A szerszám hőegyensúlyának vizsgálata alumínium és magnézium nyomásos öntésnél

Miskolci Egyetem Műszaki Anyagtudományi Kar Metallurgiai és Öntészeti Tanszék Kerpely Antal Anyagtudományok és Technológiák Doktori Iskola A szerszám hőegyensúlyának vizsgálata alumínium és magnézium nyomásos öntésnél (PhD értekezés) Készítette: LUKÁCS SÁNDOR okleveles kohómérnök Tudományos vezető: Dr. Tóth Levente Miskolci Egyetem Metallurgiai és Öntészeti Tanszék Kutatási vezető: Prof. Dr. Dr. h.c. Friedrich Klein Arbeitsgemeinschaft Metallguss Aalen Miskolc 007

Tartalomjegyzék Jelölések jegyzéke... 4 1. Bevezetés... 1. A nyomásos öntés hőtranszport folyamatai... 3 A fémmel az öntőszerszámba ciklusonként bevitt hőmennyiség... 3 A szerszámból ciklusonként elvezetett hőmennyiség... 4 Hőátmenet az olvadék/szerszámfelület határrétegen... 5 Hőközlés hővezetéssel... 7 Homogén fal hővezetése... 7 Hőmérsékletváltozás az öntőkamrában... 9 Réteges fal hővezetése... 10 A sugárzással elvezetett hőmennyiség... 1 A konvekció által elvezetett hőmennyiség... 13 A formaleválasztó anyag felvitelekor, annak elpárolgása által elvezetett hőmennyiség... 14 Hűtőcsatornák... 15 Áramlás és hőátvitel a hűtőcsatornákban... 15 A hűtőcsatornák jellemzői, számításának alapjai... 17 Hűtőcsatornák hőmérlege... 17 A hűtőcsatornák méretezésének alapegyenlete:... 18 A kontakt-hőmérséklet és a formafelület közepes hőmérsékletének számítása... 19 Az öntvények dermedési idejének meghatározása... 0 3. Kísérleti körülmények... 6 Nyomásos öntésnél alkalmazott ötvözetek... 6 Szerszámtervezés és konstrukció... 8 A lépcsőspróba szerszám hő és öntéstechnológiai tervezése... 33 Az öntőszerszám számítással meghatározható paraméterei... 34 4. A lépcsőspróba szimulációs eredményei... 35 A szimuláció alapjai... 35 Preprocessing... 35 Mainprocessing... 37 Formatöltés-szimuláció... 37 Dermedés szimuláció... 37 Postprocessing... 38 Lépcsőspróba formatöltés-szimulációja... 39 Lépcsőspróba dermedés-szimulációja... 4 A lépcsőspróba öntőszerszámának tervezése... 43 5. Mérési eredmények kiértékelése... 48 A dermedési idő változása a különböző acélbetétek hatására... 48 Magnéziumötvözetek öntése során kialakult hőmérsékletviszonyok... 60 Alumíniumötvözetek öntése során kialakult hőmérsékletviszonyok... 7 Sűrűség és porozitás vizsgálat... 84 A lépcsőspróba mechanikai tulajdonságainak vizsgálata... 85 6. Összefoglalás... 91

7. Summary... 93 8. Új tudományos eredmények... 98 8.1 Az értekezés tudományos eredményeinek hasznosítása... 100 8. Az értekezés témakörében megjelent publikációk... 10 9. Irodalomjegyzék... 105 10. Köszönetnyilvánítás... 107 11. Mellékletek... 1 1. melléklet... 1. melléklet... 8 3. melléklet... 4

Jelölések jegyzéke A felület [m ] a gyorsulás m s C fajhő J kg K C integrálási állandó c e párolgáshő kj kg d átmérő [m] e Euler szám e=,7188 1884 g gravitációs gyorsulás H entalpia [J] m s s cm k dermedési időállandó L látens hő [J/kg] m tömeg [kg] M redukált falvastagság [cm] m dermedési állandó N ciklusszám P teljesítmény [W] m s N m p nyomás q; Q hőmennyiség [J] r sugár [m] Re Reynolds szám S alaktényező T hőmérséklet [ C] t idő [s] tz ciklusidő [s] V térfogat [m 3 ] v V sebesség térfogatáram x távolság [m] m s m s 3

W mk α hőátadási tényező δ falvastagság [mm] ε λ emissziós tényező hővezetési tényező λ h hullámhossz [m] ν a kinematikai viszkozitás. mk W W mk m s kg m ρ sűrűség 3 σ = 5,67 10 σ Stefan-Boltzmann állandó 4 Φ W hőáram ms 8 W m K

1. Bevezetés A nyomásos öntvények összetettsége, bonyolultsága változó, az egyszerű, azonos falvastagságú sörnyitótól a komplett, komplex geometriájú forgattyúsházakig terjed. A nyomásos öntés célja, mint minden más öntéstechnológia esetében a forma folyékony állapotú fémmel történő megtöltése és megdermedésével olyan geometria előállítása, mely más alakadó eljárással nem megoldható. A nyomásos öntés esetében a folyékony fém az öntőszerszámot rendkívül rövid idő alatt nagy áramlási sebességgel tölti ki és dermedés közben nagy nyomás hat rá. Egy nyomásos öntőszerszámban a különböző dermedési idők azaz a megfelelő hőáramok határozzák meg az öntvények későbbi minőségét, mechanikai és egyéb tulajdonságait. A dermedés közbeni utántáplálás nyomásos öntés során tápfejekkel nem oldható meg, az kizárólag a megvágáson keresztül történhet, mely csak akkor hatásos, ha az öntvénynek az a része dermed meg utoljára, amely a megvágás környezetében található. Ez, az úgynevezett irányított dermedés, a nyomásos öntészetben csak a hőtechnikai viszonyok megfelelő szabályozásával valósulhat meg. A szerszám hőtechnikai viszonyaira vonatkozó mérnöki tervező tevékenység a hűtőcsatornák tervezésére terjed ki, az azonos dermedési idő megvalósítása különböző öntvény-falvastagságoknál nagy nehézségekbe ütközik. A doktori értekezésem célja tehát irányított dermedés megvalósítása a nyomásos öntészetben, különböző hőfizikai tulajdonságú szerszámacélbetétek alkalmazásával, mely a napjaink összetett öntvény-geometriái miatt hagyományos szerszámanyagok felhasználásával nem valósíthatók meg. Az öntési ciklusok során kialakuló hőegyensúly beállításával a termelékenység maximalizálható, melyet a szerszám temperálásával érünk el. A szerszámbetét fizikai tulajdonságai, úgymint a hővezető képessége, hőkapacitása, a formafal felületi keménysége, kopásállósága, hősokk-állósága melegszilárdsága nemcsak az öntvény minőségét is befolyásolják, de a szerszámbetét élettartamát is. Betét anyagának helyes kiválasztása eredményezhet megnövekedett szerszámélettartamot, és befolyásolja a nyomásos öntőgép termelékenységét is. A németországi Aaleni Egyetem Öntészeti Kutatólaboratóriumában, Klein Professzor úr vezetésével kutatási programot indítottak, a különböző falvastagságú nyomásos öntvények dermedési idejének vizsgálatára. Doktori tanulmányaim során tanévet töltöttem Aalenben, és én végeztem ezeket a kutatásokat. A nyomásos öntvényekre jellemző az azonos falvastagságú geometriára való törekvés, mert ebben az esetben valósul meg az öntvény különböző részein az azonos dermedési idő, amely az öntvény különböző részein az azonos tulajdonságokat biztosítja. Az eltérő falvastagságú részek eltérő dermedési és lehűlési viszonyok miatt eltérő tulajdonságúak. Az ilyen viszonyok modellezésére alkalmas a lépcsőspróba, melyet az aaleni munka keretében alkalmaztam. Az elkészített nyomásos öntőszerszámban három különböző falvastagságú öntvényrészt alakítottunk ki 4-8-1 mm-es falvastagsággal. Ezek közül a 4 mm-es rész falvastagság a nyomásos öntvényekre általánosan jellemző, a 8 és 1 mm-es, pedig nem tipikusan jellemző, de a hőcentrumok és anyaghalmozódási helyeken, olyan viszonyok alakulhatnak ki, mint a lépcsőspróba vastagabb részeinél. A lépcsőspróba úgy van kialakítva, hogy a lépcsőkhöz tartozó szerszámbetétek különböző hővezetőképességű szerszámacélokból készültek, egymással tetszőlegesen felcserélhetőek. A lapok temperálása egymástól függetlenül történhet, a betétek tetszőleges sorrendben felcserélhetőek. A lépcsőspróba öntése 3 szériában történt, melyekben a lapokhoz más-más temperálóközeghőmérséklet tartozott. Mindhárom szériában a szerszámbetétenként 3 helyen történt hőmérsékletmérés. Az alumíniumötvözetből öntött lépcsőspróbákra vonatkozó kísérletek 1

