DIACONU V. VASILE - LUCIAN

MISKOLCI EGYETEM Műszaki Anyagtudományi Kar Kerpely Antal Anyagtudományok és Technológiák Doktori Iskola Vezetője: Dr. Roósz András egyetemi tanár, MTA rendes tagja

A MOLIBDÉN ÖTVÖZÉS HATÁSA AZ ÖNTÖTTVASAK TERMOMECHANIKUS HŐFÁRASZTÁSI TULAJDONSÁGAIRA Ph.D. értekezés

DIACONU V. VASILE - LUCIAN Okleveles kohómérnök

Tudományos vezetők: Dr. Dúl Jenő, Egyetemi docens Miskolci Egyetem, Metallurgiai és Öntészeti Intézet, Öntészeti Intézeti Tanszék Dr. Diószegi Attila, Kutatóprofesszor Jönköpingi Egyetem, Gépészeti, Öntéstechnológiai és Öntvényanyagok Tanszék

Miskolc 2012

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira

TARTALOMJEGYZÉK TARTALOMJEGYZÉK ....................................................................................... I Ábrajegyzék..................................................................................................... III BEVEZETÉS ..................................................................................................... 1 AZ ÖNTÖTTVASAK TULAJDONSÁGAI ................................................ 2

1. 1.1.

A vasöntvény – gyártás jelentősége ........................................................................................ 2

1.2.

Az öntöttvas típusai és alkalmazási területei .......................................................................... 5

1.2.1. Az átmeneti grafitos (vermikuláris, CGI) öntöttvas ............................................................... 8

A TERMOMECHANIKUS HŐFÁRASZTÁS .......................................... 12

2. 2.1.

Termomechanikus hőfárasztás.............................................................................................. 13

2.1.1. A termomechanikus hőfárasztás mérési módszere ............................................................ 16 2.2.

A hőmérséklet mérése a termomechanikus hőfárasztásnál ................................................. 20

A MOLIBDÉN HATÁSA AZ ÖNTÖTTVASRA ...................................... 23

3. 3.1.

A molibdén általános hatása az öntöttvas tulajdonságaira .................................................. 23

3.2.

A molibdén hatása az öntöttvas tulajdonságaira magas hőmérsékleten ............................. 28

A TERMOMECHANIKUS HŐFÁRASZTÁS VIZSGÁLATA .................. 31

4. 4.1.

Célkitűzés............................................................................................................................... 31

4.2.

Kísérleti körülmények ............................................................................................................ 31

4.2.1. A hőfárasztó vizsgálatok során használt próbatest méretei ............................................... 31 4.2.2. A hőfárasztó vizsgálatok során használt ötvözetek kémiai összetétele ............................. 34 4.3.

A vizsgált ötvözetek mikrostruktúrája ................................................................................... 35

4.3.1. Optikai mikroszkópos vizsgálatok........................................................................................ 35 4.3.2. Számítógépes képelemzés vizsgálatok ................................................................................ 39 4.3.2.1.

Az átmeneti grafit arány számítása ............................................................................... 39

4.3.3. Szkenning elektronmikroszkópOS (SEM) vizsgálatok .......................................................... 42

Ph.D. értekezés

I

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira 4.4.

A vizsgált ötvözetek szilárdági tulajdonságai ........................................................................ 46

4.5.

A hőfárasztó vizsgálatok és eredményei ............................................................................... 52

4.6.

Összefoglalás ......................................................................................................................... 73

A FESZÜLTSÉG-RELAXÁCIÓ VIZSGÁLATA ...................................... 74

5. 5.1.

A feszültség-relaxáció elmélete ............................................................................................. 74

5.2.

A feszültség-relaxáció vizsgálatok és eredményei ................................................................ 76

5.3.

Kiértékelés ............................................................................................................................. 85

ÖSSZEFOGLALÁS ......................................................................................... 86 SUMMARY ...................................................................................................... 87 ÚJ TUDOMÁNYOS EREDMÉNYEK ............................................................... 88 KÖSZÖNETNYILVÁNYÍTÁS .......................................................................... 90 IRODALOMJEGYZÉK .................................................................................... 91 AZ ÉRTEKEZÉS TÉMAKÖRÉBŐL MEGJELENT PUBLIKÁCIÓK ............... 96

Ph.D. értekezés

II


ÁBRAJEGYZÉK 1.

ábra. Magyarország öntvénytermelése 2010 – ben. .......................................................... 2

2.

ábra. Magyarország vasöntvény termelése 1996 és 2010 között. ...................................... 4

3.

ábra. Különböző grafit morfológiák – mélymaratott SEM képek [5]................................. 5

4. ábra. A Fe - C ötvözetek mechanikai tulajdonságainak változása a karbon tartalomtól függően, grafitos és karbidos kristályosodáskor [6] .................................................................. 6 5.

ábra. 1943. április 12-én készített próbán látható a grafit gömb alakja [9] ...................... 7

6.

ábra. Gömbgrafitos öntöttvasból gyártott öntvények. [72] ................................................ 7

7. ábra. Lemezgrafitos- (a), vermikulár grafitos- (b) és gömbgrafitos (c) öntöttvas minősítése a grafit szemcsék alakja alapján [68] ...................................................................... 8 8. ábra. Az átmeneti grafitos öntöttvas tulajdonságai ideálisak sok egyidejűleg hő- és mechanikai terhelésnek kitett gyártmányok számára [12]. ........................................................ 9 9. 10.

ábra. Átmeneti grafitos öntöttvasból készült autóipari öntvények [14]. .......................... 11 ábra. Magas hőmérsékleten használt átmeneti grafitos öntöttvasból készült öntvények: ....................................................................................................................................... 11

11. ábra. Feszültség – nyúlás viszonya az „in phase” és „out of phase” terhelések esetén [24]. ....................................................................................................................................... 14 12.

ábra. Egy „out-of-phase” ciklus alatt zajló folyamatok [26]....................................... 15

13. ábra. A korlátozott termikus fárasztás vizsgálatához használt próbatest méretei (a méretek milliméterben) [29] ..................................................................................................... 16 14. ábra. A korlátozott termikus fárasztás vizsgálatához használt rendszer sematikus ábrája [29] ............................................................................................................................... 17 15. ábra. Tipikus termikus feszültség ciklusok a vizsgálat kezdetén lemezgrafitos és vermikuláris grafitos öntöttvas esetén [29] ............................................................................. 17 16. ábra. A termikus feszültség maximális értéke hevítés és lehűtés közben a ciklusok számának függvényében. Hőmérséklet tartomány 100 és 540 oC között, vizsgált anyagok lemezgrafitos és átmeneti grafitos ötvözetlen és ötvözött öntöttvasak [29] ............................. 18 17.

ábra. Példák az indukciós tekercsek kialakítására: ...................................................... 19

18.

ábra. Egy tipikus rendszer a termomechanikus fárasztás vizsgálatára [31] ................ 19

Ph.D. értekezés

III

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira 19. ábra. A hőmérséklet különbség hatása a próbatest terhelésre az idő alapú TMF vizsgálatoknál. .......................................................................................................................... 20 20.

ábra. A hőelemek elhelyezésének lehetőségei a mérés során: ...................................... 21

21.

ábra. A molibdén hatása az ausztenites mezőre [39]. .................................................. 23

22.

ábra. 2 % Mo tartalmú Fe-C ötvözet [39]. ................................................................... 24

23.

ábra. Molibdén hatása két különböző összetételű öntöttvas szakítószilárdságára [51]... ....................................................................................................................................... 25

24. ábra. Molibdén hatása a szakítószilárdságra perlites és ferrites átmeneti rgrafitos öntöttvasnál, illetve perlites lemezgrafitos öntöttvasnál [40, 41] ............................................ 25 25. ábra. Molibdén hatása a szakítószilárdságra különböző átmérőjű próbatestek esetén [50]. ....................................................................................................................................... 26 26.

ábra. Molibdén hatása a keménységre különböző falvastagságok esetén [51]. ........... 26

27.

ábra. Molibdén hatása a keménységre [52]. ................................................................ 27

28. ábra. Korlátozott termikus hőfárasztás eredményei; a hőmérséklet tartomány 100 és 540OC fok között [29, 30] ......................................................................................................... 28 29. ábra. A termikus ciklusok száma a molibdén-tartalom hatványának függvényében lemezgrafitos [40] és átmeneti grafitos öntöttvas esetén [41] ................................................. 29 30.

ábra. A molibdén hatása a lemezgrafitos öntöttvas hő fárasztására [42] .................... 30

31.

ábra. A hőfárasztási vizsgálatokhoz készült próbatestek öntvénye. .............................. 32

32.

ábra. A vizsgálatok során használt próbatest:.............................................................. 33

33. ábra. Az 20 mm-es átmeneti grafitos öntöttvas próbatest mikrostruktúrájáról készült grafitképek (maratlan csiszolat, N = 110x): ............................................................................ 36 34. ábra. A 20 mm – es átmeneti grafitos öntöttvas próbatest mikrostruktúrájáról készült mikroszkópos felvételek (színesen maratott csiszolat, N= 200 x): ........................................... 37 35.

ábra. A perlit lemeztávolság mérése a Mo=0,00% esetén. .......................................... 38

36. ábra. A perlit lemeztávolság változása a molibdén-tartalom függvényében különböző átmérőjű próbatestek esetén. .................................................................................................... 38 37. ábra. A szürke és a szegmentált képek különböző molibdén-tartalmú átmeneti grafitos öntöttvas esetén. ....................................................................................................................... 41

Ph.D. értekezés

IV

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira 38.

ábra. Karbidok a vizsgált átmeneti grafitos öntöttvas próbatestek szövetszerkezetében . ....................................................................................................................................... 43

39. ábra. A JMatPro – val számított karbid tömegaránya a hőmérséklet függvényében különböző molibdén-tartalmú átmeneti grafitos öntöttvas esetén............................................ 44 40. ábra. Az elemek dúsulása a primer ausztenit területén végzett pontmérésről készült felvételek alapján. ..................................................................................................................... 45 41.

ábra. Az átmeneti grafitos öntöttvas mechanikai tulajdonságai szobahőmérsékleten . 48

42.

ábra. A szakítószilárdság változása a hőmérséklet függvényében [46]. ...................... 50

43. ábra. A szakítószilárdság változása a molibdén-tartalom függvényében különböző hőmérsékletek esetén a 20 mm-es átmérőjű öntvényből munkált próbatesteknél. ................... 51 44.

ábra. A korlátozott termikus fárasztás vizsgálathoz használt rendszer ........................ 53

45.

ábra. Az erőmérő cella ................................................................................................. 53

46.

ábra. A próbatest felületi hőmérsékletének mérésére szolgáló pirométer pozíciói. ..... 54

47.

ábra. A próbatest külső részén mért hőmérsékletek. .................................................... 54

48.

ábra. A hőfárasztási folyamat első 10 ciklusának hőmérséklet- és feszültség-változása ....................................................................................................................................... 56

49. ábra. Feszültség – hőmérséklet hurok az első három ciklus után (a hőmérséklet adatok a próbatest belsejében elhelyezett hőelem mért értékei). ......................................................... 57 50.

