szczegółowe badania w stanie wyżarzonym i wytworzonym czyli bez obróbki cieplnej. 100

Rys. 6.11. Karta technologiczna obróbki cieplnej opracowana na potrzeby wykonania prób technologicznych 101

c.d. Rys. 6.11. 102

6.3 Symulacje numeryczne MES Nowoczesne projektowanie procesów technologicznych i ich weryfikacja związane są z komputerowymi symulacjami numerycznymi bazującymi na metodzie elementów skończonych (MES), w których istotnym czynnikiem warunkującym dokładność obliczeń jest model materiałowy. Głównym jego elementem jest natomiast zależność pomiędzy naprężeniami i odkształceniami przy różnych warunkach kształtowania, zwana krzywymi umocnienia lub krzywymi płynięcia [79, 80]. Do analizy teoretycznej zaprojektowanego procesu użyto komercyjnego oprogramowania DEFORM 3D opartego na metodzie elementów skończonych (MES), które pozwala na szczegółową analizę odkształcenia w środowisku trójwymiarowym. Oprogramowanie to może być z powodzeniem wykorzystywane do symulacji procesów kucia na gorąco metali nieżelaznych, a także pozwala na otrzymanie pełnego zakresu charakterystyk między innymi wartości naprężenia, odkształcenia, prędkości odkształcenia oraz temperatury w trakcie trwania procesu [18]. Symulacje numeryczne wybranych procesów kucia matrycowego na gorąco na młocie kuźniczym i prasie śrubowej zostały przeprowadzone dla stopów magnezu AZ31B, AZ61A i MgAl4Zn. Ze względu na obszerną ilość danych zgromadzonych podczas symulacji komputerowych, w niniejszej pracy zestawiono przykładowe i najważniejsze w tym zakresie wyniki dla poszczególnych typów odkuwek oraz jednego wybranego reprezentatywnego stopu magnezu AZ31B. Jak zaobserwowano podczas badań eksperymentalnych stop AZ31B zachowuje zadowalającą plastyczność przy różnych prędkościach odkształcenia zarówno przy spęczaniu na młocie jak i na prasie śrubowej. Jednakże głównym i najważniejszym zadaniem przeprowadzonych symulacji komputerowych MES była weryfikacja prawidłowości założeń dla projektowanych procesów technologicznych przedstawionych w rozdziale 6.2. Należy zauważyć, że w przypadku odnotowania nieprawidłowości w kinematyce płynięcia materiału (stwierdzonych w obliczeniach MES) dokonywano poprawek w modelach narzędzi i obliczenia powtarzano do momentu uzyskania satysfakcjonujących wyników. Analiza otrzymanych wyników miała dodatkowo na celu [16, 68, 69]: sprawdzenie kinematyki płynięcia materiału w poszczególnych operacjach, głównie pod kątem wypełnienia wykroju, ewentualnych zakuć i innych wad kuźniczych, obliczenie energii uderzenia (w przypadku kucia na młocie) oraz siły kształtowania (w przypadku kucia na prasie) w celu dobrania odpowiedniej maszyny kuźniczej, określenie obszarów odkuwki, w których występuje największe niebezpieczeństwo wystąpienia pęknięć, 103

analizę rozkładu temperatury i intensywności odkształcenia w odkuwce, analizę rozkładu prędkości odkształcenia plastycznego. Dane materiałowe dla wybranego do symulacji numerycznych reprezentatywnego stopu magnezu AZ31B opracowano na podstawie danych literaturowych dotyczących jego badań plastometrycznych [1, 65, 88]. Podczas symulacji zastosowano termomechaniczny model procesu a obliczenia wykonano przy założeniu przestrzennego stanu odkształcenia. W obliczeniach przyjęto, że temperatura nagrzewania materiału wynosi 410 C, natomiast temperatura narzędzi 300 C. Założona prędkość liniowa ruchu narzędzi kształtujących (matryc kuźniczych) na prasie wynosiła 0,5 m/s. Model młota matrycowego zdefiniowano podając masę części spadającej, energię uderzenia oraz sprawność. Współczynnik wymiany ciepła pomiędzy materiałem odkształcanym i narzędziem przyjęto równy 11 000 W/m 2 K, natomiast pomiędzy materiałem i otoczeniem 20 W/m 2 K [54]. W obliczeniach przyjęto model tarcia stałego, w którym czynnik tarcia odpowiadający warunkom kontaktu stop magnezu - stal ze smarowaniem smarem grafitowym wynosi m=0,24 zgodnie z wynikami badań przedstawionymi w opracowaniu [3, 33]. Symulacje MES procesu kucia odkuwki półpiasty Ze względu na dużą masę odkuwki półpiasty 3XS wykonanie procesu kucia przewidziano tylko na stanowisku młota matrycowego (brak dostępnej w zakładzie prasy śrubowej o dużych naciskach). W tym przypadku zastosowano młot typu MPM 10000 o masie części spadającej równej 3400 kg (masa bijaka 3000 kg + 400 kg masa matrycy górnej) i teoretycznej energii uderzenia równej 110 kj. Sprawność energetyczną urządzenia ustalono na poziomie 70% co daje efektywną energię uderzenia na poziomie 77 kj. Według zaprojektowanej technologii proces kucia odkuwki półpiasty podzielony został na dwie główne operacje kucia wstępnego i kucia końcowego. Wyniki wstępnych symulacji przy kuciu bezpośrednio z wsadu w wykroju wykazały, że w operacji kucia wstępnego w odkuwce mogą wystąpić wady kuźnicze w postaci głębokich zakuć. Wprowadzono zatem dodatkową operację spęczania materiału wsadowego na wysokość h=80 mm i h=70 mm, poprzedzającą operację kucia wstępnego i wykonano ponownie symulację całego procesu kucia w takim wariancie (rysunek 6.12). Dodatkowa operacja spęczania na h=70 mm przyniosła oczekiwane efekty i wg takiej zmodyfikowanej technologii zaprojektowany zastał finalnie proces technologiczny kucia odkuwki (szczegółowe założenia technologiczne podane są w rozdziale 6.2). 104

a) b) c) Rys. 6.12. Miejsce tworzenia się zakucia w odkuwce półpiasty 3XS w operacji kucia wstępnego na młocie: a) bez spęczenia wsadu, b) po spęczeniu wsadu na wysokość h=80 mm, c) po spęczeniu wsadu na wysokość h=70 mm Kształt odkuwki z przedstawionym rozkładem intensywności odkształcenia po każdej operacji kucia przedstawiono na rysunku nr 6.13. Charakter rozkładu odkształceń jest typowy dla procesów kucia na młocie. Większe wartości występują w górnej części odkuwki, od strony narzędzia uderzającego (matryca górna). Ocena kształtu odkuwki wykazała, że wykrój wypełniony jest prawidłowo i nie występują zakucia. Objętość wypływki jest niewielka co świadczy o prawidłowym doborze objętości wsadu. 105

a) b) c) Rys. 6.13. Rozkład intensywności odkształcenia w materiale dla odkuwki półpiasty 3XS podczas kucia na młocie: a) przy spęczaniu na h=70 mm, b) dla kucia wstępnego, c) dla kucia końcowego Ważną informacją otrzymaną z analizy numerycznej jest przedstawiony na rysunku nr 6.14 rozkład temperatury po operacji kucia wstępnego i końcowego. Największa temperatura występuje w strefie wypływki i przekracza ona wartości 460 C. Taka wartość temperatury podczas procesu jest niebezpieczna, ponieważ może dojść lokalnie przegrzania materiału. Ponieważ wypływka jest usuwana po operacji kucia i stanowi odpad poprodukcyjny więc nie jest to zjawisko dyskwalifikujące i obniżające jakość wyrobu finalnego. W objętości odkuwki zakres temperatur nie przekracza 450 C dlatego sądzi się, że przegrzanie materiału nie powinno wystąpić. Jak można zauważyć, w miejscach gdzie odkształcenia są największe można zaobserwować również wzrost temperatury. Jest to skutek zamiany pracy odkształcenia na ciepło. 106

a) b) Rys. 6.14. Rozkład temperatury w przekroju odkuwki półpiasty 3XS podczas kucia na młocie po operacji: a) kucia wstępnego, b) kucia końcowego Na rysunku 6.15 przedstawiono rozkład kryterium zniszczenia według Cockrofta-Lathama [17] w postaci stałej C-L w materiale, w końcowym etapie poszczególnych operacji kucia. Jak można zauważyć największe wartości występują w obszarze wypływki. Tam też niebezpieczeństwo pęknięcia materiału jest największe. Jest to zgodne z praktyką przemysłową, gdzie w tego typu odkuwkach najczęściej dochodzi do promieniowych pęknięć w obszarze wypływki. Duże wartości obliczonej całki C-L występują również w operacji kucia wstępnego w obszarze bocznej zewnętrznej powierzchni swobodnej kołnierza, natomiast w operacji kucia końcowego na wewnętrznej krawędzi w górnej części odkuwki. Są to obszary również narażone na utratę spójności materiału. a) b) Rys. 6.15. Rozkład kryterium zniszczenia według Cockrofta-Lathama w końcowej fazie operacji kucia odkuwki półpiasty 3XS na młocie: a) dla kucia wstępnego, b) dla kucia końcowego 107