Aalenben történtek, majd 005-ben Magyarországon, a Fémalk ZRt. öntödéjében nemzetközi és hazai projekthez kapcsolódva a lépcsőspróba öntvényen elvégzett kísérleteket magnéziumötvözetből is elvégeztem. A lépcsőspróbák geometriai elemeinek a középpontjában az öntvény forma kontúr érintkezési felületen mértem a nagy érzékenységű hőelemmel a kontakt hőmérséklet változását, valamint mindegyik lépcsőnél a kontúrtól 3 mm távolságra a szerszámbetétnek a hőmérséklet változását különböző nyomásos öntészeti ötvözetek esetén. A szerszámban változott a lapokhoz tartozó szerszámbetét anyaga és a betétek furataiban áramló hűtőközeg hőmérséklete. Ezáltal a különböző ötvözeteknél a megszilárdulási és lehűlési folyamatok hőmérsékletviszonyait tudtam megvizsgálni különböző szerszámbetétek és különböző hűtéstechnika alkalmazása mellett. A lépcsőspróbára alkalmazott szimuláció és a mérési eredmények alapján meghatároztam az adott öntvényrészek dermedési idejét és vizsgáltam a kísérletek során kapott lépcsőspróba öntvények tulajdonságait, a sűrűségét, porozitását, a porozitás elhelyezkedését és a mechanikai tulajdonságokat. A mérések kiértékelésével lehetővé vált olyan összefüggésrendszer létrehozása, amellyel meghatározhatók az eltérő hőfizikai tulajdonságokkal rendelkező szerszám dermedési időt befolyásoló hatása. A kísérleti eredmények feldolgozása alapján olyan összefüggésrendszert határoztam meg, amelynek felhasználásával lehetőség nyílik az eltérő falvastagságú részek azonos időben törtnő megszilárdulásához tartozó hűtési körülmények kialakítására. A disszertációban ennek lehetőségeit és műszaki korlátait állapítottam meg. Az elvégzett vizsgálatok alapján lehetőség nyílik arra, hogy a nyomásos öntvények eltérő falvastagságú részeihez olyan hűtéstechnika alkalmazását dolgozzák ki, mely elősegíti az azonos idejű megszilárdulást.

. A nyomásos öntés hőtranszport folyamatai A fémmel az öntőszerszámba ciklusonként bevitt hőmennyiség A hőmérsékletviszonyok határozzák meg az öntvény későbbi minőségét és a termelékenységgel, gazdaságossággal is összefüggésben van. Hőtechnikai viszonyok Öntvény minősége Termelékenység Öntőszerszám élettartama Az olvadékból a ciklusonként bevezetett hőmennyiséget felveszik -az öntődugattyú, -az öntőkamra, -a formabetétek. Q 1 - hőáramlás A fém által bevitt hőmennyiség Q be,össz =Q1+Q+Q3(+Q4) Szerszám Q=Q 1 +Q +Q 3 Q -hővezetés + sugárzás Az olvadék hőtartalmának elvezetése az öntvény kivételéig: Q 3 mesterséges hűtés Q be,össz =Q 1 +Q +Q 3 (+Q 4 ) (1.1) ahol: Q 1 - a dermedés kezdetéig átadott hőmennyiség, Q - dermedési hő, Q 3 - az öntvény kilökési hőmérsékletének eléréséig átadott hőmennyiség, Q 4 - az a hőmennyiség, amely a formatöltés lefolyása alatt a súrlódásból és az olvadék és az öntőgép kinetikai energiájának átalakulásából keletkezik, értéke kicsi, ezért elhanyagolható. 3

( ) Q = c m T T (1.) Q 1 p öntési derm = L m (1.3) ( ) Q = c m T T (1.4) 3 p derm kilökési A szerszámból ciklusonként elvezetett hőmennyiség A hő a termodinamika II főtétele szerint természetes úton csak a nagyobb hőmérsékletű közegből képes az alacsonyabb hőmérsékletű közeg felé áramolni. A hő elvezetése, mint transzportfolyamat, a következőképpen történhet: 1. hővezetéssel szilárd testekben, továbbá nyugalomban lévő folyadékokban és gázokban,. hőátadással, hőszállítással (konvekcióval) áramló folyadékok, gázok, szilárd testek között, 3. hősugárzással, amely esetben közvetítő közegre szükség nincsen. A hőközlés ezen, három fajtája a gyakorlatban mindig együtt jelentkezik. Pl. az öntés során az olvadék hőtartalma a szerszámban hővezetéssel távozik a fémből közvetlenül, majd a hűtőkörök segítségével hőátadással szállítódik tovább. A szerszám külső felületén a szerszám hőtartalma sugárzással illetve hőátadással továbbítódik a környezet felé. A három folyamat közül az öntészetben a hővezetés és a hőátadás érvényesül leginkább, mivel a szerszám, környezetre nyitott felületén a környezetbe történő hőleadás a levegő áramlása útján főként hőátadással továbbítódik. Az öntődugattyúról, az öntőkamráról és a formabetétekről átadott hőmennyiség a - a hűtőközegeken (belső hűtőrendszeren) - a környezeten (konvekció és sugárzás) - a nyomásos öntőgép oszlopain és szerszámfelfogó lapjain keresztül kerül elvezetésre a ciklus során (1. ábra). 4

Konvekció és sugárzás Öntőgép Öntőgép Belső hűtőrendszer Belső hűtőrendszer Öntődugattyú Konvekció és sugárzás 1. ábra Az olvadék által bevitt hőmennyiségek elvezetése [10] A hidegkamrás öntőgépeknél számottevő a hőmennyiségnek az a része, amely az öntőkamrán és az öntődugattyún át vezetődik el. A formabetétek által leadott hőmennyiség részben belső hűtőrendszeren, az alkalmazott hűtőközegen keresztül vezetődik el (Q H ), részben az öntőgépen át, részben az öntőforma felületén át a környezetbe (Q G ). A nyomásos öntőgépnek átadott hő konvekció (Q K ), sugárzás (Q S ) által és a forma felületére felvitt leválasztó anyag elpárolgása révén (Q B ) adódik át a környezetének [1]. Hőátmenet az olvadék/szerszámfelület határrétegen A folyékony fém (később az öntvény) és a szerszám felülete között felépül egy igen jelentős hő-ellenállás, mely a leválasztóanyag felhordása, a gáz és oxid rétegek kialakulása, és a formaadó felület durvaságából adódik (. ábra). 5

olvadék Igen nagy túlhűlési sebességű zóna szerszámbetét szilárd Levegő, oxidok, leválasztóanyag a, hőáram olvadék Megdermedt kéreg szerszámbetét b, Levegő, oxidok, leválasztóanyag. ábra Hőtranszport a formatöltés után az olvadék/formafal határfelületen (a) és a megszilárdulás közben (b) [] A leválasztóanyag által kialakult réteg időben és helyileg befolyásolni képes a hőátadási tényezőt, azaz α= f ( x,t). Ezáltal a hőmérséklet eloszlása a következő egyenlet segítségével írható fel: q=α T (1.5) T q = λ1 (1.6) t 1 T q = λ (1.7) t Az 1 és index a határfelület mindkét oldali környezetét jelenti. A hőmérsékletmező a hőátadási tényező függvényében nemlineáris függvénnyel írható le, ahol a hőátadási tényező, többek között a hőmérséklettől is függ. A fázisváltozással járó instacioner hőmérséklet eloszlás a következő egyenletrendszerrel írható fel: H = λ t ( T) (1.8) ( ) T = T H (1.9) Ahol H az entalpia T(H) a hőmérséklet entalpiafüggését leíró függvény. 6