ábra. Húzófeszültség a hőfárasztási ciklusok száma függvényében. ............................ 58

51.

ábra. Nyomófeszültségek a hőfárasztási ciklusok száma függvényében. ...................... 58

52.

ábra. Az erőjel a darab repedésének idején. ................................................................ 59

53.

ábra. Mo = 1,01 % átmeneti grafitos öntöttvas viselkedése az eltörés ideje alatt. ...... 59

54.

ábra. Eltört próbatest. .................................................................................................. 60

55. ábra. Hőfárasztási ciklusok száma a molibdén függvényében különböző jelű kimunkált próbatestek esetén. ................................................................................................................... 62 56.

ábra. Hőfárasztási ciklusok száma a molibdén függvényben. ...................................... 63

57. ábra. Tőrésig való ciklusok száma a molibdén-tartalom N-edik hatványa függvényében, lemezgrafitos öntöttvasból [40] és átmeneti grafitos öntöttvasból készült öntvényeknél ([41] és a saját mérési eredményeim). ............................................................... 66 Ph.D. értekezés

V


ábra. Vickers keménység a hőfárasztási ciklusok száma függvényében (Mo = 0,0 %).68

59. ábra. Hőfárasztási ciklusok száma az átmeneti grafit arány függvényében a K jelű hengerből készült próbatestek esetén. ...................................................................................... 69 60. ábra. Összefüggés a hőfárasztási ciklusok száma és az átmeneti grafit arány között különböző nyúlási értékek esetén [49]. .................................................................................... 70 61. ábra. Összefüggés a hőfárasztási ciklusok száma és az átmeneti grafit arány, illetve perlit lemeztávolsága között különböző molibdén-tartalmú öntöttvas esetén. ......................... 70 62. ábra. A fémmátrixban scanning elektronmikroszkóp segítségével kimutatott repedésekről és porozitásról készült felvételek......................................................................... 72 63. ábra. Feszültség-relaxáció 500oC on, különböző ötvözésű lemezgrafitos öntöttvasaknál, különböző nyúlás érték mellett [40]. .............................................................. 74 64.

ábra. Tipikus feszültség-relaxáció görbék [58]. ........................................................... 75

65. ábra. A nyomófeszültség értéke az idő függvényében a kísérleti anyagokból készült próbatestek esetén. A hőntartási hőmérséklet 600 oC. ............................................................. 76 66. ábra. A nyúlás értéke az idő függvényében a vizsgált átmeneti grafitos öntöttvasakból készült próbatestek esetén. A hőntartási hőmérséklet 600 oC. ................................................. 77 67. ábra. A nyomófeszültség értéke a Larson – Miller függvényében minden kísérleti anyagból készült próbatest esetén. A hőntartási hőmérséklet 600 oC. ..................................... 78 68. ábra. A maradó feszültség hányad az idő függvényében minden kísérleti anyagból készült próbatest esetén. A hőntartási hőmérséklet 600 oC. ..................................................... 79 69. ábra. A feszültség értéke a feszültség-relaxáció csökkenési arány függvényében minden kísérleti anyagból készült próbatest esetén. A hőntartási hőmérséklet 600 oC. ....................... 79 70. ábra. A nyomófeszültség a vizsgált kísérleti anyagokból készült próbatest esetén. Hőntartási hőmérséklet 350 oC. ............................................................................................... 80 71. ábra. A nyomófeszültség változása a vizsgált kísérleti anyagokból készült próbatestek esetén. A hőntartási hőmérséklet 350 oC. ................................................................................. 80 72. ábra. A nyomófeszültség változása a Larson – Miller függvényében a vizsgált kísérleti anyagokból készült próbatestek esetén. Hőntartási hőmérséklet 350 oC. ................................ 81 73. ábra. A nyomófeszültség változása a Larson – Miller függvényében a vizsgált kísérleti anyagokból készült próbatestek esetén. Hőntartási hőmérséklet 350 o C . .............................. 81 74. ábra. A maradó feszültség hányad változása a vizsgált kísérleti anyagokból készült próbatestek esetén. A hőntartási hőmérséklet 350 oC. ............................................................. 82 Ph.D. értekezés

VI


ábra. Mo = 1,01 % - kal ötvözött átmeneti grafitos öntöttvas mikroszkópos felvételei. ... ....................................................................................................................................... 83

76. ábra. Összehasonlítás a különböző hőmérsékleten végzett feszültség-relaxáció vizsgálatok eredményei között. ................................................................................................. 84

Ph.D. értekezés

VII


BEVEZETÉS Ahhoz, hogy a motorok megfeleljenek az új teljesítményi követelményeknek és szigorúbb gépjármű kipufogógáz kibocsájtás előírásoknak, egyre nagyobb hőmérsékleten és nagyobb nyomáson kell működniük, mint a korábban gyártott motorok. Ennek érdekében szükséges, hogy a lemezes- és az átmeneti grafitos öntöttvasból készült és a motorok gyártásában használt öntvényeknek nagyobb termikus kifáradási ellenállása legyen. Ez különösen igaz a nagy teljesítményű dízelmotorokhoz gyártott hengerfejek esetén, amelyek a leginkább hajlamosak a hőfáradási károkra és kúszási jelenségre az égéstérhez való közelségük miatt. A termomechanikus hőfárasztás (TMF) fontos vizsgálati eljárás, mert •

az erre irányuló kutatások kimutatták az átmeneti grafitos öntöttvas előnyeit a lemezgrafitos öntöttvasból és az alumíniumból készült öntvényekkel szemben [1].

•

ennek alkalmazásával a teherautó piacon jobb, és környezetbarát motorok fejlesztése valósult meg.

A termomechanikus hőfárasztás vizsgálata különösen fontos volt a Scania CV AB részére, mivel résztvevője az IEC WP2.3 nevű projektnek, amely alapján 2010 kezdetén bevezették az átmeneti grafitos öntöttvasból készült hengerfejek gyártását. Ennek érdekében más vizsgálatok mellett sor került a termomechanikus hőfárasztás vizsgálatára is. A doktori kutatómunkám célja a molibdén hatásának vizsgálata az átmeneti grafitos öntöttvasra, továbbá a hőfárasztási tulajdonságok vizsgálata és összehasonlítása a lemezgrafitos öntöttvas tulajdonságaival. Erre a célra négy különböző molibdéntartalmú átmeneti grafitos, és egy GJL-300 minőségű lemezgrafitos öntöttvasból, különböző átmérővel öntött darabokból kimunkált próbatestek vizsgálatát végeztem el. A termomechanikus hőfárasztási tulajdonságok vizsgálatán kívül elvégeztem a hőterhelés hatására kialakuló feszültség-relaxációjának vizsgálatát is. A vizsgálatokat a Jönköpingi Egyetem projektje keretén belül végeztem Svédországban, a Swerea SWECAST és több autóipari svéd öntöde közreműködésével. A hőfárasztáshoz tartozó méréseket Södertäljében a SCANIA CV AB, Anyagok Technológia, UTMT részlegnél, a próbatestek szerkezetvizsgálatát a Miskolci Egyetemen végeztem el.

Ph. D. értekezés

1


1. AZ ÖNTÖTTVASAK TULAJDONSÁGAI 1.1.

A VASÖNTVÉNY – GYÁRTÁS JELENTŐSÉGE

Az öntöttvas kifejezést a vasötvözetek azon széles családjára alkalmazzák, melyeknek a kristályosodása közben eutektikum képződik. A karbon stabil grafit vagy metastabil vaskarbid formájában jelenik meg a vasötvözetekben. Így az eutektikumnak két alaptípusa van, az egyik ausztenit–grafit fázisokból képződő grafiteutektikum, míg a másik ausztenit – vaskarbid (Fe3C) fázisokból képződő ledeburit. Az öntöttvasak összetett ötvözetrendszeréből következik, hogy széles szövetszerkezeti skálával rendelkeznek, amelyek változatos tulajdonságokat eredményeznek. Különböző felhasználók számára fontos tulajdonságok az összetétel, az olvadékkezelés, továbbá a megszilárdulási körülmények és a hőkezelési eljárások függvénye. Annak ellenére, hogy az emberiség több mint 2500 éve használja az öntöttvasat, jelenleg is találnak új alkalmazási területeket. Ennek a folyamatos érdeklődésnek az oka az öntöttvas sokoldalú tulajdonságaiban és az öntvények kialakításának nagy szabadságában rejlik, amely lehetővé teszi, hogy komplex alkatrészeket lehessen gyártani néhány művelettel. A sok jó tulajdonságának köszönhetően az öntöttvas az egyik leggyakoribb öntött anyag, amelynek éves termelése Magyarországon 2009-ben 41066 tonna, illetve 2010-ben 54700 tonna volt. Ezzel a mennyiséggel az öntöttvas képviseli a Magyarországon összes öntvénygyártás egyharmadát. Magyarország öntvénytermelésének adatait mutatja az 1. ábra és az 1. táblázat, [2, 3].

1. ábra. Magyarország öntvénytermelése 2010 – ben.

Ph. D. értekezés

2

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira 1. Táblázat – Magyarország öntvénytermelése (1996 – 2009) [2, 3]

Ph. D. értekezés

3

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira A 2. ábrán látható a magyarországi vasöntvény termelés alakulása 1996 és 2010 között. A vermikulár – grafitos és a temper öntvényekre vonatkozó adatok a jobb oldali függőleges tengelyen olvashatóak.

2. ábra. Magyarország vasöntvény termelése 1996 és 2010 között.

Ph. D. értekezés

4


AZ ÖNTÖTTVAS TÍPUSAI ÉS ALKALMAZÁSI TERÜLETEI

A történelmileg kialakult első osztályozási szempont az öntvények töretfelületének jellemzése volt. Ezek alapján megkülönböztethető a szürke és fehér töretű öntvény. A fehér töret esetén a törés a cementit lemezek (Fe3C) mentén történik. Szürke töretnél a törés a grafitlemezek mentén történik, ezért a felület szürke színű. Feles töretű öntvénynél mind a fehér -, mind a szürke - öntvényre jellemző töretfelület megtalálható. A gyártási technológiák és a vizsgálati módszerek fejlődésével a szövetszerkezeti sajátosságok (grafitalak és a fémes szövet) széles skálája miatt újabb csoportosítások jöttek létre. A grafitalak szerint négy típus különböztethető meg: lemezgrafit, gömbgrafit, átmeneti grafit (kompakt / vermikuláris), valamint a hőkezelés közben kialakuló temperszén. A Fémes mátrix típusai: ferrites, ferritperlites, perlites, ausztenites, martenzites, bainites és ausztemperált [4]. A 3. ábrán láthatók a fő grafit morfológiák (lemezes, átmeneti, gömb).

a

b

c

3. ábra. Különböző grafit morfológiák – mélymaratott SEM képek [5]. a) lemezgrafit; b) átmeneti grafit; c) gömbgrafit.1 Az öntöttvasak közül a lemezgrafitos öntöttvas, vagy szürkevas a legelterjedtebb típus. Legnagyobb hátránya, hogy nem szívós, mérhető nyúlása nincs, és szilárdsága is kicsi. Ennek az öntöttvasban kis mennyiségben (mintegy 6-10 térfogatszázalékban) található grafit az oka, melynek sem szívóssága, sem szilárdsága nincs. Az éles végű lemezgrafit bemetsző hatása révén sokkal nagyobb mértékben rontja a szilárdságot, mint ahogy mennyisége alapján várható lenne (4. ábra) [6].