Na podstawie symulacji określono również energię niezbędną do wykonania operacji kucia. Na rysunku 6.16 przedstawiono oszacowaną teoretycznie energię poszczególnych uderzeń bijaka podczas procesu kucia. Jak wynika z obliczeń do operacji spęczania potrzebne jest jedno uderzenie, do operacji kucia wstępnego 2 uderzenia, natomiast do operacji kucia końcowego również 2 uderzenia. Przy projektowaniu procesu kucia zastosowano zasadę, że wielkość młota jest właściwa jeżeli operacje kucia prowadzi się przy użyciu 2 4 uderzeń [98]. Przyjmując to za kryterium oceny można stwierdzić, że przyjęty młot matrycowy jest odpowiedni do realizacji analizowanego procesu. Energia, kj 40 30 20 10 0 Spęczanie Kucie wstępne Ud. 1 Ud. 1 Ud. 2 0 20 40 60 80 100 120 140 Numer kroku symulacji Kucie końcowe Ud. 1 Ud. 2 Rys. 6.16. Wykres teoretycznego zużycia energii niezbędnej do odkształcenia materiału podczas operacji spęczania, kucia wstępnego i końcowego dla odkuwki półpiasty 3XS na młocie Symulacje MES procesu kucia odkuwki klamki Analizę przebiegu procesu kucia odkuwki klamki 1XS według zaprojektowanej w rozdziale 6.2 technologii przeprowadzono dla dwóch stanowisk: na młocie i prasie śrubowej. Osobne symulacje procesu zostały wykonane dla prasy śrubowej o nacisku 6,3 MN na której przeprowadza się kucie w wykroju matrycującym z prędkością v = 0,5 m/s, oraz młota MPM 3150 o energii uderzenia 36 kj i zakładanej sprawności 80 % przy masie części spadającej równej 1200 kg (1000 kg masa bijaka + 200 kg masa matrycy). Naprężenia uplastyczniające wprowadzono do programu w formie tabelarycznej i uzależniono od temperatury w zakresie 20 500 ºC, prędkości odkształcenia 0,001 5 s 1 oraz wartości odkształcenia w zakresie 0 1. Poszczególne operacje w procesie technologicznym kucia (gięcie, kucie wstępne z niedokuciem i kucie końcowe) przedstawiono na rysunku nr 6.17 zamieszczonym poniżej. Na podstawie przeprowadzonych symulacji zestawiono najważniejsze informacje o procesie tj. rozkład odkształceń, temperatur, prędkości odkształcenia oraz kryterium zniszczenia C-L. 108

a) b) c) d) Rys. 6.17. Poszczególne operacje w procesie kucia odkuwki klamki 1XS otrzymane podczas symulacji MES: a) i b) gięcie materiału, c) kucie wstępne z niedokuciem około 2 mm, d) kucie końcowe Rozkład intensywności odkształcenia podczas kucia wstępnego i dla kucia końcowego odkuwki wykonanej na młocie przedstawiono na rysunku 6.18. W obydwu tych przypadkach rozkład intensywności odkształceń jest niejednorodny, a największy przerób plastyczny występuje podczas kucia wstępnego. Obszarem o największej wartości odkształceń jest strefa przejścia z wykroju na wypływkę (szczególnie w obrębie mostka wypływki), co jest charakterystyczne dla procesów kucia matrycowego. Ocena kształtu odkuwki wykazała, że wykrój matrycy wypełniony jest prawidłowo i nie należy spodziewać się wystąpienia wad kuźniczych w postaci zakuć. Objętość wypływki jest stosunkowo duża ponieważ średnica materiału wsadowego dobrana została do największego przekroju poprzecznego detalu. Proces kucia w zakresie uzysku materiałowego można dalej optymalizować poprzez zastosowanie przedkuwki o zmiennym przekroju poprzecznym. Jednakże po dokonaniu stosownej analizy kosztów, na potrzeby wykonania prób przemysłowych zaprojektowany proces pozostawiono ostatecznie bez zmian. 109

a) b) Rys. 6.18. Rozkład intensywności odkształcenia dla procesu kucia odkuwki klamki 1XS na młocie: a) przy kuciu wstępnym, b) przy kuciu końcowym Specyfika procesu kucia matrycowego na młocie charakteryzuje się dużymi wartościami energii uderzenia zamienianej na pracę odkształcenia plastycznego, która z kolei w znacznej części zamieniana jest na ciepło. Odkuwka kształtowana w trakcie operacji kucia wstępnego zwiększa swoją temperaturę szczególnie w obszarach największych odkształceń. Otrzymane wartości temperatur podczas kucia wstępnego są zdecydowanie wyższe w porównaniu do procesu kucia końcowego. Przykładowe zmiany temperatur w odkuwce klamki w końcowych etapach kucia wstępnego z niedokuciem i końcowego zestawiono na rysunku 6.19. Należy podkreślić, że temperatura w objętości odkuwki nie przekracza 450 C dlatego sądzi się, że przegrzanie materiału nie powinno wystąpić. a) b) Rys. 6.19. Rozkład temperatur w końcowym etapie kucia na młocie odkuwki klamki 1XS: a) dla kucia wstępnego z niedokuciem, b) dla kucia końcowego 110

Równolegle do analizy stanu odkształcenia oraz temperatury prowadzono badania dotyczące ryzyka wystąpienia pęknięć w wyrobie. W tym celu wykorzystano dostępne w bazie programu DEFORM 3D kryterium Cockrofta-Lathama (C-L). Przykładowe rozkłady wartości całki C-L charakteryzującej to kryterium w odkuwce po operacji kucia wstępnego oraz po kuciu końcowym przedstawiono na rysunku 6.20. Uzyskanie wyniki wskazują, że w obydwu przypadkach największe wartości całki C-L przy kuciu na młocie występują w obszarze wypływki, oraz w strefie przejścia wykroju w mostek wypływki (promień R1 na rysunku matrycy kuźniczej). Strefa samej wypływki jest dla jakości wykonania odkuwki praktycznie nieistotna, natomiast w obszarach przejścia wykroju w mostek wypływki może wystąpić ryzyko pęknięcia. Zalecanym środkiem zaradczym redukującym to zjawisko jest zwiększenie obecnego promienia R1 stanowiącego przejście wykroju matrycującego w mostek wypływki oraz zwiększenie grubości samego mostka na matrycy. a) b) Rys. 6.20. Rozkład kryterium pękania C-L w trakcie symulacji procesu kształtowania odkuwki klamki 1XS na młocie: a) podczas kucia wstępnego, b) podczas kucia końcowego Analiza wyników symulacji procesu kucia matrycowego odkuwki klamki 1XS na prasie śrubowej pokazuje porównywalną intensywność odkształcenia do procesu realizowanego na młocie. Temperatura zarówno w strefie odkuwki jak też wypływki jest niższa, co jest pośrednio związane również z mniejszą prędkośią odkształcenia plastycznego. Również mniejsze wartości całki C-F powinny skutkować bardziej stabilnym przebiegiem procesu kucia. Na rysunku 6.21 zestawiono wyniki symulacji dla powyższych parametrów w końcowej fazie kucia końcowego odkuwki klamki 1XS na prasie śrubowej. 111

a) b) c) d) Rys. 6.21. Wyniki symulacji procesu kucia odkuwki klamki 1XS na prasie śrubowej z przedstawionym rozkładem : a) intensywności odkształcenia, b) temperatury, c) kryterium pękania C-L, d) prędkości odkształcenia Podczas analizy MES określona została energia potrzebna do kształtowania odkuwki klamki na młocie dla operacji kucia wstępnego i końcowego, oraz obliczono maksymalną siłę kształtowania w tych operacjach kucia na prasie. Podczas pierwszej operacji kucia wstępnego na młocie zużyto około 20,7 kj energii, natomiast podczas drugiej operacji kucia w wykroju matrycującym energia uderzenia wynosiła około 30,3 kj. Maksymalna siła użyta podczas kucia wstępnego w wykroju matrycującym na prasie wynosi około 1,76 MN, natomiast podczas kucia końcowego wzrasta ona do wartości około 2,56 MN. Dokonując oceny wartości potrzebnej energii do odkształcenia materiału na młocie oraz obliczonej siły na prasie można stwierdzić, że przyjęte urządzenia są odpowiednie do realizacji analizowanego procesu. 112