Hőközlés hővezetéssel Hővezetés keletkezik minden esetben, ha a test egyes részei között hőmérséklet különbség lép fel, vagy ha két különböző hőmérsékletű test egymással érintkezik. Ez a jelenség is, és általában a hővezetés ténye azzal magyarázható, hogy a nagyobb hőmérsékletű, vagyis nagyobb kinetikai energiával rendelkező molekulák az energiájuk egy részét átadják a szomszédos, kisebb energiával rendelkező molekuláknak és ez által azok hőmérséklete is növekszik, a hővezetés folyamata létrejön. A hővezetés egyensúlyi állapota akkor jön létre, ha a test hőmérséklete annak minden helyén időben változatlan marad (stacioner hővezetés). A hővezetés alapegyenletét Joseph Furier írta le először az 18-ben megjelent Théorie Analytique de la Chaleur című könyvében. Tanulmányaiban bemutatta az általa, tapasztalati úton leírt egyenletet, mely a nevét viseli. A q W m hőáram egyenesen arányos a közeg hőmérsékletének változásával és fordítottan a távolsággal. Ha az arányossági tényezőt, hővezetési együtthatónak (λ) nevezzük, akkor az egydimenziós Furier egyenlet a következőképpen írható fel: dt q = λ dx (1.10) A nyomásos öntőszerszámban a hővezetés, mint homogén falban (a betétben, öntőkamrában) és réteges falban (a betét és a szerszámkeret között) megy végbe. Homogén fal hővezetése A 3. ábrán egy δ vastagságú homogén falban a hővezetés miatt kialakult hőmérséklet-eloszlás látható. A homogén szerkezetű anyag hővezetési tényezője állandó. A fal külső felületein a hőmérsékletet állandó értéken tartjuk (T 1 és T ). A hőmérséklet csupán a fal síkjára merőleges x tengely irányában változik. A hőmérsékletmező tehát ebben az esetben egyméretű, az izotermikus felületek pedig sík felületek, és az x tengelyre merőlegesen helyezkednek el. Válasszunk ki a falon belül a fal felületétől x távolságra dx vastagságú réteget, amelyet két izotermikus felület határol. 3. ábra Homogén fal hővezetése 7

Furier egyenletét (1.10) alkalmazva a változók szétválasztása után a következőket kapjuk: q dt = dx (1.11) λ Ez utóbbi egyenletet integrálva: q T = x + C (1.1) λ Az integrálás állandóját, C-t a határfeltételek alapján határozhatjuk meg, ugyanis ha x = 0 akkor T = T 1. Ha ezt az értéket a (1.) egyenletbe helyettesítjük, azt kapjuk, hogy: C = T 1 (1.13) Ha x = δ, T = T ; ennek alapján q T = δ + T 1 (1.14) λ Ez utóbbi egyenlet lehetővé teszi, hogy meghatározzuk az ismeretlen q hőáramot: q λ λ = ( T1 T) = T δ δ (1.15) Ennek alapján a fal 1 m -én időegység alatt elvezetett hőmennyiség egyenesen arányos a hővezetési tényezővel (λ), valamint a fal külső felületeinek hőmérséklet különbségével, és fordítottan arányos a fal vastagságával (δ). Látható, hogy a hőáramot nem a hőmérsékletek abszolút értéke, hanem azok különbsége, ( T = T 1 - T ) határozza meg. Az (1.15) egyenlet a sík fal hővezetésének összefüggése, mely négy mennyiséget (q, λ, δ és T) hoz egymással kapcsolatba. Ha ezek közül bármelyik hármat ismerjük, a negyediket kiszámíthatjuk. Pl.: qδ λ = (1.16) T illetve qδ T = (1.17) λ akkor λ T δ = (1.18) q 8

λ W A hányadost δ m K a fal hővezető képességének, reciprok értékét, a δ hányadost pedig λ a fal hőellenállásának nevezzük. Ez utóbbi azt a hőmérsékletesést jelenti, amelynél a falon át egységnyi hőáram hatol keresztül. Ha az (1.15) összefüggés alapján meghatározzuk a hőáram mennyiségét, akkor könnyen kiszámíthatjuk az A felületű sík falon t idő alatt átáramló hőmennyiséget is: λ Q = qat = TAt (1.19) δ Ha az (1.1) egyenletbe behelyettesítjük az (1.13) egyenletből a C állandó, valamint az (1.15) egyenletből q értékét, megkapjuk a hőmérsékletváltozás összefüggését: T x T1 T = T1 x (1.0) δ Ez az összefüggés lineáris. Ennek következtében, ha a hővezetési tényező értéke állandó, a homogén fal hőmérséklete lineáris törvény szerint változik. Valójában azonban a hővezetési tényező a hőmérséklettől való függése miatt nem állandó és a fal hőmérséklete nemlineáris vonalú törvényszerűség szerint változik. Hőmérsékletváltozás az öntőkamrában Az öntőkamrában kialakuló hőveszteség számításokhoz használható a fenti lineáris összefüggés, ha a kamra töltöttségi magassága és az olvadék mennyisége állandó, továbbá a kiindulási hőmérséklet eloszlás az olvadékban és a kamrában homogén. Ebben az esetben a hőáram kétdimenziós, a kamra hosszirányába jóval nagyobb, mint keresztirányba. A dugattyú közelében ez a feltételezés nem igaz. A hidegkamrás nyomásos öntési technológia esetén az öntőkamrában (4.ábra) lévő olvadt fém hőmennyiségének egy részét a kamra fala és az öntő dugattyú felé adja le. Napjainkban kutatások folynak olyan öntőkamrák kifejlesztésére, melyek belső felülete egy rossz hővezető képességű, nagy keménységű acélból készül és a külső köpeny része pedig edzett, nitridált, nagy szilárdságú acél. 4. ábra Az öntőkamra, mint homogén falú közeg hőképe [3] 9

Réteges fal hővezetése Az olyan falakat, amelyek különnemű rétegekből állnak, rétegesnek nevezzük. Ilyenek pl. a kemencék, kazánok és a nyomásos öntőszerszám fala is, mely rendszerint szintén több rétegből áll. Az (1.15) egyenletet 3 rétegből álló fal esetére oldjuk meg(5. ábra). (pl. öntvény szerszámbetét szerszámkeret) Az első réteg vastagsága δ 1 a másodiké δ és a harmadiké δ 3. A rétegek hővezetési tényezői λ 1, λ és λ 3. Ismeretesek ezen kívül a réteges fal külső felületeinek T 1 és T 4 hőmérsékletei. 5. ábra Heterogén fal hővezetése A rétegek közötti szoros érintkezést feltételezve az érintkező felületek hőmérséklete ugyanakkora, azonban ezeknek a hőmérsékleteknek az értékét nem ismerjük, jelölésük T és T 3. Állandósult állapot esetén a hőáramlás egyenlő és minden egyes rétegben ugyanakkora. Ezért minden rétegre alkalmazzuk az (1.15) összefüggést: λ = ( ) λ = ( ) λ = ( ) 1 q T1 T δ1 q T T3 δ q T3 T4 δ (1.1) Ezekből, az összefüggésekből meghatározhatjuk a hőmérséklet változását az egyes rétegekben: 10