1

A lemezes illetve vermikuláris grafit vastagsága 1 – 2m, a gömbgrafit átmérője 4 - 5m körüli értékeket ér el.

Ph. D. értekezés

5


4. ábra. A Fe - C ötvözetek mechanikai tulajdonságainak változása a karbon tartalomtól függően, grafitos és karbidos kristályosodáskor [6] A lemezgrafitos szürke öntöttvas (FG) alkalmazási területe igen széles, mivel a felhasználók számára fontos tulajdonságai is széles skálán mozognak. Jó a hővezető-képessége, a rezgéscsillapító-képessége, korrózió-állósága, kopásállósága és jól megmunkálható, mert az öntvény szerkezetében található grafitlemezek kenik a forgácsoló szerszámot. Így olyan alkalmazásokban előnyös, ahol kopás léphet fel, hiszen segít megtartani a kenőanyagot. Felhasználási területei pl.: autóiparban, mezőgazdasági gépiparban, építőipari berendezésekben, motorokban, fűtő és hűtőtestekben, olaj és gáz szivattyúkban és kompresszorokban, háztartási gépekben, bányaiparban alkalmazott gépekben, valamint lendkerék, fogaskerék és csövek alapanyaga [7]. A gömbgrafitos öntöttvas gyártásának története rendkívül rövid időre nyúlik vissza. A 20-as évek végén kísérleteket végeztek a nikkel hasznosítására az öntvénygyártás, elsősorban a vasöntvény gyártás terén. Ennek eredményeként sikerült előállítani egy olyan öntöttvasat, amelyben a grafit gömb alakban volt jelen, továbbá egy öntött állapotban szívós és mérhető nyúlású, nagy karbon tartalmú öntöttvasat. 1938-ban az eutektikushoz közel eső összetételű öntöttvas szövetében bázikus salakkal végzett olvadékkezelés és jelentős túlhevítés után ugyancsak gömb alakú grafitot találtak (5. ábra). Ezt követően kísérletek indultak a magnézium hatásának vizsgálatára az erősen ötvözött, fehértöretű öntöttvasban, majd a hipoeutektikus öntöttvasban. Sikerült a 3,2% C-, 1,75% Si- , 1% Ni-, valamint a 3, 5% C-, 2, 25% Si, 2% Ni - tartalmú öntöttvasban 0,5% adalékkal (80% Ni+20% Mg) a lemezgrafit mellett gömbgrafitot is elérni. A visszamaradó magnézium mennyisége a vasolvadékban 0,067% volt. A laboratóriumi körülmények között kapott eredmények alapján megkezdték az ipari bevezetésének előkészítését, melynek első eredménye 1948 áprilisában valósult meg [8].

Ph. D. értekezés

6


5. ábra. 1943. április 12-én készített próbán látható a grafit gömb alakja [9] A gömbgrafitos vasöntvények legnagyobb felhasználója a közúti járműipar és a gépipar, ezen belül a mezőgazdasági, vegyi és építőipari gépgyártás. További felhasználási terület a legváltozatosabb méretű és rendeltetésű szivattyú- és szelepház, hidraulikaelemek, turbina, kompresszor és nyomószivattyú házöntvények (6. ábra) [8].

Kerékagy egy szélenergia-erőmű számára (GJS – 400 – 15)

Sebességváltó mezőgazdasági gép számára (GJS – 400 – 15)

Féknyereg (GJS – 500 – 7) Forgattyús tengely(GJS – 700 – 1) 6. ábra. Gömbgrafitos öntöttvasból gyártott öntvények. 2[72]

Az ábrákon szereplő jelölések megegyeznek a DIN EN 1563 szabványban előírtakkal. A háromjegyű szám jelöli a szakítószilárdságot, a másik szám viszont a nyúlást. 2

Ph. D. értekezés

7

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira 1.2.1. AZ ÁTMENETI GRAFITOS (VERMIKULÁRIS, CGI3) ÖNTÖTTVAS Az átmeneti grafitos öntöttvasat először a gömbgrafitos öntötvénygyártás kezdeti szakaszában figyelték meg. Gyakran tapasztalták, hogy a magnézium adagolása az öntöttvasban nem mindig eredményez gömbgrafitos szövetet. Ez leginkább akkor fordult elő, amikor az öntöttvasban kisebb maradó magnéziumtartalmat elemeztek, mint amennyi a teljesen gömbgrafitos szerkezethez szükséges volna. Ilyenkor a grafit a lemez és a gömb közötti átmeneti alakot vett fel [10]. Ahogy látható a 7. ábrán a lemezgrafitos öntöttvas jellemzője a grafitlemezek véletlenszerű eloszlása, miközben a gömbgrafitos öntöttvasban a grafit alakja egyedi gömbök. Az átmeneti grafit szemcsék elhelyezkedése véletlenszerű eloszlású és alakja rövidebb és vastagabb, mint a lemezgrafitos öntöttvasban, de valamint lekerekített széle van [11].

a

b

c

7. ábra. Lemezgrafitos- (a), vermikulár grafitos- (b) és gömbgrafitos (c) öntöttvas minősítése a grafit szemcsék alakja alapján [68] Az átmeneti grafitos öntöttvas előnye a lemezgrafitos öntöttvassal szemben: - költséges ötvözők (Ni, Mo, Cu, Cr, stb.) nélkül is nagyobb szilárdság; - nagyobb szakítószilárdság/keménység viszony; - lényegesen nagyobb nyúlás és szívósság; - kisebb a hajlam a metastabilis rendszer szerinti kristályosodásra; - kisebb a falvastagság érzékenység. Az átmeneti grafitos öntöttvas előnye a gömbgrafitos öntöttvassal szemben: - jobb hővezető képesség; - jobb rezgéscsillapító képesség; - jobb a forgácsolhatóság;

3

Angol kifejezés: CGI – compacted/ vermicular graphite iron.

Ph. D. értekezés

8

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira - jobbak az öntészeti tulajdonságok, például bonyolultabb alakú öntvények is jó öntvénykihozatallal, tápfej nélkül önthetők [8]. Mivel az átmeneti grafitos öntöttvas egy köztes anyag a lemezes és a gömbgrafitos öntöttvas között, ezért a legnyilvánvalóbb a felhasználása olyan alkalmazások esetén, ahol a lemezgrafitos öntöttvas mechanikai tulajdonságai nem elegendők, vagy ahol a gömbgrafitos öntöttvas tulajdonságai meghaladják a követelményeket. Ezt a megközelítést alkalmazták egy átmeneti grafitos öntvény gyártásánál, a nagy sebességű vonat féktárcsákhoz. A korábban használt lemezgrafitos öntöttvas esetén felszíni repedéseket tapasztaltak, a gömbgrafitos öntöttvas alkalmazása magas rugalmassági modulusa és alacsony hővezető képessége miatt túlzott vetemedéshez vezetett. Ahogy a 8. ábrán látható, az átmeneti grafitos öntöttvasat a kedvező tulajdonságai miatt sikeresen alkalmazták a féktárcsa gyártásánál [12].

8. ábra. Az átmeneti grafitos öntöttvas tulajdonságai ideálisak sok egyidejűleg hő- és mechanikai terhelésnek kitett gyártmányok számára [12].

Ph. D. értekezés

9

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira A 2. táblázat összefoglalja a különböző öntöttvasak tulajdonságait. A táblázatban szereplő adatok a szabványokból [45, 47, 70] származnak. 2. Táblázat – A lemezes-, az átmeneti- és a gömbgrafitos öntöttvas tulajdonságai Tulajdonság Szakítószilárdság, Rm, [N/mm2] 0, 2%-os határ, Rp 0,2, [N/mm2] Nyúlás, A5, [%] Rugalmassági modulusz, E, [kN/mm2] Sűrűség, ρ, [g/cm3] Hővezető-képesség, λ, [W/m*K] Hőtágulási együttható, α, 100 oC [μm/(m*K)] 400 oC Fajlagos hőkapacitás, c, [J/(g*K)]

Vermikulár Gömb Grafitos öntöttvas 150 – 450 300 – 575 350 – 800 – 210 – 400 220 – 500 0,3 – 0,8 0, 5 – 5, 0 2 – 22 Max. 1, 5 75 – 143 130 – 160 170 – 185 7, 1 – 7, 3 7, 0 – 7, 2 7, 1 – 7, 2 45 – 53 36 – 47 30 – 38 11,7 11 12,5 13 12,5 12,5 0,460 – 0,535 0,475 0,515 Lemezes

Bár az átmeneti grafitos öntöttvasat leginkább olyan alkalmazások esetén szokták használni, ahol a gömbgrafitos öntöttvas szakítószilárdsága nem felel meg a követelményeknek. Az átmeneti grafitos öntöttvas jövője olyan alkalmazásokban rejlik, amelyek egyszerre igénylik a nagyobb szakítószilárdságot és maradó alakváltozó-képességet, valamint a jó önthetőséget, a megfelelő hővezető-képességet és a kedvező megmunkálási tulajdonságokat [12]. Az új égéstermék-kibocsátásokra vonatkozó jogszabályok [13], valamint a kereslet a nagyobb fajlagos teljesítményű motorok gyártása irányába vezeti a dízelmotor technológia fejlődését. Míg a nagyobb hengertérbeli nyomások nyújtanak jobb égést, teljesítményt és nagyobb fordulatszámot, az ebből eredő termikus és mechanikus igénybevételek növekedése új anyagokat és tervezési megoldásokat követelnek. A tervezőmérnököknek választaniuk kell az öntöttvasból és alumíniumból készült alkatrészek között különösen az öntvény tömege alapján és ebben egyre jobban előtérbe kerül az átmeneti grafitos öntöttvas. Tekintettel arra, hogy az új motorfejlesztési programok célja, hogy a kiválasztott anyagoknak nem csak a jelenlegi tervezési szempontokat kell kielégíteni, hanem lehetővé tegye a későbbi kibocsátási és teljesítményi célok elérését a teljes blokk felépítés megváltoztatása nélkül. Az átmeneti grafitos öntöttvas legalább 75%-kal nagyobb szakítószilárdsága, 40%-kal nagyobb rugalmassági modulusa, valamint körülbelül kétszeres kifárasztási tulajdonsága a lemezgrafitos öntöttvassal és alumínium öntvényekkel szemben igazolja, hogy egy ideális anyaga a motortervezés és a teljesítménynövelés jelenlegi és jövőbeni követelményeinek [1]. Jelenleg több vállalat, mint például az AUDI, a Caterpillar, a Chrysler, Ford, General Motors, Hyundai, International Truck, Kia, Land Rover, B & W Diesel, PSA Peugeot-Citroen, RollsRoyce Energetika, Toyota, Volkswagen és a Volvo használják az áltáluk gyártott járművekben az átmeneti grafitos öntöttvasból öntött motorblokkokat és hengerfejeket. 10 Ph. D. értekezés

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira A 9. ábrán átmeneti grafitos öntöttvasból készült autóipari alkatrészek láthatók, a bal oldalon a Ford Lion dízel pick-up hathengeres motorja, a jobb oldalon egy NAVISTAR motorblokk és hengerfej [14].