Symulacje MES procesu kucia odkuwki wspornika W obliczeniach sprawdzających poprawność przyjętego rozwiązania założono, że proces kucia odkuwki przebiega w dwóch etapach (kucie wstępne z niedokuciem i kucie końcowe) wg zaprojektowanej w rozdziale 6.2 technologii. Osobne symulacje procesu zostały wykonane dla prasy śrubowej o nacisku 6,3 MN oraz młota MPM 3150. Na podstawie wyników symulacji uzyskano ważniejsze informacje o procesie, tj. rozkład odkształceń, temperatur, kryterium zniszczenia C-L, oraz rozkład prędkości odkształcenia. W celu weryfikacji jakości wyników teoretycznych w następnym etapie zaplanowano badania doświadczalne i próby kucia przedmiotowej odkuwki na matrycach w warunkach przemysłowych. Na rysunku 6.22 pokazano kształt gotowej odkuwki z widoczną wypływką otrzymany w symulacji MES. Wykonana odkuwka nie ma żadnych wad powierzchniowych, co potwierdziło prawidłowość zaprojektowanej technologii. Rys. 6.22. Kształt odkuwki wspornika 2XS uzyskany podczas symulacji MES (góra i dół odkuwki) Na podstawie wyników obliczeń zdefiniowano również najważniejsze parametry procesu oraz zjawiska ograniczające jego prawidłowy przebieg. Porównanie rozkładu intensywności odkształcenia w odkuwce w końcowej fazie kucia końcowego wykonanego na młocie oraz prasie śrubowej zestawiono na rysunku nr 6.23. W obu przypadkach rozkład intensywności odkształceń jest niejednorodny. Największe wartości tego parametru w odkuwce występują w środkowej strefie pomiędzy dwoma występami kształtowanego wyrobu. Obszarem o największej wartości odkształceń w odkuwce jest także wypływka, co jest charakterystyczne dla procesów kucia matrycowego. Pola temperatur na końcowym etapie kucia w wykroju matrycującym zestawiono na rysunku 6.24. W operacji kucia w wykroju matrycującym na młocie największe wartości temperatur zlokalizowano w wypływce, gdzie temperatura osiąga wartość ponad 550 ºC. W pozostałych obszarach temperatura waha się w granicach 450 ºC. Jednocześnie rozkład temperatury przy kuciu odkuwki na prasie śrubowej charakteryzuje zdecydowanie mniejsze wartości w porównaniu do analogicznego procesu kucia na młocie. 113

a) b) Rys. 6.23. Porównanie rozkładu intensywności odkształcenia podczas procesu kucia odkuwki wspornika 2XS: a) na młocie, b) na prasie śrubowej Jest to związane ze specyfiką procesu kucia na młocie, która skutkuje dużymi wartościami energii uderzenia zamienianej na pracę odkształcenia plastycznego i ciepło. Wyrób kształtowany w trakcie tych operacji zwiększa swoją temperaturę szczególnie w obszarach największych odkształceń. Należy zaznaczyć, że uzyskane bardzo duże wzrosty temperatury w szczególności w objętości wypływki mogą wynikać nie tylko z dużej prędkości odkształcenia ale również mogą być rezultatem niedokładności obliczeniowych, wynikających z ograniczeń modelu materiałowego, opartego na danych z zakresu prędkości odkształcenia nieprzekraczających 10 s -1, a więc dużo niższych od prędkości odpowiadających procesom kucia na młotach. Rys. 6.24. Porównanie rozkładu temperatur podczas kucia odkuwki wspornika 2XS: a) na młocie, b) na prasie śrubowej 114

Równolegle do analizy stanu odkształcenia oraz temperatury prowadzono badania dotyczące ryzyka wystąpienia pęknięć w wyrobie. Przykładowe rozkłady wartości całki C-L charakteryzującej to kryterium w odkuwce po kształtowaniu w wykroju matrycującym na młocie i prasie śrubowej porównano na rysunku 6.25. Uzyskane wyniki wskazują, że w obydwu przypadkach największe wartości w odkuwce występują podczas kucia końcowego w obszarze wypływki. Miejscem narażonym na pęknięcie jest także strefa naroży od wewnątrz kształtowanej powierzchni występu co potwierdza słuszność rozdzielenia operacji kucia odkuwki na dwa etapy (kucie wstępne i końcowe) oraz usuwanie wad pomiędzy tymi operacjami. a) b) Rys. 6.25. Porównanie rozkładu całki C-L podczas końcowej fazy kucia odkuwki wspornika 2XS: a) na młocie, b) na prasie śrubowej Analiza MES pozwoliła również określić energię potrzebną do kształtowania odkuwki na młocie w operacjach kucia wstępnego i końcowego oraz obliczyć maksymalną siłę kształtowania w operacji kucia na prasie. Podczas pierwszej operacji kucia wstępnego na młocie zużyto około 28,0 kj energii, natomiast podczas drugiej operacji kucia w wykroju matrycującym energia uderzenia wynosiła około 36,4 kj. Maksymalna siła kucia w wykroju matrycującym na prasie to ok. 8,3 MN. Dokonując oceny wartości potrzebnej energii do odkształcenia materiału na młocie oraz maksymalnej siły na prasie można jednoznacznie stwierdzić, że są one graniczne dla urządzeń przyjętych do realizacji analizowanego procesu. W obydwu przypadkach należy spodziewać się sporego niedokucia odkuwki i otrzymanie wymiarów pionowych w górnych wartościach tolerancji. W tym przypadku zalecanym 115

rozwiązaniem jest uwzględnienie w procesie operacji obcięcia nadmiarów wypływki po kuciu wstępnym i zwiększenie ilości uderzeń podczas samego procesu kucia. Symulacje MES procesu kucia odkuwki dźwigni Analizując kształt i wielkość powierzchni odkuwki dźwigni w płaszczyźnie podziału stwierdzono że na urządzeniach będących do dyspozycji możliwe będzie wykonanie odkuwki jedynie na młocie MPM 3150. Dla tego urządzenia została zaprojektowana sama technologia kucia (szczegółowe założenia podano w rozdziale 6.2) i przeprowadzone symulacje numeryczne procesu kucia odkuwki dźwigni. Poszczególne operacje w procesie kucia przedstawiono na rysunku nr 6.26 i uwzględniają one gięcie materiału wsadowego, kucie wstępne z niedokuciem i kucie końcowe po ponownym nagrzaniu odkuwki. Gięcie wsadu nagrzanego do temperatury 410 C wykonano przy zastosowaniu jednego uderzenia bijaka młota. Następnie przełożono go do wykroju matrycującego i kuto z niedokuciem wynoszącym około 2 mm. Po ochłodzeniu przedkuwki obcięto nadmiary i po ponownym nagrzaniu do temperatury 410 C kuto w wykroju matrycującym, aż do uzyskania kształtu gotowej odkuwki. a) b) c) d) e) f) Rys. 6.26. Wyniki symulacji numerycznej procesu kucia odkuwki dźwigni 4XS prezentujące kolejne operacje: a-c) gięcie, d) kucie wstępne z niedokuciem, e) odkuwka po kuciu wstępnym i obcięciu nadmiarów, f) kucie końcowe 116