δ 1 T1 T = q λ1 δ T T3 = q λ δ3 T3 T4 = q λ3 (1.) Az egyes hőmérséklet különbségek összege adja a teljes hőmérséklet különbséget. Ha a (1.) egyenletrendszer baloldalán és jobboldalán található értékeket összeadjuk, akkor a szélső hőmérséklet különbözetet kapjuk: 1 3 T1 T4 = q δ + δ + δ λ1 λ λ3 (1.3) Ebből az összefüggésből meghatározhatjuk a q hőáramlás értékét: T 1 T q = 4 (1.4) δ1 δ δ3 + + λ λ λ 1 3 A hasonlóság alapján egyszerre felírhatjuk az n rétegből álló falra vonatkozó képletet: T + T 1 n+ 1 q = n δ1 λ i= 1 1 (1.5) Mivel a (1.4) összefüggés nevezőjében az egyes rétegek hőellenállása található, ebből egy réteges fal összes hőellenállása egyenlő az egyes rétegek hőellenállásának összegével. Ha a hőáramlás értékét a (1.4)-ből behelyettesítjük a (1.) egyenletekbe, akkor megkapjuk az ismeretlen T és T 3 hőmérsékletek értékét: δ1 T = T1 q λ 1 δ δ1 δ T3 = T q = T1 q + λ λ1 λ (1.6) 3 vagy: T = T + q δ (1.7) λ 3 4 3 Az egyes rétegeken belül a hőmérsékletváltozás lineáris törvényszerűségnek megfelelő, réteges fal esetében azonban egészben véve törtvonalat képez (5 ábra). A réteges fal hővezetésének összefüggése levezetésekor feltételezzük, hogy a rétegek szorosan illeszkednek egymáshoz és a szoros érintkezés következtében a különböző rétegek érintkező felületeinek a hőmérséklete azonos. Ha azonban a felületek érdesek, akkor a szoros 11

érintkezés lehetetlen és a rétegek között vékony levegőrétegek alakulnak ki. Mivel a levegő hővezetési tényezője kicsi (λ = 0,0 W mk ), ezért igen vékony rétegek is jelentősen csökkentik az egyenértékű hővezetési tényező értékét. Hasonló hatást gyakorol egy fémoxid réteg. Ezért réteges falak hővezetésének kiszámításánál, különösen pedig mérésénél, igen nagy figyelmet kell fordítani a rétegek közötti érintkezés tökéletes voltára. A sugárzással elvezetett hőmennyiség A hősugárzás különböző hullámhosszúságú elektromágneses hullámok folyamata. Ezek a hullámok a test fizikai hőtartalmából kisugárzás (emisszió) útján keletkeznek, és ha más testet érnek, akkor abban részben elnyelődnek, és ismét fizikai hővé alakulnak vissza. A környező testek a kisugárzott hőhullámokat tehát részben elnyelhetik, részben visszaverhetik, vagy egy részüket esetleg átbocsáthatják. Ezek a hullámok, ellentétben a hanghullámokkal és a fizikai hővel nincsenek agyaghoz kötve. A visszavert energiamennyiség szerint megkülönböztethető: fehér felület, amelyről a ráeső összes sugárzás visszaverődik, szürke felület, amely valamennyi hullámhosszból azonos %-ot ver vissza, színes felület, amely csak egyes hullámokat ver vissza, fekete felület, amely a ráeső összes sugarat elnyeli, és azokból semmit sem enged át. A fekete test kisugárzása a lehető legnagyobb és ezt fekete sugárzásnak nevezzük. Minden más test és közeg a fekete testnél kevesebbet sugároz. A hősugárzás intenzitása a Planck féle törvény értelmében a kibocsátó test abszolút hőmérsékletétől és a kibocsátási hullámhossztól (λ h ) függ az [3] 5 c1 λh E e, λ ( λ h,t) = c (1.8) π λht e 1 összefüggés szerint, ahol c1 = π hc0 hc0 c = = ( 1, 43876 ± 0, 00001) 10 m K k 34 h = 6,66 10 J s a Planck féle állandó 3 J ( ) k = 1,380658 ± 0, 00001 10 a Boltzmann állandó K c 0 : a fénysebesség légüres térben, T: a hőmérséklet. Az összefüggés a hősugárzás közvetlen számítására kevésbé alkalmas, mert a gyakorlatban a teljes sugárzási tartományban kibocsátott összhőmennyiség meghatározása a cél. A Stefan- Boltzmann törvény szerint, [10] egységnyi felületről egységnyi idő alatt kisugárzott energia arányos a test abszolút hőmérsékletének negyedik hatványával. Ha az egységnyi idő alatt 1

Q kisugárzott hőáramot H-val jelöljük akkor a Stefan-Boltzmann törvény a t következőképpen írható fel: Q T 4 H= =ε σ A T tz (1.9) A 6. ábra szemlélteti a felületi minőség hatását a kialakuló emissziós tényezőre. A szerszámbetét bal oldala megmunkálás utáni felület, jobb oldala pedig feketére festett felület. 6. ábra A felületi minőség hatása az emissziós tényezőre [6] A konvekció által elvezetett hőmennyiség Konvekción az áramló közeg által történő hőátadást értjük. A szállított hőmennyiség: Q =α A T t (1.30) K Z A 7. ábrán a nyomásos öntés viszonyai között a szerszámból elvezetett hőmennyiségek hőmérsékletfüggése látható. 13

Elvezetett hőmennyiség [W / m ] 4500 4000 3500 3000 500 000 1500 1000 500 0 5 50 75 100 15 150 175 00 A hőleadó felület hőmérséklete [ C] Teljes leadott energia sugárzással hővezetéssel 7. ábra A szerszámba bevitt hőmennyiségek elvezetése[9] A formaleválasztó anyag felvitelekor, annak elpárolgása által elvezetett hőmennyiség A formaleválasztó anyag a szerszám felületén elpárolog. Az elvezetett hőmennyiség a leválasztó anyag tömegétől és hőfizikai jellemzőitől függ: ( ) Q = M c + c T (1.31) B e p ahol: M - c e - c p - T - a felvitt leválasztó anyag mennyisége ciklusonként [kg], párolgási hője [J/kg], fajhője [J/K], a leválasztó anyag forrás pontjának és felszórási hőmérsékletének különbsége [K]. A 8. ábrán a formaleválasztó anyag hatása látható a szerszám felületén kialakuló hőmérsékletviszonyokra. 14

8. ábra A leválasztóanyag mennyiségének hatása a szerszám felületi hőmérsékletére. [7] Látható, hogy a lefújási idő mindkét esetben 3 s, viszont a leválasztóanyag mennyisége második esetben 18 cm 3 -rel nőtt. 64 cm 3 leválasztóanyag esetén a forma felületének hőmérsékletesése Z 1 pontban,3 C, a Z pontban pedig 9,5 C. Ugyanezeken a helyeken 8 cm 3 leválasztóanyag felhordása esetén a hőmérsékletesés 34,4 C a forma felületén és 39,9 C a megvágásban. Hűtőcsatornák Áramlás és hőátvitel a hűtőcsatornákban Áramlásban lévő folyadékok, gázok és az ezeket határoló falfelületek közötti hőközlési módot hőátadásnak nevezik. Pl. nyomásos öntőszerszámban kialakított furatokban keringtetett olaj és a furat belső felülete között játszódik le ez a fajta hőátadás. Valamely A felületen az időegység alatt átadott hőmennyiség főként az áramló közeg sebességétől függ, mert annál gyorsabban cserélődnek ki a felülettel érintkezésbe kerülő közegrészecskék. Az azonos viszonyok között a szilárd falfelülettel közölt hő annál nagyobb minél gyorsabb ez a kicserélődés. 15