9. ábra. Átmeneti grafitos öntöttvasból készült autóipari öntvények [14]. Mivel az átmeneti grafitos öntöttvas hővezető-képessége nagyobb, mint a gömbgrafitos öntöttvasé, ezért előnyben részesül olyan öntvények / alkatrészek gyártásánál, amelyek magas hőmérsékleten és / vagy termikus fárasztás körülmények között működnek. Ilyen alkalmazásra példák a kokillák, a hajtókarok, a hengerfejek, a kipufogócsonkok és a féktárcsák, amint a 10. ábrán látható [15].

b a 10. ábra. Magas hőmérsékleten használt átmeneti grafitos öntöttvasból készült öntvények: a) MaK – M 551 hengerfej b) Kipufogócsonk turbófeltöltővel; [15, 16]

Ph. D. értekezés

11


2.

A TERMOMECHANIKUS HŐFÁRASZTÁS

A különböző grafitmorfológiájú (lemezes-, átmeneti-, gömbgrafit) és a fémes mátrixú (ferrites, ferrit-perlites és perlites) öntöttvas termodinamikailag stabil szobahőmérsékleten. Valamilyen szintű belső / maradó feszültség létezhet az öntvényekben a gyártási folyamattól függően. A környezetinél magasabb hőmérsékletre való hevítés során nagyobb belső feszültség jöhet létre, főleg a hőtágulási viszonyok és az átalakulási folymatok miatt. A hőmérsékletnövekedéssel az eutektoidos átalakulás hőmérsékletének közelében végbemehet a perlit bomlása. A hőmérséklet további növelése az eutektoidos átalakulási hőmérséklet fölé a meglévő fázisok ausztenitté alakulását okozza. Jelentős térfogatváltozások kísérik az átalakulási folyamatokat. A magas hőmérsékleten használt öntött alkatrészek statikus és dinamikus terhelésnek vannak kitéve. Mindkettő igénybevétel húzó- és nyomó jellegű, ezzel növelve az adott szintű hőmérsékleten lejátszódó folyamatok összetett jelenségét [20]. A magas hőmérsékleten alkalmazott vasöntvények esetén a következő tulajdonságok nagy szerepet játszanak: •

Méretstabilitás (növekedés);

•

Oxidáció;

•

Meleg szilárdsági tulajdonságok;

•

Megeresztés állóság (meleg keménység);

•

Kúszás ellenállás / Kúszószilárdság;

•

Termikus (termomechanikus) fárasztás ellenállás [21].

Ph. D. értekezés

12


TERMOMECHANIKUS HŐFÁRASZTÁS

A termomechanikus hőfárasztás (TMF) alatt a ciklikus hőmérséklet-változtatás és egyidejű mechanikai méretváltozás által kiváltott a fárasztást értünk. A mechanikai nyúlást a nettó nyúlás (  ) és a termikus nyúlás (  T ) különbségéből kapjuk meg, amelynek egységesnek kell lennie a mintában.

 M    T

(1)

A termomechanikus fárasztás több mechanizmust foglal magába, a „tiszta” fáradás károk mellett magas hőmérsékleten kialakuló kúszást és oxidációt is magába foglalja, ami közvetlenül hozzájárul a károsodáshoz. Mikroszerkezeti átalakulás is előfordulhat a termomechanikus fárasztás által az alábbi formában:  Alakítási öregedés (a hidegen kismértékben alakított anyag képlékenységének, szívósságának csökkenésével és szilárdságának növekedésével járó folyamat) – az oldott-edzett rendszerek esetében;  Az oldott állapotban lévő elemek fázisainak kiválása;  Fázis átalakulás a ciklus hőmérséklet határain;  Túlöregítés (nagyobb hőmérsékleten vagy hosszú ideig végzett mesterséges öregítés, a kiváltások mérete megnő, az anyag szilárdsága csökken) – mint például a kivált fázisok durvulása [22].

A termomechanikus fárasztás terhelése általában kéttípusú „in – phase” (IP) vagy „out of phase” (OP). Egy sematikus illusztráció a feszültség – nyúlás (stress – strain) viselkedéséről a kéttípusú terhelés alatt a 11. ábrán található [23].

Ph. D. értekezés

13


11. ábra. Feszültség – nyúlás viszonya az „in phase” és „out of phase” terhelések esetén [24]. Az „in phase” típusú terhelés esetén a maximális hőmérséklet és nyúlás ugyanabban az időben fordul elő. Az „out of phase” típusú terhelésnél az anyagnak van nyomófeszültsége a magas hőmérsékleten és húzófeszültsége alacsony hőmérsékleten. Az „in phase” terhelés nagyobb valószínűséggel okoz kúszási kárt a magas hőmérsékleten kialauló húzófeszültségek miatt. Az „out of phase” esetén jobban észrevehető az oxidációs kár, mert egy oxidhártya alakulhat ki magas hőmérsékleten, majd a törés a ciklus alacsony hőmérsékletű húzófeszültségének részen jön létre, ahol az oxidhártya törékenyebb [23]. Az „out of phase” esetben jóval nagyobb rugalmatlan nyúlás alakul ki, mint az „in phase” esetén. Termomechanikus fárasztási feltételek alapján az anyagban kialakuló károsodási mechanizmusokat három csoportba lehet osztani, ezek a fárasztás, a környezeti (oxidáció) és a kúszási károk. Ezek a mechanizmusok önállóan vagy együttesen jöhetnek létre az anyagok típusától és a működési feltételektől (a maximum és minimum hőmérséklet, a hőmérséklet tartomány, a mechanikai alakváltozás tartománya és az alakváltozás sebessége, környezeti tényezők) hatásától függően [25]. Más tanulmányok szerint [26] a ciklusokban zajló hőmérsékletfüggő folyamatok, a következők: -

Képlékeny alakváltozás;

Ph. D. értekezés

14

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira -

Kúszás;

-

Oxidáció;

-

A mikrostruktúra durvulása;

-

A repedés kezdeményezése és terjedése a 12. ábrán látható viszonyok szerint.

12. ábra. Egy „out-of-phase” ciklus alatt zajló folyamatok [26].

Ph. D. értekezés

15

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira 2.1.1. A TERMOMECHANIKUS HŐFÁRASZTÁS MÉRÉSI MÓDSZERE A termomechanikus hőfárasztás mérésének jelentősége miatt jelentős figyelmet szenteltek a problémának különböző szemináriumokon. Beszámolók készültek a termomechanikus hőfárasztás vizsgálatával kapcsolatban az 1950-es évektől kezdődően Amerikában, Európában és Japánban. A számítógépek és a hidraulikus berendezések lehetővé tették a hőmérséklet – nyúlás egyidejű pontos vezérlését és mérését [22]. A termomechanikus fárasztás jellemzőinek meghatározása gyakran számos technikai problémához kapcsolódik. Létrehoztak egy szabványt, amely meghatározza ezt a fajta fárasztóvizsgálat működési elvét. Az Európai Bizottság támogatásával 2000–ben létrehoztak egy kutatási projektet a termomechanikus hőfárasztási eljárások irányelveinek kidolgozására. A projektben 20 ipari, kutatási és tudományos központ vett részt. A projekt 2005–ben befejeződött, és az eredménye a jelenlegi szakaszban egy részletes eljárások és iránymutatások szabvány [27]. Ez kitér a termomechanikus fárasztás mérésének minden gyakorlati kérdésére, mint például a megfelelő hőmérséklet dinamikus mérési és ellenőrzési módszereire, a nominális hőmérséklet érték által okozott eltérés hatására, a fázis elmozdulása a mechanikai alakváltozás ciklus és a hőmérséklet ciklus között, a vizsgálat megindítására és újraindítására a rendszer kikapcsolása után, valamint az elfogadható hőmérsékleti gradiensre [28]. Az egyik széles körben elfogadott módszer a korlátozott termikus fárasztás vizsgálat. Az említett vizsgálaton, a próbatest (lásd a 13. ábrán a vizsgálandó darab méreteit) két álló lemez közé van felszerelve, amelyeket két oszlop mereven tart. A próbatest magas frekvenciájú indukciós áram segítségével fűtött, és hűtött a vízhűtéses befogófejek irányába a hővezetés által (14. ábra)

13. ábra. A korlátozott termikus fárasztás vizsgálatához használt próbatest méretei (a méretek milliméterben) [29]

Ph. D. értekezés

16


14. ábra. A korlátozott termikus fárasztás vizsgálatához használt rendszer sematikus ábrája [29]

A próbatesten létrejött termikus feszültséget egy erőmérő cella segítségével ellenőrzik. Az erőmérő cella a próba egyik befogófejénél található. A termikus ciklus idején, a hevítési idő alatt nyomófeszültségek jönnek létre, miközben a lehűlésnél húzófeszültségek alakulnak ki a próbatestben. A termikus ciklusok folytatásával a próbatestben halmozódik a fáradási kár olyan formában, amely hasonló a mechanikus fáradás vizsgálatánál tapasztalt viselkedéshez, végül a darab eltörik a fáradás miatt. Kezdetben a próbatestben nyomó feszültségek alakulnak ki a hevítés közben a korlátozott hőtágulás miatt (15. ábra).

15. ábra. Tipikus termikus feszültség ciklusok a vizsgálat kezdetén lemezgrafitos és vermikuláris grafitos öntöttvas esetén [29]

Ph. D. értekezés

17

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira Képlékeny alakváltozás és feszültség-relaxáció alakul ki az 540 OC-nál nagyobb hőmérsékleten hőntartás ideje alatt, ezáltal az egymást követő hűtési szakaszokban maradó feszültségek jönnek létre. Az egymást követő termikus ciklusok közben a nyomófeszültség maximális értéke folyamatosan csökken, miközben a húzófeszültség maximális értéke növekszik. Ez látható a 16. ábrán hat különböző öntöttvas próba esetén [29, 30].

16.