Analiza kształtu gotowej odkuwki wykazała, że nie posiada ona wad związanych z niewłaściwym wypełnieniem wykroju. Jednak szczegółowe prześledzenie kinematyki płynięcia wskazuje na możliwość powstania zakuć już w operacji kucia wstępnego. Etap procesu, w którym uwidoczniło się tworzenie tego typu wad przedstawiono na rysunku 6.27. Zakucia umiejscowione są w okolicach zaokrągleń od wewnętrznej strony żebra a przyczyną ich tworzenia się jest płynięcie materiału w dwóch przeciwnych kierunkach. Widoczne jest to na rysunku 6.27, gdzie przedstawiono wektory chwilowej prędkości płynięcia materiału. W procesie technologicznym należy uwzględnić usunięcie tego typu wad bezpośrednio po operacji kucia wstępnego. Jednocześnie zalecane byłoby zaprojektowanie osobnej matrycy przeznaczonej do kucia wstępnego z większymi promieniami zaokrągleń w narożach i na żebrach. W technologii przedstawionej w rozdziale 6.2 ustalono, że z uwagi na jednostkową produkcję i konieczność ograniczenia kosztów narzędzi sam proces kucia będzie wykonywany a) b) c) d) Rys. 6.27. Zakucia w użebrowanej części odkuwki dźwigni 4XS: a) zakucie A, b) wektory prędkości płynięcia materiału w zakuciu A, c) zakucie B i C, d) wektory prędkości płynięcia materiału w zakuciu B i C 117

w dwóch etapach (kucie wstępne i ostateczne) na matrycy końcowej z usuwaniem wad pomiędzy tymi operacjami. Rozkład temperatur w końcowym etapie kucia wstępnego przedstawiono na rysunku 6.28. Analiza rozkładu temperatury w objętości odkuwki wykazała, że największą temperaturę odnotowano w wypływce, gdzie wzrosła ona powyżej 500 C. W operacji kucia końcowego duży wzrost temperatury wystąpił w wypływce oraz w płaskim denku użebrowanej części odkuwki. Można wnioskować, że oprócz zamiany pracy odkształcenia plastycznego na ciepło, dodatkowy wzrost temperatury w tym miejscu powoduje tarcie materiału wyciskanego na boki. Rys. 6.28. Rozkład temperatur w odkuwce w końcowej fazie kucia wstępnego Rozkład intensywności odkształcenia po operacji kucia wstępnego i w odkuwce po operacji kucia końcowego przedstawiono na rysunku 6.29. Należy zaznaczyć, że w gotowej odkuwce podano intensywność odkształcenia jakiej doznał materiał tylko w operacji kucia końcowego, bez przeniesienia historii odkształcenia z poprzednich operacji. Największa intensywność odkształcenia występuje w wypływce. W objętości odkuwki, obszarem o największych wartościach tego parametru jest płaskie denko w części użebrowanej odkuwki wstępnej. Rozkład intensywności odkształcenia w obu przypadkach (przy kuciu wstępnym i końcowym) odpowiada jakościowo rozkładowi temperatury. Analogia ta wynika z zamiany pracy odkształcenia plastycznego na ciepło, a więc w miejscach gdzie odkształcenia są większe wydziela się więcej ciepła, co powoduje wzrost temperatury odkuwki. Z tego powodu zarówno w kuciu wstępnym jak i końcowym, największa intensywność odkształcenia a tym samym największa temperatura występuje w strefie wypływki. 118

a) b) Rys. 6.29. Kształt odkuwki po kuciu wstępnym (a) i końcowym (b) wraz z rozkładem intensywności odkształceń w procesie kucia na młocie Rozkład kryterium pękania według Cockrofta-Lathama (C-L) dla przypadku kucia odkuwki dźwigni na młocie przedstawiono na rysunku 6.30. Jak można zauważyć dużo większe wartości całki C-L, reprezentującej to kryterium, występują w operacji kucia wstępnego. Najbardziej niekorzystne warunki z uwagi na zniszczenie materiału można zaobserwować na obrzeżach wypływki, gdzie miejscowo całka osiąga wartość około 0,5. W tych miejscach prawdopodobieństwo wystąpienia pęknięć i rozwarstwień jest największe. Dla odkuwki wykonanej podczas kucia wstępnego najniebezpieczniejsze miejsca występują w strefach na powierzchni żeber i piasty. a) b) Rys. 6.30. Rozkład kryterium pękania według Cockrofta-Lathama w odkuwce w końcowym etapie operacji kucia: a) wstępnego z niedokuciem, b) końcowego 119

Weryfikacja teoretyczna procesu metodą elementów skończonych potwierdza możliwość uzyskania prawidłowych wyrobów przy zastosowaniu zaprojektowanego procesu kucia i daje podstawę do przejścia do kolejnego etapu badań prób kucia matrycowego w warunkach przemysłowych. Wyniki obliczeń inżynierskich otrzymane podczas analiz komputerowych zestawione zostaną z danymi otrzymanymi podczas badań metodami eksperymentalnymi. Proces kucia na prasie śrubowej charakteryzuje się korzystnym rozkładem temperatury. Podczas analizy nie zaobserwowano dużego wzrostu temperatury w objętości odkuwki, co świadczy o pewnej równowadze pomiędzy ciepłem generowanym wskutek tarcia i odkształcenia plastycznego a oddawanym na powierzchni kontaktu materiału odkształcanego z narzędziem i powietrzem. Podobne wyniki analizy teoretycznej w ujęciu jakościowym uzyskano dla różnych stopów magnezu wytypowanych do badań. 120

7. Weryfikacja doświadczalna procesów kucia w warunkach przemysłowych W ramach wykonanych prac badawczych związanych z weryfikacją procesu przeprowadzone zostały serie prób technologicznych kucia matrycowego wybranych typów odkuwek w warunkach przemysłowych. Głównym celem realizowanych prac była eksperymentalna weryfikacja zaprojektowanego procesu kucia matrycowego w oparciu o najważniejsze parametry technologiczne zidentyfikowane podczas pierwszego etapu badań eksperymentalnych wstępnych (próby spęczania) a także przeprowadzonych komputerowych analiz numerycznych MES dla przyjętych modelów procesów. Należy podkreślić, że przeprowadzane badania doświadczalne w warunkach zakładu produkcyjnego zaprezentowane w poniższym rozdziale stanowią najważniejszy etap prac badawczych i mogą stać się podstawą do przemysłowego wdrożenia technologii kucia matrycowego wybranych stopów magnezu wraz z późniejszym ich rozwojem. Wszystkie przewidziane próby wykonano w warunkach przemysłowych na urządzeniach wymienionych w rozdziale 4.2. W oparciu o zaprojektowaną w rozdziale 6.1 dokumentację konstrukcyjną na potrzeby prób kucia wykonane zostały pełnowymiarowe zestawy narzędziowe. Matryce kuźnicze wykonano na 3-osiowym centrum CNC (rysunek 7.1) i przygotowano do zabudowania zarówno na prasie śrubowej jak i młocie kuźniczym. a) b) Rys. 7.1. Przykładowe zestawy narzędziowe w trakcie wykonywania: a) matryca kuźnicza dla odkuwki klamki 1XS, b) matryca kuźnicza dla odkuwki wspornika 2XS 7.1 Próby przemysłowe kucia odkuwki klamki 1XS W rezultacie przeprowadzonych badań eksperymentalnych odkuto odkuwki na prasie śrubowej i młocie w warunkach przemysłowych. Wsad wykorzystany w procesie kucia odkuwek klamek stanowiły pręty wyciskane o średnicy 22 mm i długości 170 mm. Proces 121

kucia podzielony został na dwa etapy kucie wstępne połączone z gięciem materiału wsadowego w wykroju pomocniczym, po czym przewidziano ponowne grzanie przedkuwki i kucie ostateczne w wykroju matrycującym. Podczas realizacji procesu temperatura grzania wsadu była utrzymywana w stałym zakresie 410 C (±10 C). Poszczególne etapy procesu kucia matrycowego zestawiono poniżej na rysunku 7.2. Sekwencja operacji w procesie kucia odkuwek na prasie śrubowej i młocie przebiegała wg tego samego schematu. Odkuwki na prasie wykonano przy użyciu jednego uderzenia zarówno podczas kucia wstępnego jak i końcowego. Dla odkuwek wykonywanych na młocie najbardziej optymalnym rozwiązaniem okazało się zastosowanie większej liczby uderzeń o mniejszej energii niż zakładano. Zastosowano od 4 do 5 uderzeń przy kuciu wstępnym i 2 uderzenia przy kuciu matrycującym ostatecznym. Zgodnie z zaleceniami podanymi w literaturze specjalistycznej podczas trwania procesu kucia, temperatura matryc przez cały czas była utrzymywana powyżej 300 C, do czego wykorzystano podgrzewanie palnikami gazowymi. a) b) c) d) e) Rys. 7.2. Przebieg procesu kucia odkuwki klamki 1XS: a) gięcie wsadu w wykroju pomocniczym, b) ułożenie materiału po gięciu w wykroju, c) kucie wstępne z niedokuciem, d) kucie ostateczne, e) gotowe odkuwki przed okrawaniem wypływki 122