A hőátvitellel kapcsolatban megkülönböztetünk szabad (az öntőszerszám fala és a levegő kapcsolata) és kényszerített áramlást (a temperáló furatokban keringtetett olaj). A szabad áramlás sűrűség-különbségek révén jön létre, amelyek a folyadékban a hőmérsékletkülönbségek következtében keletkeznek. Kényszerített áramlást a hőátviteltől függetlenül szivattyúk vagy fúvók (kompresszorok) hoznak létre. Nyomásos öntőszerszámok esetén az olaj keringtetése mesterségesen, szivattyú útján történik. A hőátadás egy fal és a fal mentén áramló folyadék vagy gáz között a következő összefüggéssel írható le: Φ=α A(T Fl T W ) (1.3) ahol: Φ - a hőáram [W], T W - a fal felületének hőmérséklete [K], T Fl - a folyadék vagy gáz közepes hőmérséklete [K], A hőátadó felület [m ], α - hőátadási tényező [W/m K]. A fal egy adott geometriája mellett a hőátadási tényező (α) az anyagjellemzőktől és a folyadék áramlási állapotától függ, mivel egy áramló folyadékban a hő egyrészt vezetéssel, másrészt a folyadék mozgásával terjed. A hőátadási tényező dimenziómentes alakban, mint Nusselt-szám írható le: αd Nu = (1.33) λ ahol: λ - D - a folyadék hővezető képessége, egy, az áramlási folyamatra jellemző hosszméret, pl. csőátmérő. Kényszeríttet áramlásnál a Nusselt-szám a Reynolds-szám és a Prandtl-szám függvénye: Nu = Nu (Re, Pr) (1.34) A Reynolds-szám definíciója: vd Re = υ (1.35) ahol : v - az áramlás sebessége, υ- a kinematikai viszkozitás. A Prandtl-szám egy anyagjellemző, definíciója: υ Pr = (1.36) a ahol: a=λ/ρc p hőmérséklet-vezetési tényező, az anyagok felmelegedési és lehűlési sebességét határozza meg (ρ: sűrűség, c p : fajlagos hőkapacitás). υ - a kinematikai viszkozitás. 16

A Nu = Nu (Re, Pr) függvényt gyakran kísérleti adatokból határozzák meg. A hűtőcsatornák jellemzői, számításának alapjai Ma már hatékony hűtőrendszer tervezés számítógépek alkalmazása nélkül szinte lehetetlen lenne. Rendelkezésre állnak olyan hardverek és szoftverek, amelyek állandóan regisztrálják az áramló közeg belépő és kilépő hőmérséklet közötti különbséget és időszakosan a térfogatáramot. A tervezés megkezdése előtt fel kell osztani a szerszámot hőmérsékleti zónákra az öntvény alakjától és falvastagságától függően, és annak alapján kell megtervezni a hűtőcsatornák méretét, felszíntől való távolságát, és a területről elvezethető hőmennyiséget. A tervezés során kerülni kell a túl kicsi furatkeresztmetszeteket, a keresztmetszet-változásokat valamint az éles irányváltásokat, mivel ezek megnövelik az áramlási ellenállást, ami csökkenti az átáramlott anyagmennyiséget. A nagy hűtőcsatorna-keresztmetszetek csökkentik az átfolyási sebességet, ami rontja a hőátadást a formáról a hőhordozó közegre. A hűtött felület nagysága a csatorna felülettől való távolságától és átmérőjétől függ. Hűtőcsatornák hőmérlege A formaüreg felületéről a hűtőközegre átmenő hőáram két komponensre osztható: Φ F - hőáram a formaüreg felületéről a hűtőcsatorna falára, Φ K - hőáram a hűtőcsatorna faláról a hűtőközegbe. A termikus egyensúly állapotában a bevitt hőmennyiség egyenlő a hűtőteljesítménnyel, azaz az elvezetett hőmennyiséggel. A 9. ábra a hőátadási viszonyokat befolyásoló jelenségeket mutatja. 9. ábra Az öntés után kialakuló, a hővezetést, hőátadást befolyásoló körülmények [9] 17

A hűtőteljesítmény egyenlő a formaüreg felületéről a hűtőcsatornák felületéig tartó közepes hőárammal és egyenlő a hűtőcsatornák felületéről a hűtőközegig tartó hőárammal: Q zu Φ F =Φ K = (1.37) t zyk Ez azt jelenti, hogy egy öntési ciklusra vonatkozóan a bevitt hőmennyiségek egyenlők az elvezetett hőmennyiségekkel, azaz a hűtőteljesítménnyel. Ebből következik, az is, hogy a formaüreg felületétől a hűtőcsatornáig elvezetett hőáram-középérték, megegyezik a csatorna falától a hűtőközegbe vezetett hőáramokkal. A kontúrt adó formafelület és a csatorna fala közötti hőáram az alábbi összefüggéssel határozható meg: ( ) Φ F =λ S TFM TKW =P, (1.38) ahol: λ - a forma hővezető képessége [W/mK], S - alaktényező vagy formatényező [m], T FM - a formafelület középes hőmérséklete [K]. T KW - a hőtőcsatorna falának hőmérséklete [K] Hőáram a hűtőfolyadék és a csatorna fala között ( ) Φ K =α A TKW TFl (1.39) ahol: α - hőátadási tényező a hűtőcsatorna fala és az áramló közeg között [W/m K], A - a hűtőcsatorna hatásos felülete [m ], A=LDπ - ahol L a hatásos hossz, T KW - a hűtőcsatorna falának közepes hőmérséklete [K], T Fl - a hűtőfolyadék közepes hőmérséklete [K]. A hűtőcsatornák méretezésének alapegyenlete: 1 1 TFM T + = λs αa P Fl, (1.40) ahol: P: a hőáram [W]. Az egyenletben szereplő S, α és A mennyiségek további paraméterektől függenek: L - a hűtőfuratok (hatásos) hossza a kontúrt adó felület alatt [m], D - a hűtőfurat átmérője [m], E - a hűtőfurat közepes távolsága a kontúrt adó felülettől [m], V - a hűtőfolyadék térfogatárama [m 3 /s]. A függvénykapcsolatok: S = S (L, D, E és további geometriai paraméterek) [10], α=f(v, D, L, T Fl, T KW ), A=f(D, L). Az összefüggések nem lineárisak, ezért a megoldás csak iteráláson alapuló lehet. Bármelyik befolyásoló tényező meghatározása az összes többi adott értéke esetén lehetséges [10]. 18

A kontakt-hőmérséklet és a formafelület közepes hőmérsékletének számítása A formatöltés folyamata alatt a forma és az olvadék ellentétes hőlökést kapnak. A formaüreg felületén egy rendkívül gyors hőmérséklet-emelkedés következik be, egyidejűleg az olvadék külső rétegében a hőmérséklet erősen csökken. Rövid idő elteltével stabilizálódik a forma és az öntött fém hőmérséklete, a határfelületen elér egy olyan értéket, amely a forma kezdeti hőmérséklete és a beáramló olvadék kezdeti hőmérséklete között van. Ez az úgynevezett érintkezési, vagy kontakt-hőmérséklet, amely megközelítőleg a következő kifejezéssel számítható: bolvtolv + bftf TK = (1.41) b + b olv F ahol: b = λ ρ c (1.4) F F F pf b λ ρ c + T olv olv olv polv olv td T K (1.43) t d TS λolvρ olv cpolv + + TF λfρfcpf Tolv TK TK = t d λρ S olv cpolv + + λρ F FcPF Tolv TK ahol: λ F,λ olv - a forma, ill. az olvadék hővezető képessége, ρ F,ρ olv - a forma, ill. az olvadék sűrűsége, c PF, c Polv - a forma, ill. az olvadék fajhője, T F,T olv - a forma, ill. az olvadék kezdeti hőmérséklete, t d - dermedési hő. (1.44) Az olvadék megdermedéséig a hőmérséklet a forma kontúrfelületén csak jelentéktelen mértékben csökken. Az olvadék megdermedése után a formaüreg felületének hőmérséklete megközelítőleg exponenciálisan csökken [10]. Ha egy öntési ciklus alatt a formakontúr hőmérséklete exponenciálisan csökken T K -ról T F -re, akkor a formaüreg felületének egy tartományán a közepes hőmérsékletre (T FM ) a következő kifejezést lehet levezetni: T FM = T Fl TK TF + TK T ln T T F Fl Fl (1.45) 19