ábra. A termikus feszültség maximális értéke hevítés és lehűtés közben a ciklusok számának függvényében. Hőmérséklet tartomány 100 és 540 oC között, vizsgált anyagok lemezgrafitos és átmeneti grafitos ötvözetlen és ötvözött öntöttvasak [29]

Az új szabvány [27] információkat nyújt a felhevítési és lehűtési rendszerekről. A szabvány által javasolt fűtési rendszerek a következők: közvetlen és közvetett indukciós fűtés, ellenállásos fűtés, valamint a sugárzó fűtés. Az indukciós tekercsek kialakításának megoldási módszerei láthatók a 17. ábrán. A 18. ábrán a mérőrendszer elvi felépítését mutatom be. Ph. D. értekezés

18


a)

b)

c)

17. ábra. Példák az indukciós tekercsek kialakítására: a) transzverzális elektromágneses mező a lapos próbatestek fűtésére; b) hosszirányú mező a hengeres próbatestek számára; c) hosszirányú mező oly módon alakítva, hogy jobb axiális hőmérsékleti gradiens alakuljon ki és az extensométer könnyebben férhessen a vizsgált darabhoz [27]

18.

ábra. Egy tipikus rendszer a termomechanikus fárasztás vizsgálatára [31]

Az irodalomban [32] több módszer található a termomechanikus fárasztási vizsgálatok használatára.

Ph. D. értekezés

19


A HŐMÉRSÉKLET MÉRÉSE A TERMOMECHANIKUS HŐFÁRASZTÁSNÁL

A hőmérséklet nagyon fontos paraméter a termomechanikus hőfárasztás vizsgálata során. A hőmérséklet változtatás eltérése megváltoztathatja az anyag viselkedését és hibás eredményekhez vezethet. Az anyag szilárdsága csökken a hőmérséklet növekedésével, oxidációs folyamatok aktiválódhatnak és még fázis átalakulások is lehetségesek. Ezen hatások felmérése – amelyek elsősorban az anyag tulajdonságaitól és a pillanatnyi hőmérséklettől függenek – nem könnyű feladat. A termomechanikus fárasztás vizsgálatok elsősorban idő alapú tesztek. A vizsgálati módszer keretén belül egy hőfeszültség hiba automatikusan egy mechanikai feszültség hibához vezet. Pozitív hőmérséklet eltérés (+ΔT) a termikus feszültség növekedését okozza. Az ellenőrzési programon beállított érték alapja a névleges hőmérséklet és nincs hatása a termikus alakváltozás különbségre (+Δεtherm). Ezen a módon a próbatest kiegészítő hőtágulása a vizsgáló gép alakváltozás szabályozó rendszer által akadályozott, ilyen módon nagyobb nyomófeszültség alakul ki (19. ábra). A feltételek fordítottak egy negatív hőmérséklet eltérés esetén és olyankor húzófeszültségek jönnek létre [27, 33, 34, 35].

19. ábra. A hőmérséklet különbség hatása a próbatest terhelésre az idő alapú TMF vizsgálatoknál. A folytonos vonal – a tényleges érték, a pontozott vonal – a rendszerben beállított érték. A pozitív hőmérséklet különbség (a) egy pozitív termikus alakváltozáshoz (b) és a nyomó feszültségek növekedéséhez (c) vezet [33] Jelenleg különböző hőmérsékletmérési eszközöket használnak azzal a céllal, hogy a termomechanikus fárasztó vizsgálat alatti hőmérséklet-viszonyokat ellenőrizni és irányítani lehessen. Gyakran előfordul, hogy a hőelemeket ponthegesztés segítségével rögzítik a próbatest felszínéhez. Ez a hegesztés jó termikus kapcsolatot teremt a hőelem és a vizsgálandó darab között, illetve egy közvetlen hőmérsékletmérést tesz lehetővé a nyomtávolságon. A ponthegesztés viszont a diffúziós folyamathoz hasonlóan a hőelemek vezetékek kémiai összetételének változását okozhatja, amely miatt a mért hőmérséklet hamis Ph. D. értekezés

20

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira eredményekhez vezet. Azonban más hibák is létre jöhetnek, mint például a próbatest károsodása, „hideg foltok” kialakulása a hőelem vezetékekben a hővezetési folyamat miatt. A szalag típusú hőelemeket a próbatest köré burkolva helyezik el mintegy 1800 mentén, ezáltal elkerülik a „hideg foltok” kialakulási lehetőségeit. Az ilyen típusú hőelemekkel mért hőmérséklet a hőelem vezetékek érintkezési hossza mentén, a próbatesten mért átlag értéke. Annak köszönhetően, hogy a legtöbb esetben nem vehető észre jelentős kár a ribbon típusú hőelemnek a próbatesthez való csatolása következtében, ez a típusú hőmérsékletmérő eszköz közvetlenül a próbatest nyomtávolság szakaszán alkalmazható. Mindazonáltal a felületi oxidrétegek kialakulása és/vagy a felszín érdesítése TMF vizsgálat során, ezáltal a kialakuló képlékeny alakváltozás hátrányosan befolyásolja a minta és hőelem közötti termikus kapcsolatot, melynek az eredménye a próbatest valós hőmérsékletének alábecslése. A hőmérséklet mérésére alkalmazott másik módszer a termomechanikus fárasztás vizsgálat során a koaxiális (hüvely típusú) hőelem, amelynél a hőelem tulajdonságai és összetétele nem változik ponthegesztés következtében, és/vagy a próbatest anyagával létrejövő diffúziós folyamatot követően. Ezen kívül a szigetelő anyag a hüvely és a hőelem vezetékek között akadályozhatja a hőelem és a minta közötti érintkezési terület és a hőelemek vezetékek közötti kapcsolaton alapuló hőáramlást. Ennek az eredménye késleltetett a hőmérséklet jel, amely egy kritikus következmény különösen magas hőmérsékleti tartomány esetén [34, 36].

a)

b)

20. ábra. A hőelemek elhelyezésének lehetőségei a mérés során: a) szalag típusú hőelem;b) ponthegesztett hőelem két konstrukciója [34].

Egy másik hőmérséklet mérési módszer a termomechanikus fárasztás vizsgálat során az érintkezés-mentes módszer, a pirometria. Ily módon közvetlenül lehet mérni a hőmérsékletet a nyomtávolság szakaszán anélkül, hogy valamilyen károsodás történjen a vizsgált próbatesten. Ugyanakkor az oxidrétegek kialakulása és növekedése a TMF vizsgálat során Ph. D. értekezés

21

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira megváltoztathatja a kibocsátási együtthatót (feketeségi fok) és ebből következően befolyásolja a leolvasott hőmérséklet értékét egyszínű (one-colour) pirométer használata esetén. Ez a hatás elkerülhető kétszínű vagy kettős hullámhosszú pirometér használatával, de ennek ellenére a növekvő oxid rétegeknél lévő interferenciák hibás mérésekhez vezethetnek. Következésképpen pirométeres a hőmérsékletmérésnél figyelembe kell venni a TMF vizsgálatok idején a próbatest felület megváltozásának hatását [34, 36].

Ph. D. értekezés

22


3.

A MOLIBDÉN HATÁSA AZ ÖNTÖTTVASRA

3.1.

A MOLIBDÉN ÁLTALÁNOS HATÁSA AZ ÖNTÖTTVAS TULAJDONSÁGAIRA

A molibdén intenzív karbidstabilizáló elem. A beötvözött molibdén egy része a cementitben dúsul és molibdén-tartalmú, nem túlságosan stabilis, komplex vaskarbid vegyület képződhet [37, 38]. A molibdén olyan elem, amely az ausztenites mezőt beszűkíti, és egyúttal erősen hátráltatja az ausztenit átalakulását (21. ábra).

21. ábra. A molibdén hatása az ausztenites mezőre [39]. A kristályosodási folyamatokra a molibdén a többi ferrit- és karbidképző elemhez hasonló módon, de aránylag gyengén hat. A homogén α - fázis tere megközelítően 7% molibdéntartalomig terjed. Az ausztenit átalakulása legtöbbször az ω kettőskarbid kiválásával kezdődik csupán a kisebb 0,2 – 0,4% C-tartalmú ötvözetben képződhet proeutektoidos ferrit. A 22. ábrán a 2% molibdén-tartalmú metszetben az látható, hogy az ω - kettőskarbid az ausztenitben csak magas hőmérsékleten oldódik, esetünkben 1% C-tartalom mellett 1050°C-on. Mindazokban az ötvözetekben, amelyekben az ausztenit átalakulása ω - kettőskarbid képződésével kezdődik, végül 740°C körüli hőmérsékleten a α– Fe + (Fe, Mo)6C -> α – Fe + (Fe, Mo)3C non variáns reakcióval ér véget.

Ph. D. értekezés

23


22. ábra. 2 % Mo tartalmú Fe-C ötvözet [39]. A molibdén amellett, hogy az ausztenites mezőt beszűkíti, egyúttal erősen hátráltatja az ausztenit átalakulást. Ez a késleltető hatás mindenekelőtt a perlit átalakulást érinti, míg a ferritképződést és a bainites állapotba történő átalakulást kevésbé. Az öntöttvasba ötvözött leggyakoribb molibdén mennyiség 0,25 – 1,25 % [37, 38], más szerzők szerint [42] az optimális mennyiség kb. 0,8 – 1,0 %. A molibdén a szakítószilárdság növelésében sokkal hatásosabb, mint a mangán és nikkel. A molibdén ötvözéssel a szakítószilárdság növekedését érjük el (23. és 24. ábra). 0,1% molibdén ötvözés 3,5 – 5,5 százalékos szakítószilárdság növekedést eredményezhet a C- és Si – tartalomtól függően [37, 38]. A ferrites öntöttvasaknál a folyáshatár gyakran sokkal nagyobb mértékben növekszik, mint a szakítószilárdság, így javulnak a nyúlásviszonyok. .

Ph. D. értekezés

24


23. ábra. Molibdén hatása két különböző összetételű öntöttvas szakítószilárdságára [51].

24.

ábra. Molibdén hatása a szakítószilárdságra perlites és ferrites átmeneti rgrafitos öntöttvasnál, illetve perlites lemezgrafitos öntöttvasnál [40, 41]

Ph. D. értekezés

25

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira A 25. ábrán látható a molibdén-tartalom hatása a szakítószilárdság változására különböző átmérőjű próbatestek esetén [50].

25.

ábra. Molibdén hatása a szakítószilárdságra különböző átmérőjű próbatestek esetén [50].

A 26. ábra a molibdén keménységére gyakorolt hatását mutatja különböző falvastagságok esetén.

26.

ábra. Molibdén hatása a keménységre különböző falvastagságok esetén [51].

Ph. D. értekezés

26

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira Más kutatások [52] kimutatták, hogy a Brinell keménység és a molibdén-tartalom közötti összefüggést nem egy lineáris függvény alapján lehet leírni, hanem egy másodfokú függvény segítségével. A 27. ábrán látható, hogy a keménység változására a másodfokú függvény jobb közelítést ad, mint a lineáris közelítés.

27.

Ph. D. értekezés

ábra. Molibdén hatása a keménységre [52].