Przebieg proces kucia na prasie śrubowej okazał się bardzo stabilny. Odkuwki ze wszystkich badanych stopów AZ31B, AZ61A jak i MgAl4Zn po ocenie wizualnej zakwalifikowano jako prawidłowe bez wad typu pęknięcia i rozwarstwienia, zarówno w obrębie odkuwki jak i wypływki. Przy zbyt intensywnie prowadzonym procesie kucia wzrasta temperatura w materiale głównie w strefach o największej intensywności odkształcenia plastycznego tam gdzie praca odkształcenia zamieniana jest w dużej mierze na ciepło. Jak zaobserwowano podczas prób spęczania stopu magnezu AZ61A, przy temperaturach około 450 C pojawia się zjawisko kruchego pękania. Dla odkuwek kutych na młocie widoczne jest to bardzo wyraźnie w strefie paska dociskowego (mostka) i wypływki (rysunek 7.3). W miejscach tych intensywność odkształcenia a co za tym idzie temperatura materiału jest największa. Największa skłonność tego stopu do pękania jest efektem nakładania się zjawiska kruchego pękania przy wyższych temperaturach i jednocześnie dużej wrażliwości samego stopu na prędkość odkształcenia. Podczas prób kucia na młocie dla wszystkich stopów zaobserwowano, że zastosowanie większej liczby uderzeń przy jednoczesnym zmniejszeniu ich energii powoduje bardziej stabilne zachowanie się materiału podczas procesu i mniejszą ilość pęknięć na wypływce. Istnieje tutaj pewna analogia procesowa z kuciem wysokowytrzymałych stopów aluminium, dla których proces kucia na młocie wykonuje się przy większej ilości uderzeń o mniejszej energii z jednoczesnym stosowaniem krótkich przerw (trwających około 3 sekund) pomiędzy poszczególnymi uderzeniami mającymi na celu oddanie ciepła przez materiał i uniknięcie zjawiska powstawania charakterystycznych pęknięć w płaszczyźnie podziału odkuwki. Rys. 7.3. Odkuwki klamki 1XS z widocznymi pęknięciami w obszarze wypływki (materiał AZ61A) 123

Po obcięciu wypływki odkuwki przekazano do wykonania dalszych operacji technologicznych oraz badań laboratoryjnych mających na celu potwierdzenie jakości i spełnienia wymagań warunków technicznych podanych na rysunku odkuwki. W przeprowadzonych procesach kucia wstępnego i końcowego użyto smaru na bazie łoju zwierzęcego i grafitu. 7.2 Próby przemysłowe kucia odkuwki wspornika 2XS Zaprojektowany proces technologiczny kucia odkuwki wspornika obejmował przeprowadzenie badań eksperymentalnych na prasie śrubowej i młocie kuźniczym. Podczas procesu wykorzystano podgrzewanie matrycy kuźniczej palnikami gazowymi w celu zachowania wymaganej temperatury zestawu narzędziowego podczas kucia. Zgodnie z ustaleniami określonymi podczas obliczeń inżynierskich MES siła potrzebna do odkucia odkuwki na prasie śrubowej wynosi powyżej 8 MN. Podczas wykonywania prób kucia na dostępnej prasie o nacisku maksymalnym 6,3 MN (630 ton) zastosowano następujące rozwiązanie, umożliwiające otrzymanie odkuwek zgodnych wymiarowo w zakresie wymiarów pionowych, uzależnionych od stopnia niedokucia odkuwki. Kucie wstępne przy założonej temperaturze nagrzewu 410 C (±5 C) wykonano przy użyciu trzech uderzeń suwaka prasy. Po każdym uderzeniu odkuwka była wyjmowana z wykroju w celu jego odgazowania i naniesienia smaru na powierzchnię wykroju matrycy. Bezpośrednio po kuciu wstępnym usunięta została wypływka z nadmiarami materiału. Założono, że dzięki temu podczas dalszego procesu kucia płynięcie materiału z wykroju w strefę mostka i magazynka będzie hamowane w dużo mniejszym stopniu, co z kolei obniży siłę kształtowania. Odkuwki zostały poddane w dalszych etapach procesowi oczyszczenia powierzchni i mechanicznego usunięcia wszystkich powstałych przy kuciu wstępnym wad powierzchniowych. Poszczególne etapy procesu kucia wstępnego na przykładzie stopu AZ61A kutego na prasie śrubowej przedstawiono na rysunku 7.4. Przebieg proces kucia końcowego zarówno na prasie śrubowej jak i młocie zapewnił wykonanie odkuwek zgodnych z wymaganiami. Odkuwki ze wszystkich badanych stopów AZ31B, AZ61A jak i MgAl4Zn po oczyszczeniu powierzchni oraz ocenie wizualnej zakwalifikowano jako prawidłowe bez dyskwalifikujących wad typu pęknięcia i rozwarstwienia. Jednocześnie zaobserwowano, że odkuwki odkute na młocie posiadają znacznie większą ilość drobnych wad powierzchniowych (w tym płytkie rozwarstwienia w płaszczyźnie podziału) w porównaniu do tych wykonanych na prasie śrubowej. Wszystkie wady powierzchniowe zostały usunięte drogą zaczyszczania w dalszych operacjach ślusarskich. Rozwarstwienia w płaszczyźnie podziału możliwe są do wyeliminowania poprzez 124

dokonanie zmian w konstrukcji matrycy kuźniczej obejmujących zwiększenie grubości mostka, oraz wyłożenia promienia przejścia wyroju na mostek. a) b) c) d) e) Rys. 7.4. Przebieg procesu kucia wstępnego odkuwki wspornika 2XS na prasie śrubowej (stop AZ61A): a) ułożenie wsadu w wykroju, b) pierwsze uderzenie, c) drugie uderzenie, d) trzecie uderzenie, e) gotowe odkuwki przed obcinaniem wypływki Dokonując oceny wartości potrzebnej energii do odkształcenia materiału na młocie oraz maksymalnej siły na prasie można ostatecznie stwierdzić, że były one graniczne dla urządzeń przyjętych do realizacji procesu kucia końcowego. Zgodnie z przewidywaniami których podstawą były symulacje numeryczne zaobserwowano spore niedokucie odkuwek. W przypadku kucia na prasie śrubowej wymiary pionowe przekraczają nieznacznie swoje dopuszczalne górne graniczne tolerancje. Cechą charakterystyczną odkuwek kutych na prasie są także pojawiające się nieliczne niewypełnienia promieni naroży w strefie dwóch występów. Związane jest to z małą intensywnością odkształcenia materiału w tych miejscach, oraz 125

niewystarczającą siłą niezbędną do całkowitego wypełnienia wykroju matrycy. Analizując wygląd wypływki dla odkuwek kutych na młocie i prasie śrubowej bardzo wyraźnie widoczny jest wpływ prędkości odkształcenia na zdolność do odkształceń plastycznych stopów magnezu. Na rysunku 7.5 przedstawiono porównanie wyglądu wypływki dla przykładowych odkuwek wsporników z materiału MgAl4Zn (MA2) odkutych na prasie śrubowej i na młocie matrycowym. W przypadku kucia na prasie śrubowej proces przebiega w sposób bardziej stabilny, a także ze znacznie mniejszymi prędkościami odkształcenia w porównaniu do młota. Ponieważ wypływka jest miejscem gdzie intensywność odkształcenia, a co za tym idzie również temperatura materiału jest największa, widoczna większa skłonność do pękania w obrębie wypływki dla przykładu kucia na młocie jest efektem jednoczesnego nakładania się zjawiska kruchego pękania przy wyższych temperaturach i dużej wrażliwości stopów magnezu na prędkość odkształcenia. a) b) Rys. 7.5. Porównanie kształtu wypływki dla odkuwki wspornika 2XS (materiał MgAl4Zn): a) na prasie śrubowej F1736A, b) na młocie kuźniczym MPM 3150 Podczas przeprowadzonych wszystkich prób kucia użyto smaru na bazie łoju zwierzęcego i grafitu. Po obcięciu wypływki odkuwki przekazano do wykonania dalszych operacji 126