Az öntvények dermedési idejének meghatározása A megfelelő öntési paraméterek meghatározásánál a formatöltési- és a gépparaméterek összehangolása szükséges. A falvastagság és geometria függvényében az utoljára megdermedő rész, azaz a termikus zóna helyileg is változik. A termikus centrum eltolódását a falvastagság függvényében a 10. ábrán láthatjuk. 10. ábra A termikus centrum eltolódása a geometria változásával [11] Chvorinov [1] szerint bármilyen alakú öntvény dermedési ideje (t d ) arányos az öntvény térfogatával (V) és a formával érintkező felületének (A) hányadosával. A hőtranszport, mely a dermedő fémből a forma felé történik, a Fourier-féle hővezetési egyenlet segítségével, minden irányban végtelen lap esetén a következőképpen írható fel: T T ρ cp = λ t x x (1.46) A parabolikus differenciálegyenlet megoldásához Gauss féle hibaintegrál bevezetésével a következő egyenlet kapható: v v T= T0 + ( T0 TA) e dv 0 Ahol: π (1.47) T - hőmérséklet v = x at λ a = hőmérsékletvezető képesség (hőátadási tényező) c ρ 0

T 0 - T A - a folyékony fém/formafal hőmérséklete a forma kiindulási hőmérséklete. Az egyenlet megoldásához a következő feltételek megadása szükséges: - a forma minden irányban homogén és izotóp, - a fém/formafal határfelülete sík és minden irányban végtelen, - a forma/fém határfelület hőmérséklete állandó, - a hőmérsékletvezető képesség nem függ a hőmérséklettől, - a hőtranszport csak hővezetéssel megy végbe, - az érintkezés a fém és a formafal között ideális és állandó. A folyékony fém által bevitt hőmennyiség tehát: ( p ) QM = V ρ c T+ L (1.48) Ahol: Q M - az olvadt fém által bevitt hőmennyiség V - az olvadt fém térfogata Ρ - az olvadt fém sűrűsége c p - az olvadt fém hőkapacitása T - a túlhevítés hőmérsékletköze L - a látens hő. A forma anyagától, az időtől, és a távolságtól függően, az elvezetett hőmennyiség a következő: dq dt =λ dt dx x= 0 x= 0 (1.49) x=0, a fém/forma érintkezési felület λ a hővezetési együttható Az (1.47) egyenletet levezetve és idő szerint integrálva az, az anyagtulajdonságoktól függő alakot kapjuk: QF = b ( T0 TA) t π forma p (1.50) b = λ ρ c (1.51) Ha az (1.48) és (1.50) egyenletet egyenlővé tesszük, a dermedési idő számíthatóvá válik: t E V ρolv ( L+ cp T) = b ( T 0 T A) A π (1.5) 1

A fenti egyenlet a Chvorinov által 1940-ben levezetett dermedési idő számításának összefüggése. Az egyenletből kiolvasható, hogy a nagy fajlagos felülettel rendelkező öntvények dermedési ideje kisebb, míg kisebb fajlagos felülettel rendelkező öntvények dermedési ideje nagyobb. Az egyenlet egyszerűsítve: 1 V t = = k M m A (1.53) A Chvorinov féle állandó a dermedési állandó: λ cp ρ ( ) forma forma T0 TA m = π (1.54) ρolv ( L+ cp T) olv Amelyből a k dermedési időállandó a reciprok érték négyzetével egyenlő, azaz: k olv ( L cp T) ρ + olv = λ c ρ T T forma π ( ) p forma 0 A (1.55) A szakirodalomban gyakran tévesen értelmezik a dermedési állandó fogalmát. illetve gyakran összetévesztik a dermedési időállandóval.. A Chvorinov féle képletben a dermedési állandó az m, melynek mértékegysége a m. A k érték a dermedési időállandó, mely mértékegysége s s a m vagy a s, melyet nyomásos öntészet esetében gyakrabban alkalmaznak a dermedési cm idő meghatározására. A k értéke egy úgynevezett fél-empirikus állandó, elméleti és tapasztalati úton meghatározható értékkel. A képletéből látható, hogy a k érték egyenesen arányos az öntött fém fizikai tulajdonságaival és fordítottan a szerszám anyagának a tulajdonságaival. Az optimális formatöltési idő nagysága függ az öntvény konstrukciójától. A gyakorlati tapasztalatokon alapuló számadatok néha jelentős eltérést is mutathatnak a számítotthoz képest. Kis öntvények esetében a formatöltési idő csak néhány milliszekundum, a nagy öntvények formatöltési ideje azonban a 100 milliszekundumot is elérheti. A dermedési idő ismeretében nyomásos öntés esetében az öntési idő: t = 0, 1 (1.56) ö t d Az öntvény különböző részein eltérő megszilárdulási feltételek alakulnak ki, mivel a formaüregben a folyékony fém számos öntvény esetében viszonylag hosszú utat tesz meg. Ahhoz, hogy a felületi hidegfolyást elkerüljük, nagy formatöltési sebesség szükséges. A 11. ábrán a szakítószilárdság változása látható a folyékony fém megvágásban mért sebességének függvényében. A szakítószilárdság maximumos görbe szerint változik. Ennek oka, hogy a sebesség növelésekor a hőátadási tényező növekedése miatt nő a

kristályosodás sebessége, ezáltal finomabbá válik a szövetszerkezet, ami szilárdságnövekedést okoz. Ugyanakkor nő a folyékony fémben a turbulencia, és erőteljesebbé válik a porlasztás, ami növeli az inhomogenitást, s így a szilárdság csökkenését okozza. A két ellentétes hatás eredője a maximumos görbe szerint változó szakítószilárdság. Az optimális sebesség a különböző fémeknél eltérő, az öntvénnyel szemben támasztott követelmények teljesítése szempontjából legkedvezőbb áramlási sebességet kell választani. Az alumíniumötvözetek esetében ez a sebesség általában 0-80 m s, magnéziumötvözetek esetén 40-10 m s között változik. Fémsebesség hatása az öntvény szakítószilárdságban 350 Szakítószilárdság [N/mm ] 300 50 00 150 100 50 11. ábra A szakítószilárdság változása a folyékony fém megvágásban mérhető sebességének függvényében [10] Az öntési teljesítmény (térfogatáram, V ) értéke az öntési térfogat és a formatöltési idő alapján határozható meg: V V = (1.57) t ö 0 0 10 0 30 40 50 60 70 80 90 100 Fémsebesség a megvágásban [m/s] V - a bekötőcsatornán átáramló fémtérfogat. A megvágás keresztmetszete: V Aa = (1.58) va v a - a fém sebessége a megvágásban A megvágásnak vékonynak, letörhetőnek kell lennie, de csak annyira, hogy az utánnyomás hatása a dermedés során érvényesülni tudjon. 3