27

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira 3.2. A MOLIBDÉN HATÁSA AZ ÖNTÖTTVAS TULAJDONSÁGAIRA MAGAS HŐMÉRSÉKLETEN A molibdén-ötvözés növeli az öntöttvas melegszilárdságát és a kúszási ellenállását. Magas krómtartalmú 2 – 3% molibdén-tartalmú öntöttvasak jóval nagyobb szívósságot mutatnak, mint a molibdént nem tartalmazó öntöttvasak [43]. A tanulmányok kimutatták, hogy a termomechanikus hőfárasztás ellenállás és a kúszás számos tényezőtől függ, ilyenek a karbon-egyenérték, szakítószilárdság, a mikroszerkezet és az ötvözés hatását is. Az öntöttvas ötvöző elemei közül a molibdén gyakorolja a legnagyobb hatást a termikus fáradás ellenállás növekedésére. Ugyanilyen hatású a vanádium is. Ez a két elem finomítja az eutektikus cella méretét, ezáltal tovább növeli a termikus fáradás ellenállását is [44]. Más tanulmányok kimutatták, hogy a molibdénnel való ötvözés jelentősen növeli a termikus hőfárasztás ellenállását lemezes és átmeneti grafitos öntöttvasból készült öntvényeknél. Adott molibdén-tartalom esetén az átmeneti grafitos öntöttvasnak jobbak a tulajdonságai, mint a lemezgrafitos öntöttvasé egy korlátozott termikus hőfárasztás vizsgálat során (28. ábra) [29].

28. ábra. Korlátozott termikus hőfárasztás eredményei; a hőmérséklet tartomány 100 és 540OC fok között [29, 30]

Ph. D. értekezés

28

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira A kísérleti eredmények regresszió analízise azt mutatja, hogy a termikus fárasztás fő befolyásoló tényezői a szakítószilárdság (TS) és a molibdén-tartalom: log N  0,934  0,026*TS  0,861*Mo

(2)

ahol N a töréshez tartozó termikus ciklusok száma, TS a szakítószilárdság ksi – ben (1ksi = 6.89475908677537 MPa), és Mo a molibdén-tartalom tömegszázalékban [29]. Más tanulmányok [40] szerint a lemezgrafitos öntöttvas esetén a töréshez tartozó ciklusok száma egy lineáris függvénnyel írható le a molibdén-tartalom 1,8-adik hatványa függvényében. A 29. ábrán látható, hogy a perlites mátrixú átmeneti grafitos öntöttvas esetén a termikus ciklusok száma a molibdén-tartalom 0,8-adik hatványa szerint változik, tehát a perlites átmeneti grafitos öntöttvas élettartama kevésbé függ a molibdén-tartalomtól, mint a lemezgrafitos öntöttvasé [41].

29. ábra. A termikus ciklusok száma a molibdén-tartalom hatványának függvényében lemezgrafitos [40] és átmeneti grafitos öntöttvas esetén [41]

Ph. D. értekezés

29

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira Hazai kutatások is kimutatták a hőfárasztó vizsgálatnál a töréshez tartozó termikus ciklusok száma és molibdén-tartalom hatványa közötti kapcsolatot lemezgrafitos öntöttvasból készült öntvények esetén (30. ábra) [42].

30. ábra. A molibdén hatása a lemezgrafitos öntöttvas hő fárasztására [42] A vizsgálatok eredménye szerint a molibdén második hatványa szerinti közelítés igazolja a [41] szerinti megállapításokat, a lemezgrafitos és az átmeneti grafitos öntöttvas hőfárasztással szembeni ellenállásának eltérését.

Ph. D. értekezés

30


4. 4.1.

A TERMOMECHANIKUS HŐFÁRASZTÁS VIZSGÁLATA CÉLKITŰZÉS

A doktori kutatómunkám célja a molibdén hatásának vizsgálata az átmeneti grafitos öntöttvas kristályosodására és a kialakuló szövetszerkezetre, továbbá a hőfárasztási tulajdonságainak vizsgálata és összehasonlítása a lemezgrafitos öntöttvas tulajdonságaival. Erre a célra négy különböző molibdén-tartalmú átmeneti grafitos, és egy GJL-300 minőségű lemezgrafitos öntöttvasból, különböző átmérővel öntött darabokból kimunkált próbatestek vizsgálatát végeztem el.

4.2.

KÍSÉRLETI KÖRÜLMÉNYEK

A vizsgálatokat a Jönköpingi Egyetem projektje keretén belül végeztem Svédországban, a Swerea SWECAST és több autóipari svéd öntöde közreműködésével. A hőfárasztáshoz tartozó méréseket Södertäljében a SCANIA CV AB, Anyagok Technológia, UTMT részlegnél, a próbatestek szerkezetvizsgálatát a Miskolci Egyetemen végeztem el. 4.2.1. A HŐFÁRASZTÓ VIZSGÁLATOK SORÁN HASZNÁLT PRÓBATEST MÉRETEI

A vizsgálatok során négy átmeneti- és egy lemez grafitos öntöttvas hőfárasztási tulajdonságait vizsgáltam. Erre a célra a 31. ábrán látható öntvény volt öntve. Az öntvény furángyantás homokban volt formázva és utána öntve. A próbatestek (32. ábra) a különböző átmérőjű hengerekből voltak kimunkálva. A hengerek méretei: _K = 20 mm; _S = 55 mm; _I = 85 mm. Ezek a méretek a hengerek legvékonyabb részeinek a méretei. A vizsgálandó próbatest hossza 120 mm (32. ábra), ezért az öntött darabok hossza 170mm volt, hogy meg lehessen akadályozni a lehetséges zsugorodási vagy más típusú hibák kialakulását a kész próbatest érdekében.

Ph. D. értekezés

31


Az öntvény sematikus ábrája.

Az öntött darab. 31.

Ph. D. értekezés

ábra. A hőfárasztási vizsgálatokhoz készült próbatestek öntvénye.

32


a)

b)

c) 32. ábra. A vizsgálatok során használt próbatest: a) sematikus rajza; b) a 3D rajza; c) megmunkált, vizsgálatra kész próbatest.

Ph. D. értekezés

33

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira 4.2.2. A HŐFÁRASZTÓ VIZSGÁLATOK SORÁN HASZNÁLT ÖTVÖZETEK KÉMIAI ÖSSZETÉTELE A vizsgálatok során négy különböző molibdén-tartalmú átmeneti grafitos öntöttvasat, és egy molibdént nem tartalmazó lemezgrafitos öntöttvasat vizsgáltam. Az átmeneti grafitos öntöttvas molibdén-tartalma 0,0 és 1,01 % között változott. Az átmeneti és lemezgrafitos öntöttvas kémiai összetétele látható a 3. és a 4. táblázatban. 3. Táblázat. Az átmeneti grafitos öntöttvasból készült próbatestek kémiai összetétele Kémiai összetétel, %

Vizsgált ötvözet

CE

P S max max

Cr max

Mo

Ni max

Cu

1V

3,58 2,30 0,56 0,006 0,008

0,05

0,00

0,03

0,57 0,156 0,011

4,35

2V

3,55 2,21 0,59 0,012 0,009

0,04

0,23

0,03

0,59 0,146 0,011

4,29

3V

3,50 2,18 0,56 0,016 0,012

0,05

0,46

0,03

0,58 0,140 0,011

4,23

4V

3,70 2,20 0,58 0,032 0,009

0,04

1,01

0,03

0,60 0,146 0,011

4,44

C

Si

Mn

Sn

Mg ca

CE (karbon egyenérték) = C + (Si+P)/3

A 4. táblázatban látható, hogy a projekt során használt lemezgrafitos öntöttvasból készült próbatestek kémiai összetétele hasonló az EN - GJL - 300 (GG - 30) típusú öntöttvaséhoz [45]. 4. Táblázat. A lemezgrafitos öntöttvasból készült próbatestek kémiai összetétele Kémiai összetétel, %

Ötvözet 1L

CE C

Si

Mn

3,10

1,75

0,80

EN-GJL-300 3,0 – 3,2

1,3 – 1,9

P

S

Max. 0,05 Max. 0,08

0,7 – 0,9 Max. 0,10 0,06 – 0,12

Cu 0,70

3,70 3,4 – 3,7

CE (karbon egyenérték) = C + (Si+P)/3

Ph. D. értekezés

34


A VIZSGÁLT ÖTVÖZETEK MIKROSTRUKTÚRÁJA

4.3.1. OPTIKAI MIKROSZKÓPOS VIZSGÁLATOK Több kutató megállapította, hogy a molibdén-ötvözése növeli az eutektikus cellák számát és finomítja a fémes mátrixot [42, 44, 53]. A vizsgált adagokból készített szövetképek képelemzéses vizsgálatával lehetővé vált a molibdén szövetszerkezetre gyakorolt hatásának számszerű adatokkal történő minősítése. Az átmeneti grafitos öntöttvas szövetszerkezetének képelemzéses elemzése a Swerea SWECAST labor közreműködésével készült. A vizsgált terület (28,74mm2) meghaladja a szabványban [47] előírt vizsgálandó terület értékét (4mm2). Az 5. táblázatban szerepelnek az átmeneti grafitos öntöttvas mikrostruktúrájával kapcsolatos mérési eredmények. A 33. ábrán a maratlan, a 34. a maratott csiszolatokról készült mikroszkópos felvételeket mutatom be. A perlit lemeztávolság adatainak meghatározása scanning elektronmikroszkóp (SEM) segítségével történt. A mérést 3 – 5 helyen készítettem. Az 5. táblázatban a legkisebb mért távolság szerepel, mivel a lemeztávolság merőleges irányú mérésének ez felel meg leginkább. A 35. ábrán a Mo = 0,0% esetén végzett perlit lemeztávolság mérését mutatom be.

Öntvény- méret, mm

Gömbösödési arány (%)

A grafit- részecskék száma (mm-2)

Grafit- részecskék átlagos területe (μm2)

Grafit- részecskék körszerűsége

Grafit átlagos hossza, (μm)

A perlit lemeztávolsága, nm

A porozitás maximális hossza, (μm)

Táblázat. Az átmeneti grafitos öntöttvas mikrostruktúrájával kapcsolatos adatok

Jelölés

5.

1V

20 55 85

9 7 12

150 239 232

768 473 456

0.35 0.35 0.41

52 45 41

226 283 327

300 62 205

2V

20 55 85

6 13 15

339 214 380

322 497 936

0.33 0.40 0.40

36 42 56

198 289 267

277 277 416

3V

20 55 85

4 7 9

274 367 393

281 387 768

0.32 0.34 0.35

35 39 52

172 251 276

233 556 324

4V

20 55 85

5 7 8

269 177 204

323 416 613

0.33 0.35 0.36

36 40 48

140 257 279

1389 1778 627

Ph. D. értekezés

35


33.

a)

b)

c)

d)

ábra. Az 20 mm-es átmeneti grafitos öntöttvas próbatest mikrostruktúrájáról készült grafitképek (maratlan csiszolat, N = 110x): a) Mo = 0 %; b) Mo = 0,23 %; c) Mo = 0,46 %; d) Mo = 1,01%.