technologicznych, a także badań laboratoryjnych mających na celu potwierdzenie jakości i spełnienia wymagań warunków technicznych podanych na rysunku odkuwki. 7.3 Próby przemysłowe kucia odkuwki półpiasty 3XS Po zaprojektowaniu i wykonaniu zestawów narzędziowych przeprowadzono próby kucia na młocie matrycowym o masie części spadającej równej 3400 kg i energii uderzenia równej 110 kj. Podczas kucia stosowano smarowanie smarem na bazie łoju i grafitu. W pierwszej kolejności dokonano weryfikacji różnych wariantów spęczania materiału wsadowego zgodnie z teoretycznymi wynikami symulacji MES. W przypadku kucia bezpośrednio z wsadu a także przy zastosowaniu spęczenia materiału na wysokość około 80 mm otrzymano odkuwki posiadające głębokie zakucia u podstawy kołnierza w miejscu zgodnym z wynikami symulacji. Ostatecznie zastosowano spęczenie wsadu na wysokość około 70 mm po czym tak wstępnie przygotowaną przedkuwkę odkształcano w wykroju matrycującym wykonując kolejne operacje procesu technologicznego. Odkuwka półpiasty wybrana do prób doświadczalnych należy do grupy wyrobów osiowo-symetrycznych, dla których zastosowaną wstępną operacją jest swobodne spęczanie wsadu. Przy tego typu konstrukcji w początkowej fazie procesu kucia przygotówki w wykroju matrycującym w odkształcanym materiale dominuje osiowosymetryczny stan naprężenia z przewagą naprężeń rozciągających. Jest to newralgiczna faza procesu kucia, która może charakteryzować się utratą spójności materiału w przypadku użyciu zbyt dużej energii podczas pierwszych uderzeń bijaka. W trakcie rozpoczęcia wypełniania wykroju ulega zmianie stan naprężeń na trójosiowe ściskanie. Na rysunku 7.6 przedstawiono wygląd odkuwki wykonanej ze stopu AZ61A w początkowej fazie procesu kucia w wykroju matrycującym. Powstałe pęknięcia są powodem utraty spójności materiału wywołane obwodowymi naprężeniami rozciągającymi w materiale. Należy podkreślić, że dla pozostałych wybranych materiałów tj. AZ31B i MgAl4Zn zjawisko takie nie występuje, co świadczy o większej plastyczności tych stopów, a także o ich mniejszej wrażliwości na prędkość odkształcenia w porównaniu do stopu AZ61A. W operacjach kucia liczba uderzeń była większa niż obliczona w symulacji. Niemniej jednak stwierdzono, że wielkość młota została dobrana prawidłowo. Jego energia była wystarczająca do przeprowadzenia procesu do końca. Podczas przeprowadzonych prób kucia wstępnego i końcowego użyto smaru na bazie łoju zwierzęcego i grafitu. 127

Rys. 7.6. Odkuwka półpiasty 4XS ze stopu AZ61A z widocznymi pęknięciami powstałymi w początkowej fazie kucia w wykroju matrycującym Poszczególne etapy kucia przedstawiono na rysunku 7.7. Wykonane odkuwki z materiałów AZ31B oraz MgAl4Zn nie posiadają wad. Nie stwierdzono dyskwalifikujących pęknięć, zakuć i niewypełnień wykroju. a) b) c) d) e) Rys. 7.7. Przebieg procesu kucia odkuwki półpiasty 4XS: a) spęczanie wsadu, b) ułożenie materiału po spęczaniu w wykroju, c) kucie wstępne z niedokuciem, d) kucie ostateczne, e) gotowe odkuwki przed okrawaniem wypływki 128

7.4 Próby przemysłowe kucia odkuwki dźwigni 4XS Przebieg prób kucia odkuwki dźwigni był podobny do odkuwki piasty. W związku z tym przedstawione zostaną najważniejsze wyniki w tym zakresie. Badaniom poddano gatunki stopów magnezu AZ31B, AZ61A i MgAl4Zn na stanowisku młota matrycowego MPM 10000. Na podstawie wykonanych prób stwierdzono, podobnie jak przy kuciu piasty, że najlepszym gatunkiem do kucia jest stop AZ31B. Możliwe jest uzyskanie prawidłowego wyrobu również ze stopu AZ61A i MgAl4Zn. Poszczególne etapy procesu kucia i jego przebieg przedstawiono na rysunku nr 7.8. a) b) c) d) Rys. 7.8. Przebieg procesu kucia odkuwki dźwigni 4XS: a) gięcie wsadu, b) ułożenie materiału po gięciu w wykroju, c) kucie wstępne z niedokuciem, d) kucie ostateczne Pierwsze próby kucia przeprowadzono zgodnie z zaprojektowaną w rozdziale 6.2 dokumentacją technologiczną. Ocena wizualna pierwszej partii odkuwek po kuciu wstępnym wykazała, że wykonane przedkuwki posiadają zakucia powstałe na promieniach zaokrągleń od wewnątrz żeber po obydwu stronach (rysunek 7.9). Lokalizacja tych wad jest zgodna z modelem teoretycznym otrzymanym podczas symulacji MES. Zakucia powstają w operacji kucia wstępnego w strefie gwałtownej zmiany przekroju poprzecznego wyrobu i związanego z tym intensywnego płynięcia materiału z dwóch prostopadłych do siebie kierunków. W związku z powyższym operację kucia wstępnego wykonano przy użyciu sześciu uderzeń (zamiast czterech) o mniejszej energii z krótkimi przerwami pomiędzy uderzeniami. Okazało się, że płynięcie materiału uległo znaczącej poprawie. Uzyskano wyroby o mniejszej ilości wad powierzchniowych, bez pęknięć i o dobrej jakości. Zastosowanie większej liczby uderzeń niesie 129

za sobą konsekwencję spadku temperatury odkształcanego materiału. W związku z tym należy dołożyć należytej staranności w kontroli tego parametru. W razie potrzeby przedkuwki należy dogrzewać w celu dokończenia operacji kucia wstępnego, która jest zasadnicza w aspekcie powstawania pęknięć. Rys. 7.9. Zakucia powstałe w operacji kucia wstępnego zlokalizowane w pobliżu promienia zaokrąglenia przy żebrach Należy dodać, że niektóre gotowe odkuwki po kuciu końcowym posiadały pęknięcia przy podstawie żeber. Warunkami sprzyjającymi powstawaniu tej wady są: obniżanie się temperatury i duża energia uderzenia w operacji kucia końcowego. Należy więc stosować większą liczbę uderzeń o mniejszej energii. Można wnioskować, że poprawę warunków kształtowania przyniesie również zmiana konstrukcyjna polegająca na zwiększeniu promienia zaokrąglenia przy podstawie żeber z R4 na R10. Pomimo występujących ograniczeń, zachowanie odpowiedniego reżimu technologicznego procesu i zastosowanie podanych korekt, zapewniło uzyskanie prawidłowych wyrobów (rysunek 7.10). a) b) c) Rys. 7.10. Prawidłowe odkuwki dźwigni 4XS wykonane na młocie a) stop AZ31B, b) stop AZ61A, c) stop MgAl4Zn 130

8. Walidacja procesu i badania laboratoryjne wykonanych odkuwek W celu potwierdzenia prawidłowości tezy pracy oraz dokonania stosownej oceny jakościowej odkuwek wykonanych podczas badań eksperymentalnych w warunkach przemysłowych wykonano serię badań laboratoryjnych. Zakres badań obejmował następującą ocenę: sprawdzenie własności wytrzymałościowych przy pomocy statycznej próby rozciągania w temperaturze pokojowej, pomiary twardości wykonanych odkuwek metodą Brinella, badania metalograficzne mikrostruktury w stanie trawionym, badania makrostruktury w przekrojach wzdłużnym i poprzecznym do kierunku przebiegu włókien w odkuwce. Dla potwierdzenia właściwego wyboru warunków kucia oraz obróbki cieplnej przeprowadzono badania laboratoryjne na czterech rodzajach odkuwek wykonanych z materiałów: AZ31B, AZ61A i MgAl4Zn w różnych wariantach kucia, gatunku materiału i obróbki cieplnej. Badania przeprowadzono na próbkach pobranych z odkuwek w stanie surowym oraz na próbkach pobranych z odkuwek po wyżarzaniu wg parametrów ustalonych w karcie technologicznej obróbki cieplnej przedstawionej w rozdziale 6.2. Na rysunku 8.1 pokazano przykładowo miejsce pobrania próbek do badań laboratoryjnych dla poszczególnych odkuwek. a) b) przekroje sprawdzenia makrostruktury miejsce pomiaru HB miejsce sprawdzenia HB 1x próbka Rm wzdłuż włókien 2 próbki Rm wzdłuż włókien przekrój sprawdzenia makrostruktury c) d) przekrój sprawdzenia makrostruktury 2 próbki Rm wzdłuż kierunku włókien Miejsce pomiaru HB miejsce sprawdzenia HB 1x próbka Rm w poprzek włókien po szerokości sprawdzenie makrostruktury Rys. 8.1. Miejsca pobrania próbek do badań dla poszczególnych odkuwek: a) klamki 1XS, b) wspornika 2XS, c) półpiasty 3XS, d) dźwigni 4XS 131