A megvágás hosszát célszerű az öntvény élhosszával egyenlőnek választani. A megvágást vastagítani kell, ha a folyékony fém a formaüregben hosszú utat tesz meg. Az elosztócsatornában a fémsebesség: v e = 0,5...0,6 v (1.59) a Az eddigi adatok és az öntvény méreteinek alapján kell a gép paramétereit megválasztani. Első szempont a gép kiválasztásánál a szükséges záróerő (F 3 ) meghatározása: F3 = 1,3 Pn Av (1.60) F 3 - P n - A v - a formafeleket szétfeszítő öntőerő a III. fázisban az utánnyomás nagysága az öntvény(ek) és a beömlőrendszer osztósíkra vetített felülete A gépkönyvekben megtalálható a gép záróerő értéke. Ennek nagyobbnak kell lenni, mint a formafeleket szétfeszítő erőnek. Ezután meg kell határozni az öntőkamra térfogatát és hosszát. Az öntőkamra térfogata: V k V F ö = (1.61) g V ö - F g - a kamrába öntött fém térfogata az öntőkamra töltöttségi foka A kamrahossz (l k ) ismeretében a kamra keresztmetszete és átmérője: Vk Ak = (1.6) l k A k - D k - a kamra keresztmetszete a kamra átmérője A kamra, illetve a dugattyú átmérője csak akkor választható meg a fenti módon, ha a gépen az utánnyomás fázisában ellennyomás alkalmazása lehetséges, mert kis kamraátmérő esetén a formaüregben a szükségesnél nagyobb nyomás jön létre, ami a formát szét is nyithatja. Ezért, ha a gépen nincs ellennyomás alkalmazására lehetőség, a dugattyú és a kamra átmérőjét a szükséges mértékben meg kell növelni. A kamra megtöltése közben alkalmazható optimális dugattyúsebességet a Garbel-formulával számoljuk, a kamra geometriai viszonyai és a töltöttségi fok függvényében. A kamra teljes keresztmetszetét kitöltő hullámmagassághoz tartozik a v krit mely nagy (50-60 %) töltöttségi foknál érhető el. Amennyiben a kamra töltöttségi foka kisebb, akkor a teljes kamrakeresztmetszetet kitöltő hullám nagy dugattyúsebességgel hozható létre, ami a hullámátcsapás kialakulását okozza. Ebben az esetben a kritikusnál kisebb dugattyúsebességet választunk, melynél az első hullám után a végfalról visszaverődő hullám sem tölti ki teljesen a kamrát. Erre épül fel a kamra tetejéig érő harmadik hullám. Így a levegőbezáródás a kamratöltés közben elkerülhető. 4

A dugattyúsebesség (v d1 ) az első fázisban Garbel-formulával számolva: 1 Fg vd1 = g ( Dk h0 ) 1+ F g - a nehézségi gyorsulás, h 0 - a fém magassága az öntőkamrában g (1.63) Fontos a pontosan adagolt fém mennyisége. A szükségesnél több fém késői, a kevesebb fém korai átkapcsolást eredményez az I. és a II. fázis között. Amikor az átkapcsolás késik, a folyékony fém már túljutott a megvágáson. A korai átkapcsolás estén a fém még nem jutott el a megvágásig. A mai, modern fémadagolók (kanalas, vagy sűrített levegővel működő adagoló kemencék) ± 1-1,5 mm pogácsavastagság pontosságban képesek a folyékony fémet az öntőkamrába adagolni, elősegítve a megfelelő öntvényminőség reprodukálhatóságát. Amikor a folyékony fém teljes keresztmetszetében feltöltötte a kamrát és az olvadék elérte a megvágást, vége az első fázisnak. Az első-második fázisok közötti kapcsolópont helye: L f1 ( g) Vk 1 F = (1.64) A k A váltást az öntőgépen végálláskapcsoló indítja be, az öntődugattyú felgyorsul a második fázis sebességére: v d V = (1.65) A k A v d = 3-7 m/s. A nagyobb sebesség miatt erős sorjaképződés léphet fel, mivel az öntődugattyú a felütközés következtében megnyithatja a szerszámfeleket. A modern gépeknél programozható dugattyúfékezést alkalmaznak, így a dugattyú sebességét le lehet csökkenteni az ütközéskor. A második fázis úthossza: L V + V ö t f = (1.66) Ak 5

3. Kísérleti körülmények A doktori értekezésem célja irányított dermedés megvalósítása a nyomásos öntészetben, különböző hőfizikai tulajdonságú szerszámacélbetétek alkalmazásával, mely a napjaink összetett öntvény-geometriái miatt hagyományos szerszámanyagok felhasználásával nem valósíthatók meg. A lépcsőspróba felépítése jól modellezi az összetett öntvényekre jellemző hőtechnikai viszonyokat. Nyomásos öntésnél alkalmazott ötvözetek Napjainkban a nyomásos öntvények felhasználása igen elterjedt, a háztartási eszközöktől a kéziszerszámokon, járműipari termékeken keresztül a repülőgépiparig széleskörűen alkalmazzák. Hátránya a többi technológiával szemben, hogy a forma vagyis a szerszám költsége igen magas. Amennyiben a legyártandó darabszám kellően nagyszámú, a felhasználónak megéri beruháznia egy nyomásos öntőszerszámba, hiszen a többi öntéstechnológiához képest a legrövidebb idő alatt a legtöbb öntvényt ezzel a technológiával nyerhet. A termelékenység mellett az öntvény minősége sem elhanyagolandó szempont, hiszen a megfelelő technológiai paraméterek esetén a nyomásos öntvények felületi minősége, méretpontossága más öntéstechnológiával gyártott öntvényekéhez képest a legjobb. A 1. ábrán egy személygépkocsi robbantott ábrája látható ahol mintegy 80-85%-a öntvény. A fennmaradó 15% szövet, üveg, gumi, lemez illetve fröccsöntéssel gyártott műanyag alkatrész. A témám azért is időszerű, mert napjainkban a károsanyag-kibocsátás csökkentésére irányuló törekvések komoly kutatás-fejlesztési projekteket igényelnek. A károsanyag-kibocsátás csökkentése, azaz az üzemanyag fogyasztás mérséklésének legalapvetőbb módja, a haszontalan teher csökkentése, azaz olyan anyagok és technológiák fejlesztése, mellyel a járművek tömegcsökkentése megvalósítható illetve elősegíthető. A nyomásos öntészet ennek egy tipikus példája, hiszen nemcsak a vékonyfalu így alacsony tömegű, bonyolult geometriájú alumíniumöntvények gyárthatóak ezzel az eljárással, de mind a melegkamrás, mind a hidegkamrás nyomásos öntőgép alkalmas magnéziumötvözetek öntésére is. Bár a magnéziumöntvények mechanikai tulajdonságai mintegy 0%-kal elmaradnak az alumínium ötvözeteitől, de a megfelelő konstrukció pl. bordák alkalmazásával ez a hátrány egyszerűen kiküszöbölhető. A megnövekedett térfogat miatt a tömege a sűrűségéből eredően még mindig 5-30%-kal kevesebb. A 1. táblázatban a vizsgált ötvözetek fizikai tulajdonságait láthatjuk. A 13. ábrán az autóipar által felhasznált leggyakoribb magnéziumöntvényeket láthatjuk funkciójuk szerint. 1. táblázat Az öntött ötvözetek hőfizikai tulajdonságai [4] λ ρ c p L s T S T L AlSi9Cu3 AZ91 AM50 W mk 190 (400 C) 85 (630 C) 93,7 (400 C) 55,5 (595 C) 111, (400 C) 68 (630 C) kg 3 m J kg K J kg [ C] [ C] 40 1090 (580 C) 463100 51 593 1710 1650 114 (400 C) 147 (595 C) 1309 (400 C) 1407 (630 C) 373000 45 595 373000 440 65 6