Ph. D. értekezés

36


34.

a)

b)

c)

d)

ábra. A 20 mm – es átmeneti grafitos öntöttvas próbatest mikrostruktúrájáról készült mikroszkópos felvételek (színesen maratott csiszolat, N= 200 x): a) Mo = 0 %; b) Mo = 0,23 %; c) Mo = 0,46 %; d) Mo = 1,01%.

A 36. ábrán látható a molibdén-tartalom és a perlit lemeztávolság közötti összefüggés különböző átmérőjű hengerekből kimunkált próbatestek esetén.

Ph. D. értekezés

37


35.

36.

ábra. A perlit lemeztávolság mérése a Mo=0,00% esetén.

ábra. A perlit lemeztávolság változása a molibdén-tartalom függvényében különböző átmérőjű próbatestek esetén.

Ph. D. értekezés

38

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira 4.3.2. SZÁMÍTÓGÉPES KÉPELEMZÉS VIZSGÁLATOK A képelemzéses vizsgálatokat a Miskolci Egyetem Fémtani és Képlékenyalakítástani Tanszékén végeztem el. 4.3.2.1.

AZ ÁTMENETI GRAFIT ARÁNY SZÁMÍTÁSA

Az átmeneti grafit arányát (R) az alábbi összefüggéssel számoltam: R

S ÁG S ÖG

x100[%]

(3)

ahol az SÁG és az SÖG az átmeneti grafit és az összes grafit területe egy metallográfiai mezőben. Az átmeneti grafit arányát egy képelemző szoftver segítségével határoztam meg. A szoftver használja az Otsu féle szegmentálást és egyszeri bináris nyitást. A szegmentálás célja: megtalálni azokat a küszöböket, amik az értékkészletet intenzitás osztályokra bontja. Ennek az eredménye az objektumok címkézése az alapján, hogy milyen intenzitás osztályba esnek. A bináris nyitás és a zárás az apróbb objektumok, a zaj eltüntetésére szolgál, és attól függően alkalmazandó, hogy a háttérből kívánunk-e szűrni szükségtelenül detektált elemeket, avagy az objektumokban maradtak apró detektálatlan képpontok. Szabálytalan alakú objektum vizsgálata során észrevehető, hogy a nyitás az objektumok alakját a körszerűség irányába tolja (a kezdeti eróziós lépés miatt), míg a closing okozta torzítás más jellegű: a nyúlványok megnyúlnak, esetleg addig nem érintkező objektumok érintkeznek [69]. A használt szoftver lépései: -

szürke kép nyitása;

-

szegmentálás;

-

egyszeri bináris nyitás;

-

az objektumok címkézése és mérése.

Megvizsgáltam az átmeneti grafitos öntöttvas próbatestek átmeneti- és gömbgrafit arányának változását a különböző molibdén-tartalom esetén. A képelemzéssel kiválasztott grafitgömbök szegmentálását mutatja be a 37. ábra. A szegmentált ábrákon sötétkékkel van jelölve a szabvány szerinti III típusú grafitforma (átmeneti), világos kékkel az V. típusú (szabálytalan gömb alakú grafit), és zölddel a VI. típusú (szabályos gömb alakú grafit). A mérést a különböző molibdén-tartalmú átmeneti grafitos öntöttvasból kimunkált próbatesteken történt öt darab képen. A 6. táblázat tartalmazza az átmeneti grafit arányának átlagolt értékeit a 20 mm-es próba esetén. Ph. D. értekezés

39


Mo = 0,0 %

Mo = 0,23 %

Mo = 0,46%

Ph. D. értekezés

40


Mo = 1,01 % ábra. A szürke és a szegmentált képek különböző molibdén-tartalmú átmeneti grafitos öntöttvas esetén.

37.

6. Táblázat. A grafit arány, különböző molibdén-tartalmú öntöttvas próbatestek esetén.

Ötvözet

Öntvény méret (mm)

Átmeneti grafit arány (%)

Szabálytalan gömb grafit arány (%)

Szabályos gömb grafit arány (%)

1V

20

85,182

7,368

7,450

2V

20

84,506

8,138

7,356

3V

20

83,808

8,358

7,834

4V

20

77,785

10,613

11,602

Ph. D. értekezés

41

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira 4.3.3. SZKENNING ELEKTRONMIKROSZKÓPOS (SEM) VIZSGÁLATOK A szakirodalmi összefoglalóban ismertettem, hogy a molibdén egy intenzív karbidstabilizáló elem. A saját vizsgálatok 38. ábrán látható eredményei szerint az eutektikus cellák között karbid fázisok találhatók. A 38. ábra bal oldali képein a fehér színű fázis a karbid, míg a jobb oldali képeken a világos árnyalat a baloldalt található képekről készült karbidban található molibdén dúsulását ábrázolja. A változó molibdén-tartalmú ötvözetekben előforduló karbidok típusáról és a molibdéntartalom függvényében várható karbidok térfogatarányáról számítások útján szereztem ismereteket. Számításaimhoz a JMatPro nevű programot használtam, amely termodinamikai összefüggésekre alapozva komplex összetételű ötvözetek egyensúlyi diagramjának a számítására alkalmas. A számításokat elvégezve a molibdénnel ötvözött ötvözetek M7C3, M6C, M2(C,N) típusú karbidok jelenlétét valószínűsítik. A 39. ábrán a JMatPro-val számított egyensúlyi diagramoknak azon részét ábrázolom ahol a számított karbid tömegaránya a hőmérséklet függvényében van feltüntetve. Az M7C3-as jelzésű karbid a Mo mentes ötvözetben fordul elő, 300 oC fok alatti hőmérsékleten. A Mo tartalom 0,23% való növelése szűkíti az M7C3 mezőt, amiből arra lehet következtetni, hogy az M7C3 kevesebb szerepet játszhat az általam vizsgált hő fárasztási folyamatokban. Az M2(C,N) típusú karbid csak Mo jelenlétében keletkezik a szobahőmérséklet és 550 oC közötti intervallumban, térfogataránya arányosan növekszik a Mo tartalom növelésével. Az M6C típusú karbid szintén csak Mo jelenlétében várható az 550 oC feletti hőmérsékleten. Az Mo növelése tágítja a karbid előfordulását határoló mezőt úgy a térfogatarány, mint a felső hőmérséklet határ feljebb tolódásával. Következésképpen az M2(C,N) és az M6C típusú karbidnak növekvő térfogataránya az Mo függvényében aktív részesei lehetnek a hőfárasztást javító tényezőknek. A Szkenning elektronmikroszkóp segítségével pont-, illetve vonalmérést végeztem. A vizsgálatot két eutektikus cella között, illetve azokon a helyeken végeztem, ahol a primer ausztenit látható volt. A mérési eredményeket a 40. ábrán mutatom be. A 40. ábrán látható vizsgálati eredmények kimutatták, hogy a Mo a szekunder dendritágak peremére dúsul. Szkenning elektronmikroszkóp segítségével a szövetszerkezetben található szekunder dendritágak metszetének közepén valamint a szekundér dendritágak peremén mértem a Si, Mn és a Mo elemek dúsulását. A Si közismerten pozitívan dúsuló elem a primer austenit dendritben dúsul az Mn-nal ellentétben, ami a dendritek peremén dúsul. A Mn-hoz hasonlóan az Mo szintén a dendritek peremére dúsul, ami azt sugallja, hogy a dúsult Mo tartalmú fázisok diszperzitása a primer austenit dendrit morfológiájától válik függővé, ide várva a korábban számításokkal kimutatott Mo-ben gazdag karbidok megjelenését. Közismert hogy a dendrit morfológiája illetve a szekunder dendritág távolság a dermedési sebesség függvényében változik, ami a dendritközben dúsuló Mo esetén a jobb hőfárasztási tulajdonságokat jellemzi a kis átmérőjű rudakból kimunkált próbatestek esetén.

Ph. D. értekezés

42


2V

3V

4V 38.

ábra. Karbidok a vizsgált átmeneti grafitos öntöttvas próbatestek szövetszerkezetében

Ph. D. értekezés

43


39.

1V

2V

3V

4V

ábra. A JMatPro – val számított karbid tömegaránya a hőmérséklet függvényében különböző molibdén-tartalmú átmeneti grafitos öntöttvas esetén.

Ph. D. értekezés

44


2V

3V

4V 40.

ábra. Az elemek dúsulása a primer ausztenit területén végzett pontmérésről készült felvételek alapján.

A vizsgálati eredmények igazolták, hogy a molibdén-tartalom növelése esetén jelentős dendrites primer szerkezet alakul ki az eutektikus összetételű átmeneti grafitos öntöttvas kristályosodása közben.

Ph. D. értekezés

45


A VIZSGÁLT ÖTVÖZETEK SZILÁRDÁGI TULAJDONSÁGAI

A 7. táblázatban szerepelnek az átmeneti grafitos öntöttvas szobahőmérsékleten mért mechanikai tulajdonságai. A különböző átmérőjű próbatestek esetén három vizsgálat történt, a szórás értékek ± jellel szerepelnek az átlagolt érték mellett. 7. Táblázat. Az átmeneti grafitos öntöttvas mechanikai tulajdonságai szobahőmérsékleten. Ötvözet

1V

2V

3V

4V

Öntvény méret (mm) 20 55 85 20 55 85 20 55 85 20 55 85

Szakítószilárdság, Rm, (MPa) 506 ± 8 463 ± 2 423 ± 14 557 ± 8 493 ± 56 497 ± 8 472 ± 9 463 ± 14 460 ± 2 310 ± 20 460 ± 32 397 ± 67

Nyúlás, Rugalmassági A5, határ Rp0.2 (%) (MPa) 1.58 404 ± 8 1.63 366 ± 1 1.08 361 ± 4 1.83 436 ± 1 1.66 392 ± 2 1.61 395 ± 2 0.76 427 ± 4 1.35 378 ± 1 1.30 379 ± 2 0.31 n/a 1.07 391 ± 2 0.75 381 ± 4

Rugalmassági együttható, Eo (GPa) 148 ± 4 144 ± 7 152 ± 5 154 ± 1 154 ± 4 157 ± 1 150 ± 0,3 151 ± 0,7 155 ± 0,9 n/a 159 ± 13 150 ± 1

A 42. ábrán látható a mechanikai tulajdonságok változása a molibdén-tartalom függvényében, különböző átmérőjű hengerekből kimunkált próbatestek esetén. Minden vizsgált próbatest esetén látszik, hogy a Mo = 0,23 % adagolása esetén növekszik minden vizsgált mechanikai tulajdonság, a molibdén további növelése estén viszont csökken. A mérési eredmények azt mutatják, hogy 0,23 % molibdén adagolásával növekszik minden vizsgált mechanikai tulajdonság, majd a további molibdén adagolás hatására csökken. Az eutektikus összetételű olvadék a 0,23% fölötti molibdén tartalmak esetén egyre nagyobb a primer dendritek aránya a kristályosodás közben. A primer dendrites szerkezet a grafit mennyiségét és eloszlását is befolyásolja. A grafit mennyisége (aránya) csökken, a térbeli eloszlása dendritközi jellegűvé válik, ezáltal a szakító próbatest törési felülete a nagyobb grafittartalmú részeken jön létre, ami a szilárdsági tulajdonságok csökkenését okozza.