8.1 Badania własności mechanicznych odkuwek W zakresie badań jakościowych odbiorczych wykonanych odkuwek podczas prób kucia przewidziane zostało sprawdzenie własności wytrzymałościowych i twardości. Do statycznej próby rozciągania przygotowano proporcjonalne próbki wytrzymałościowe wycięte z odkuwek w kierunku wzdłużnym do przebiegu włókien dla odkuwek 1XS, 2XS i 4XS, oraz dla kierunku poprzecznego po szerokości dla odkuwki półpiasty 3XS. Próbę rozciągania przeprowadzono w temperaturze pokojowej 20 C wg metodyki podanej w normie PN-EN ISO 6892-1:2010 metoda B. Znormalizowane wymiary części pomiarowych próbek wynosiły: średnica początkowa d0=5mm i długość początkowa L0=25mm. Pomiary twardości odkuwek wykonano metodą Brinella wg metodyki określonej w normie PN-EN ISO 6506-1:2014 pod obciążeniem 306,5 N z zastosowaniem wgłębnika o średnicy 2,5 mm z węglików spiekanych. Do badań własności mechanicznych użyte zostało następujące wyposażenie: maszyna wytrzymałościowa typ WPMA ZD40 z oprogramowaniem Zwick testxpert II, ekstensometr typ MINI MFA2, twardościomierz typ HPO 250. W tabelach 8.1 i 8.2 zestawiono wyniki badań własności mechanicznych dla wybranych odkuwek wykonanych na młocie kuźniczym i prasie śrubowej. Tab. 8.1. Zestawienie otrzymanych własności mechanicznych dla wybranych odkuwek wykonanych podczas prób kucia na młocie Rodzaj odkuwki Klamka 1XS Nr odkuwki 3 Gatunek/ stan obróbki MgAl4Zn surowy Twardość HBW2,5/32,5 52,8 52,8 50,6 Statyczna próba rozciągania R p0,2 [MPa] R m [MPa] A 5 [%] 177 253 13,6 Klamka 1XS 4 MgAl4Zn wyżarzony 50,9 51,5 50,3 197 262 12,8 Klamka 1XS 14 AZ61 surowy 54,1 51,8 50,9 203 292 14,4 Klamka 1XS 15 AZ61 wyżarzony 51,5 51,5 53,1 213 292 10,0 Klamka 1XS 21 AZ31 surowy 53,4 53,1 53,1 212 262 14,8 Klamka 1XS 22 AZ31 wyżarzony 53,4 53,4 50,9 227 273 15,2 132

Tab. 8.2. Zestawienie otrzymanych własności mechanicznych dla wybranych odkuwek wykonanych podczas prób kucia na prasie śrubowej Rodzaj odkuwki Klamka 1XS Nr odkuwki 1 Gatunek/ stan obróbki MgAl4Zn surowy Twardość HBW2,5/32,5 57,5 54,8 53,4 Statyczna próba rozciągania R p0,2 [MPa] R m [MPa] A 5 [%] 205 272 12,0 Klamka 1XS Klamka 1XS 3 13 MgAl4Zn wyżarzony AZ61A surowy 53,8 53,4 52,8 57,5 56,8 60,5 212 270 14,4 218 305 12,0 Klamka 1XS Klamka 1XS 15 22 AZ61A wyżarzony AZ31B surowy 56,5 60,5 53,4 57,5 57,2 59,0 220 302 10,0 234 280 14,4 Klamka 1XS Wspornik 2XS 23 1 AZ31 wyżarzony MgAl4Zn surowy 53,4 53,4 54,1 50,9 48,3 49,7 213 272 14,0 161 261 14,0 Wspornik 2XS Wspornik 2XS 3 5 MgAl4Zn wyżarzony AZ61A surowy 51,5 49,7 57,5 61,7 59,4 53,4 163 258 11,5 180 292 12,5 Wspornik 2XS 7 AZ61A wyżarzony 54,8 52,8 52,2 183 297 12,0 133

8.2 Badania strukturalne mikroskopowe odkuwek Badania mikrostruktury przeprowadzono na próbkach pobranych z odkuwek z poszczególnych wariantów badania, tj. uwzględniając: gatunek materiału: AZ 31B, AZ61A i MgAl4Zn, warunki kucia: prasa śrubowa, młot, parametry chłodzenia odkuwek bezpośrednio po kuciu: woda o temperaturze 10 40 C lub swobodnie w powietrzu, warunki obróbki cieplnej: stan surowy bądź po wyżarzaniu. Przeprowadzone badania strukturalne obejmujące badania wielkości ziarna i wydzieleń miały na celu określenie wpływu warunków kucia, obróbki cieplnej i gatunku materiału na wielkość ziarna w badanych odkuwkach oraz powstanie ewentualnych defektów strukturalnych. Do badań mikroskopowych przygotowano próbki z odkuwek z różnych wariantów procesu. Etapy przygotowania badań mikroskopowych obejmowały: a) określenie miejsca pobrania próbek do badań, b) wycięcie próbek w kierunku prostopadłym do kierunku kucia, oraz wstępne przygotowanie tj. szlifowanie oraz ich inkludowanie w żywicy termoutwardzalnej przy pomocy praski, c) szlifowanie zainkludowanych próbek kolejno przy użyciu materiałów ściernych o granulacjach: papier wodny o gradacji 120, papier wodny o gradacji 400, papier wodny o gradacji 600, papier wodny o gradacji 800, d) polerowanie próbek przy użyciu polerki LECO SS2000 z zastosowaniem tarczy polerskiej typu DP-PLUS firmy Struers, zawiesiny diamentowej DiaDuo-2 9µm- firmy Struers, e) trawienie próbek w roztworze Acetic-Picral o składzie: 6g kwasu pikrynowego, 100 ml C2H5OH, 10 ml H2O destylowana, 5 ml CH3COOH. 134

Badania mikroskopowe przeprowadzono wykorzystując optyczny mikroskop metalograficzny typu Leica MEF4M z system analizy obrazu NIS-Elements. Ocena mikrostruktury została wykonana na zgładach metalograficznych przy powiększeniu 200x, 500x i 1000x po uprzednim wytrawieniu w/w odczynnikiem. Ocenę wielkości ziarna wykonano metodą porównawczą wg normy ASTM E112-10 [9]. W tab. 8.3 zestawiono przykładowe mikrostruktury odkuwek odkutych na prasie śrubowej wraz z oceną wielkości ziarna oraz przykładowe zaobserwowane zmiany strukturalne. Tab. 8.3. Atlas mikrostruktur odkuwek wykonanych ze stopów MgAl4Zn, AZ61A i AZ31B odkutych na prasie śrubowej Mikrostruktura odkuwki klamki 1XS gatunek MgAl4Zn stan bez obróbki cieplnej. Ziarno wg wzorca nr 8-9, występują obszary zniekształconych ziaren wg wzorca nr 5. Mikrostruktura odkuwki klamki 1XS gatunek MgAl4Zn stan wyżarzony, ziarno wg wzorca nr 8-10. Mikrostruktura odkuwka klamki 1XS gatunek AZ61A stan bez obróbki cieplnej, ziarno wg wzorca nr 8-9 + pojedyncze ziarna nr 6. 135

c.d. Tab. 8.3. Mikrostruktura odkuwki klamki 1XS gatunek AZ61A stan wyżarzony, ziarno wg wzorca nr 8-9 + pojedyncze ziarna nr 6. Mikrostruktura odkuwki klamki 1XS gatunek AZ31B stan bez obróbki cieplnej, ziarno wg wzorca nr 9-10 + obszary większych ziaren nr 7. Mikrostruktura odkuwki klamki 1XS gatunek AZ31B stan wyżarzony, ziarno wg wzorca nr 7-9 + obszary większych ziaren nr 7. Mikrostruktura odkuwki wspornika 2XS gatunek MgAl4Zn stan bez obróbki cieplnej, ziarno wg wzorca nr 6-8. 136

c.d. Tab. 8.3. Mikrostruktura odkuwka wspornika 2XS gatunek MgAl4Zn stan wyżarzony, ziarno wg wzorca nr 7-8. Mikrostruktura odkuwki wspornika 2XS gatunek AZ61A stan bez obróbki cieplnej, ziarno wg wzorca nr 6-7. Mikrostruktura odkuwki wspornika 2XS gatunek AZ61A stan wyżarzony, ziarno wg wzorca nr 7-8 + ziarna nr 5. W tab. 8.4 pokazano przykładowe mikrostruktury odkuwek kutych na młocie wraz z oceną wielkości ziarna i zaobserwowanych zmian strukturalnych. 137