10,0% Észak- Amerika 6,9%,3% 13,9% 9,4% EU,9% Japán 6,% 1,1% 11,4% 80,8% 77milliókg 15.75 millió járműben 144,5 kg járművenként 57% szekunder alumínium 73,8% 175 millió kg 18,5 millió járműben 117,6 kg járművenként 50% szekunder alumínium 81,3% 988 millió kg 8,67 millió járműben 114 kg járművenként 63% szekunder alumínium Hengerelt termék Húzott termék Megmunkált termék Öntvény 1. ábra A személygépkocsiban felhasznált alumínium alkatrészek [4] Biztonsági alkatrészek Erőátviteli alkatrészek Tömegcsökkentés elemei 13. ábra Magnéziumöntvények felhasználási lehetőségei az autóiparban [15] A magnéziumötvözetekkel szemben sok a valóságos alap nélküli kétség. Ilyenek például: 7

- A gyulladásveszély. A magnézium gyulladása csak akkor következik be, ha a felület a térfogathoz képest kellően nagy és a hőmérséklet 590 C fölött van. Vannak műanyagok, amelyek sokkal kisebb hőmérsékleten gyulladnak és égésük közben mérgező gázok is keletkeznek. - Oxidálódási hajlam. Ez részben igaz, azonban napjaink felületkezelő technológiáival olyan bevonatot képezhetünk, amellyel a Mg felveszi a versenyt a többi anyaggal szemben. - Mechanikai tulajdonságai az alumíniuméhoz képest 15-0%-kal rosszabbak. Ez az ötvözet megfelelő fejlesztésével és a konstrukció helyes megtervezésével jelentősen javítható. - Keveset termelnek belőle, és magas az előállítási költség. A földkéreg ásványai között nagy mennyiségben találhatóak magnézium tartalmúak. A magnézium ötvözetgyártás fokozására Izraelben a 90-es évek közepén megalapították a DSM (Dead See Magnesium) vállalatot, amely a Holt-tenger vizéből állít elő magnéziumot. A Holt-tenger vizének az összetételét mutatja a 14. ábra [16]. Kalcium-klorid 4,5 g/l Kálium-klorid 14 g/l Magnézium-bromid 6 g/l Nátrium-klorid 100 g/l Maradék Főleg víz Magnézium-klorid 180 g/l 14. ábra A Holt-tenger vizének összetétele [16] A Holt-tenger víztartalma 140 km 3, a magnézium koncentrációja 46 kg/m 3 (összehasonlítva az átlagos tengervízzel, mely 1,3-1,5 kg/m 3.) A Holt-tenger teljes magnéziumtartalma 6.440.000 kt, amely napjaink 360 000 t/év felhasználásával az elkövetkezendő 18 ezer évre lenne elegendő. Szerszámtervezés és konstrukció Mint az előzőekben látható volt, a hűtési viszonyok nemcsak az öntvény tulajdonságaira vannak jelentős hatással, de a gyártás gazdaságossági oldalát is jelentősen befolyásolják. Az optimálisan megtervezett nyomásos öntőszerszám nem minden esetben gazdaságos is. Gazdaságossági szempontból figyelembe kell venni a szerszám élettartamát, és a ciklusidőt befolyásoló tényezőket. Egy alumíniumöntéshez alkalmazott nyomásos öntőszerszám 8

élettartama mintegy 70-10.000 lövés, ami leginkább a szerszám hőtechnikai tulajdonságaitól függ. Különösen veszélyesnek minősül a ciklikus hőingadozás, illetve az enne során tapasztalt hőmérséklet különbségek hatására kialakuló húzó-nyomó feszültségek melyek az anyagkifáradáshoz vezető legfontosabb okoknak tekintenhők. A problémát tovább súlyosbítják az egyre rövidülő ciklusidők. A károsodás szempontjából különösen fontos a vízben oldott leválasztó anyagok esetében szükséges, rövid időre 100 C alatti hőfokot eredményező lehűtés (Leidenfrost jelenség). A szerszám hőmérsékletének növekedése fokozza az adhéziót, a korróziót és a hőrepedések kialakulásának veszélyét, a hőmérséklet csökkenésével pedig növekszik az erózióra való hajlandóság. Adhézió szempontjából lényeges a hőfokkal arányosan növekvő reakciósebesség. Ezzel szemben, az erózió erősen függ az áramló közeg viszkozitásától, ill. az olvadékban már bekövetkező kristályosodás mértékétől. Az olvadt fém a forma falára történő ütközésekor mindenekelőtt a szerszám felületén kialakult oxidréteg összetörését okozza. A fokozott termikus igénybevétel mellett, az alumínium az acéllal reakcióba lép és alumíniumot tartalmazó fázisokat (pl AlFeSi, AlSiFeCu, AlSiFeCuCr) hoz létre, amelyek az alumíniumhoz erősen tapadnak, és a szerszámot kémiailag bontják. Magasabb sebesség-értékek mellett az olvadék eróziós hatása igen felerősödik. A kopást ugyancsak döntően befolyásolja az olvadék becsapódási szöge. A legnagyobb kopást 7 -os becsapódási szög okozza [17]. A felületen kialakult repedések keletkezésére, és ezáltal, a nyomásos öntőszerszámok élettartamára döntő hatást gyakorol a cikluson belüli hőmérséklet ingadozás mértéke. Cink öntésekor beégési repedés csak ritkán lép fel. Ezzel szemben, alumínium öntése során a körülmények kedvezőek a repedések kialakulására, mert a szerszámacél a megeresztési hőmérsékletét (550 600 C) minden ciklusban eléri. A vizes közegben diszpergált leválasztó anyagok alkalmazása esetén, a nyomásos öntőszerszám felülete minden ciklusban rövid időre 100 C körüli hőmérsékletre hűl vissza. Ez a hőmérsékletingadozás elősegíti a felületi repedés kialakulását, és szerszám élettartamát 70.000 lövés alá korlátozhatja. Olaj-alapú leválasztó anyagok alkalmazása kisebb hőingadozást okoz, amivel a szerszám élettartama 180.000 lövést is meghaladhat. Környezetvédelmi és az öntvény felületére kifejtett hatása miatt, az olaj-alapú leválasztó anyagok használata korlátozott mértékű [17]. Üzemelésük során, a szerszámok élettartamát már a szerszám gyártása során meghatározzák olyan tényezők, mint pl. a hőálló szerszámacél minősége, a formatervezés, a megmunkálás során alkalmazott eljárások, a hőkezelés és a későbbi a működésük és karbantartásuk hatásai, azaz: 9

Konstrukció Anyagtulajdonságok Hőkezelés Méret Keménység Előmelegítés Forma, magok megeresztési ellenállás ausztenit - képződés Geometria, furatok, melegfolyási határ edzés lekerekítések, sarkok tartósfolyás-határ Temperálókörök viszkozitás megeresztés Megvágás, kilevegőző és hővezető képesség felületkezelés tápláló konstrukció hőtágulási együttható Szerszám gyártása megmunkálás marás szikra-marás köszörülés hegesztés feszültségoldó izzítás Szerszám karbantartása Tisztítás, felpucolás szórás feszültségoldó izzítás hegesztés Működés folyamatvezérlés előmelegítés hőfoka öntvény anyaga: cink, magnézium, alumínium, réz; összetétel és hőfok a legmagasabb hőfok időtartama hűtés kenőanyagok mechanikus igénybevétel A nyomásos öntőszerszámokat működésük közben terhelő igénybevétel ill. az emiatt fellépő kopási mechanizmusok három csoportba sorolhatók: A termikus - mechanikus váltakozó igénybevétel az alábbiakat okozza: - hő okozta feszültség - plasztikus deformálódás - anyagfáradás - felületi repedések A kémiai - fizikai igénybevétel az alábbiakat okozza: - leragadások - leforradások - bemaródás A súrlódási mechanikus igénybevétel az alábbiakat okozza: - erózió - kimosódás - deformáció - törés A fenitek alapján látható, hogy a szerszám megfelelő hőtechnikai tervezése az öntvény árát is jelentősen befolyásolja. Ha a szerszámmal a lehető legrövidebb idő alatt a legtöbb öntvény 30