Tab. 8.4. Atlas mikrostruktur odkuwek wykonanych ze stopów MgAl4Zn, AZ61A i AZ31B odkutych na młocie kuźniczym Mikrostruktura odkuwki klamki 1XS gatunek MgAl4Zn stan bez obróbki cieplnej, ziarno wg wzorca nr 7-9. Mikrostruktura odkuwki klamki 1XS gatunek MgAl4Zn stan wyżarzony, ziarno niejednorodne wg wzorca nr 8-9+ ziarna nr 5. Mikrostruktura odkuwki klamki 1XS gatunek AZ31B stan bez obróbki cieplnej, ziarno niejednorodne wg wzorca nr 8-10 + ziarna nr 6. Mikrostruktura odkuwki klamki 1XS gatunek AZ31B stan wyżarzony, ziarno niejednorodne wg wzorca nr 6-9. 138

c.d. Tab. 8.4. Mikrostruktura okuwki klamki 1XS gatunek AZ61A stan bez obróbki cieplnej, ziarno niejednorodne wg wzorca nr 8-9 + ziarna nr 6. Mikrostruktura odkuwki klamki 1XS gatunek AZ61A stan wyżarzony, ziarno niejednorodne wg wzorca nr 6-8. 8.3 Badania makroskopowe odkuwek Badania makroskopowe i związana z nimi ocena pod kątem obecności wad wewnętrznych zostały wykonane dla wszystkich czterech typów odkuwek oraz wytypowanych stopów magnezu do prób kucia w warunkach przemysłowych. Ocenę makrostruktury przeprowadzono na makroszlifach w stanie nietrawionym, przygotowanych z próbek wyciętych w zależności od wymagań prostopadle lub wzdłużnie do kierunku przebiegu włókien. Przekroje, w których sprawdzana była makrostruktura określone zostały na poszczególnych rysunkach konstrukcyjnych odkuwek zamieszczonych w rozdziale 6.1. W makrostrukturze badanych odkuwek nie zaobserwowano wad wewnętrznych typu pęknięcia wewnętrzne, nieciągłości a także innych wad powierzchniowych typu zakucia. Odkuwki nie posiadają także rozwarstwień w płaszczyźnie podziału na co mogłyby wskazywać wyniki wcześniej przeprowadzonych szczegółowych symulacji numerycznych metodą elementów skończonych. Na rysunku 8.2 poniżej pokazano przykładową makrostrukturę dla kierunku poprzecznego do kierunku przebiegu włókien w odkuwkach klamek 1XS dla poszczególnych technologii kucia i stopów magnezu. 139

a) b) c) d) e) f) Rys. 8.2. Makrostruktura odkuwek klamki 1XS odkutych na prasie śrubowej F1736A ze stopu: a) MgAl4Zn, b) AZ61A, c) AZ31B oraz odkutych na młocie MPM 3150 ze stopu d)mgal4zn, e) AZ61A i f) AZ31A W celu porównania i oceny makrostruktury dla próbek pobranych wzdłuż kierunku przebiegu włókien w odkuwce na rysunku 8.3 przedstawiono przykładowe makroszlify wzorców dla odkuwek klamki 1XS, wspornika 2XS i dźwigni 4XS. Makrostruktura odkuwek nie wykazuje także wtrąceń likwacyjnych i innych tego typu wad strukturalnych. Zaobserwowano jedynie pojedyncze drobne wtrącenia niemetaliczne i skupiska segregacji w liczbie nie większej niż 4 na całym przekroju i o powierzchni nie większej niż 0,5 mm 2 każdy. Wady te są związane z czystością materiału wsadowego użytego do kucia i nie mają wpływu na dokonywaną ocenę. Ponadto na powierzchni odkuwek nie występują inne wady w postaci łusek, pęcherzy, wżerów, rakowatości, porowatości oraz rys. Jednym z zaobserwowanych defektów powierzchniowych są wciągi z pozostałością grafitu pochodzące ze smaru użytego w procesie kucia (łój z grafitem). Te wprowadzone zanieczyszczenia powierzchniowe sprawiają problemy z późniejszym oczyszczaniem powierzchni odkuwek drogą trawienia podczas dalszych procesów. Z tego powodu zaleca się aby powierzchnię odkuwek po kuciu oczyszczać drogą piaskowania a następnie wytrawić. 140

a) b) c) d) Rys. 8.3. Makrostruktura odkuwek odkutych na młocie MPM3150: a) odkuwka klamki 1XS ze stopu AZ31B, b) odkuwka wspornika 2XS ze stopu AZ61A, c) odkuwka wspornika 2XS ze stopu MgAl4Zn, d) odkuwka dźwigni 4XS ze stopu AZ31B Ocenę makrostruktury przeprowadzono także na podstawie wyglądu przełomów otrzymanych na próbkach po próbie rozciągania. Badania przełomów nie wykazały wad wewnętrznych struktury typu rozwarstwienia, gruboziarnistości struktury. Przełomy po próbie rozciągania są plastyczne, charakteryzują się układami wgłębień i wypukłości, tworząc tzw. budowę plastrową. Wielkość wgłębień zależna jest między innymi od rozkładu i wielkości wydzieleń, wielkości ziarna i plastycznych własności materiału [58, 60]. Na rysunku 8.4 pokazano przykładowy przełom z odkuwki klamki 1XS w gatunku AZ31B po wyżarzaniu odkuwka odkuta na młocie. Na podstawie otrzymanych wyników badań laboratoryjnych stwierdzono dobrą jakość wykonanych odkuwek, której miarą był zgodne z wymaganiami technicznymi własności wytrzymałościowe, twardość, mikrostruktura oraz makrostruktura. 141

Rys. 8.4. Przełom odkuwki klamki 1XS w gatunku AZ31B po wyżarzaniu 8.4 Efekt końcowy W ramach prac badawczych związanych z niniejszą rozprawą doktorską rozpoczęte zostało wdrożenie technologii kucia matrycowego na gorąco wybranych gatunków stopów magnezu w Zakładzie Obróbki Plastycznej Sp. z o.o. w Świdniku. Procesy te mogą być realizowane głównie na prasach śrubowych oraz przy większych wagowo odkuwkach także na młotach. Zakład poszerzył swoją ofertę produkcyjną o możliwości kucia stopów magnezu AZ31B, AZ61A i MgAl4Zn. Poniżej na rysunku nr 8.5 przedstawiono przykładowe prawidłowe odkuwki matrycowe różnych typów wykonane w zakładzie z wybranych gatunków stopów Mg i spełniające założone wymagania jakościowe: a) odkuwki wsporników wykonane ze stopów AZ31B, AZ61A i MgAl4Zn zarówno na młocie MPM 3150 jak i prasie śrubowej F1736A o nacisku 6,3 MN przykład odkuwek o wydłużonych o zmiennych przekrojach, b) odkuwki pokryw ze stopu AZ31B odkute wstępnie na młocie MPM 3150 i końcowo na prasie śrubowej F1736A przykład zwartych odkuwek osiowosymetrycznych, c) odkuwki półpiasty wykonane ze stopu AZ31B na młocie MPM 6300 przykład odkuwek osiowosymetrycznych z przetłoczeniami, d) odkuwki wsporników wykonane ze stopu AZ61A na prasie F1734 o nacisku 2,5 MN przykład odkuwek zwartych z występami, e) odkuwki dźwigni wykonane ze stopu AZ31B na prasie F1734 przykład odkuwek zwartych z występami, f) odkuwki klamek wykonane ze stopów AZ31B, AZ61A i MgAl4Zn zarówno na młocie MPM 3150 jak i na prasie F1736A przykład odkuwek wydłużonych, 142

g) odkuwki dźwigni wykonane ze stopu AZ31B na młocie MPM 6300 przykład odkuwek wydłużonych z występami i żebrami. a) b) c) d) e) f) g) Rys. 8.5. Przykłady odkuwek matrycowych ze stopów magnezu o różnych kształtach wykonanych w Zakładzie Obróbki Plastycznej w Świdniku w ramach prac badawczych: a) odkuwki typu wspornik ze stopu AZ61A, b) odkuwki typu pokrywa ze stopu AZ31B, c) odkuwki typu półpiasta ze stopu AZ31B, d) odkuwka typu wspornik ze stopu AZ61A, e) odkuwka typu dźwignia ze stopu AZ31B, f) odkuwki typu klamka ze stopu MgAl4Zn, g) odkuwki typu dźwignia ze stopu AZ31B 143