Ph. D. értekezés

46


a

b

Ph. D. értekezés

47


c

d 41. ábra. Az átmeneti grafitos öntöttvas mechanikai tulajdonságai szobahőmérsékleten a) Szakítószilárdság; b) Nyúlás; c) Folyási határ; d) Rugalmassági együttható.

Ph. D. értekezés

48

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira Megvizsgáltuk szilárdsági tulajdonságok magas hőmérsékleten bekövetkező változását is. A mérési eredményeket a 8. táblázat tartalmazza. A vizsgálatok a Jönköpingi Egyetem és az együttműködő autóipari öntvénygyártók által végzett kutatási projekthez tartoznak. Ezeket a vizsgálatokat a projekt más munkatársai végezték, a saját kísérleteimben a termomechanikus hőfárasztás és a melegszilárdsági tulajdonságok közötti összefüggések vizsgálatához használom. 8. Táblázat. Az átmeneti grafitos öntöttvas szakítószilárdsága szoba- és magas hőmérsékleten4 Ötvözet

Szakítószilárdság (MPa)


25 C

200 C

300 oC

400 oC

600 oC

20

506±8

458±14

439±6

364±7

191±3

55

463±2

437±7

421±4

-

-

85

423±14

425±6

406±11

356±3

174±4

20

557±8

493±23

484±15

409±14

228±9

55

493±56

439±62

463±9

-

-

85

497±8

463±8

443±11

371±45

204±9

20

472±9

465±39

464±15

409±13

257±9

55

463±14

455±3

416±12

-

-

85

460±2

440±12

437±6

348±55

227±6

20

310±20

443±101

518±28

448±49

293±12

55

460±32

409±14

428±5

-

-

85

397±67

399±35

344±48

287±34

184±20

1V

2V

3V

4V

o

o

A szakítószilárdság értékeinek változása a hőmérséklet függvényében a 42. ábrán látható. A vizsgálathoz használt anyagok azonosak az általam vizsgáltakkal, azonos adagokból lettek a próbák leöntve. A 1…4 jelölés jelenti az olvadék számát (a jelen vizsgálatban 1V…4V), valamint A, B, C jelöli a próbatest átmérője szerint változó lehűlési sebességet, ahol az A jelölésű a leggyorsabb, amelyet a legkisebb, 20 mm átmérőjű hengeren lehetett mérni. A 43. ábrán a molibdén-tartalom hatása látható a különböző hőmérsékleten mért szakítószilárdságra. Megállapítható, hogy a molibdén növelése a környezetinél magasabb vizsgált hőmérsékleteken növeli.

4

A magas hőmérsékleti mechanikai tulajdonságokra vonatkozó adatok egy, a Jönköpingi Egyetem

másik kutatási projektjéből származnak.

Ph. D. értekezés

49


= 20 mm

= 55 mm

= 85 mm

42. ábra. A szakítószilárdság változása a hőmérséklet függvényében [46].

Ph. D. értekezés

50


43.

ábra. A szakítószilárdság változása a molibdén-tartalom függvényében különböző hőmérsékletek esetén a 20 mm-es átmérőjű öntvényből munkált próbatesteknél.

Ph. D. értekezés

51


A HŐFÁRASZTÓ VIZSGÁLATOK ÉS EREDMÉNYEI

A vizsgálatokat egy, az irodalomban [29, 40] és a 13. ábrán bemutatott rendszerhez hasonló műszer segítségével végeztem (44. ábra). A rendszer felhevítése indukciós tekerccsel történt. Az indukciós rendszer frekvenciája 300kHz. A próbatest lehűtése a belső hűtőcsatornákon keresztül áramoltatott víz és levegő alkalmazásával történt. A vízhűtő csatornák a próbatest befogófejein helyezkedtek el. A folyamatot egy pirométer vezérelte. A próbatestben létrejött termikus feszültségeket erőmérő cella (45. ábra) ellenőrizte. A mért értékeket „TracerDaq” program regisztrálta.

a) a rendszer sematikus rajza

Ph. D. értekezés

52


b) a vizsgálataim során használt berendezés 44.

ábra. A korlátozott termikus fárasztás vizsgálathoz használt rendszer

45.

ábra. Az erőmérő cella 5

A hőmérséklet gradienseket a próbatest mentén egy másik pirométerrel mértem különböző pozíciókban (46, 47. ábra). A próbatest belsejében közel a közepéhez volt helyezve egy hőelem, amely segítségével lehetőség volt arra, hogy ellenőrizzem a darab belső és külső része közötti hőmérséklet különbséget (48. ábra, b).

5

Az erőmérő cella névleges mérési tartománya a gyári adatok alapján ±50 kN.

Ph. D. értekezés

53


46.

ábra. A próbatest felületi hőmérsékletének mérésére szolgáló pirométer pozíciói.

47.

Ph. D. értekezés

ábra. A próbatest külső részén mért hőmérsékletek.

54

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira A 47. ábrán mutatott hőmérséklet-gradiensek és a termomechanikus hőfárasztás vizsgálatok eredményei megerősítik a szakirodalomban található adatokat. Ha hőmérséklet-gradiens létezik egy próbatestben, termikusan okozott feszültségek alakulhatnak ki egy mintán belül, az egyenlőtlen termikus tágulás/összehúzódás következményeként. A próbatest azon részei, amelyekben nagyobb a hőmérséklet, jobban tágulnak mint a hidegebb részek, és nyomófeszültségek jönnek létre. A hidegebb részekben húzófeszültségek alakulnak ki azokon a részeken ahol a jobban fűtött szakaszok tágulásra kényszerítik az anyagot [48]. A termikus ciklus kezdetén a próbatestet felhevíttettük 108 oC – ra. Ezen a hőmérsékleten történt a darab megszorítása. A beállítások után a próbatestet tovább hevítettük 600 oC - ra 80 másodperc alatt. Ezt követően 150 másodpercig hőntartás következett, majd a lehűtés 180 másodperc alatt. A következő ciklus szerint a próbatest felhevítése azonnal folytatódott. Mivel a próbatest hosszváltozása korlátozott volt axiális irányban, ezért az igénybevétel feszültség ciklusok szerinti. A folyamat első 10 ciklusának hőmérséklet- és feszültség-változása a 48. ábrán (a) látható (az ábrán szereplő adatok a három anyagból vizsgált három próbatest átlag értékei).

Ph. D. értekezés

55


a

b 48. ábra. A hőfárasztási folyamat első 10 ciklusának hőmérséklet- és feszültség-változása a) Termikus feszültség az idő függvényében az első 10 ciklus alatt; b) Hőmérséklet az idő függvényében az első 10 ciklus alatt a próbatest belső és külső részén.

Ph. D. értekezés

56

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira A hőfárasztási ciklusok kezdetén nyomófeszültség alakul ki a próbatestben, lehűlés közben viszont húzófeszültség jön létre. A 49. ábrán látható a termikus feszültség különbsége a kiválasztott három vizsgált anyag között.

49.

ábra. Feszültség – hőmérséklet hurok az első három ciklus után (a hőmérséklet adatok a próbatest belsejében elhelyezett hőelem mért értékei).

A termikus feszültség értékét a következő képletek segítségével számítottam:

  F (kN) / Keresztmetszet(mm2 )

(4)

F  Erő _ jel (V ) * hitelésíté si _ állandó

(5)

ahol a hitelesítési állandó értéke 15,0015kN/V és a keresztmetszet = 108,5813 mm2. A hitelesítési állandó értékét az erőmérő cella gyári adatai alapján és kalibrációs mérések alapján állapítottam meg. A termikus feszültség kiszámításához használt keresztmetszet a próbatest eredeti keresztmetszeti területe, szobahőmérsékleten terheletlen állapotban. A termomechanikus hőfárasztás vizsgálat során a próbák húzófeszültség értéke növekszik, miközben a nyomófeszültség abszolút értéke csökken (50. és 51. ábra).

Ph. D. értekezés

57


ábra. Húzófeszültség a hőfárasztási ciklusok száma függvényében.

50.

51.

ábra. Nyomófeszültségek a hőfárasztási ciklusok száma függvényében.

Ph. D. értekezés

58

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira A folyamatot addig ismételtük, amíg a darab eltört a lehűtés szakaszában. A repedés azután jött létre, miután pár cikluson keresztül a húzó feszültség maximum értéke folyamatosan csökkent. Ezt a jelenséget mutatja az 53. ábra. Az 54. ábra erőjel skálája -2*103V (- 30kN) és +2*103V (30kN) között van. Méréseim és gyári adatok alapján 1V = 50kN/3,333.

52.

53.

ábra. Az erőjel a darab repedésének idején.

ábra. Mo = 1,01 % átmeneti grafitos öntöttvas viselkedése az eltörés ideje alatt.

Ph. D. értekezés

59

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira Az 54. ábrán észrevehető a repedés.

54.

ábra. Eltört próbatest.

A mérési eredmények a 9. táblázatban találhatók. A hőfárasztó vizsgálatok hosszúidejű mérésekből állnak. A rendelkezésemre álló idő alatt a molibdén-tartalom hatását teljes körűen csak a 20 mm átmérőjű próbatestek esetén tudtam kimérni. Az öntött próbatestek eltérő porozitása miatt (5. táblázat) nagy szórást mutattak, különösen a nagyobb molibdén-tartalom esetén. A továbbiakban az azonos próbatestekhez tartozó mért eredmények átlaga alapján történik a kiértékelés. Az 55. ábrán a hőfárasztási ciklusok száma és a molibdén-tartalom összefüggése látható különböző jelű próbatestek esetén.

Ph. D. értekezés

60


9. Táblázat. Hőfárasztási ciklusok száma minden vizsgált anyag esetén. mm

mm

 mm

Ötvözet Egyedi

Átlag

Szórás

Egyedi

Átlag

Szórás

Egyedi

1V

131 271 527

310

201

364 422

393

41

221

2V

992 892 1025

970

69

-

986

3V

676 1154 1544

1125

435

1086

-

4V

1806 898 2064

1589

612

-

-

1L

195 232 224

217

19

-

-

Ph. D. értekezés

61


55.

ábra. Hőfárasztási ciklusok száma a molibdén függvényében különböző jelű kimunkált próbatestek esetén.

Az 56. ábrán látható a molibdén ötvözés hatása a töréshez tartozó ciklusok számára. A hőfárasztási ciklusok száma logaritmikus léptékben szerepel a függőleges tengelyen.

Ph. D. értekezés

62


56. ábra. Hőfárasztási ciklusok száma a molibdén függvényben. fent: a 20 mm-es átmérőjű hengerből kimunkált próbatestek adatai lent: az 55 és 85 mm-es átmérőjű hengerből kimunkált próbatestek adatai

Ph. D. értekezés

63

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira A 20 mm – es átmérőjű hengerből kimunkált próbatesteken mért hőfárasztási ciklusok száma és a molibdén-tartalom összefüggése a regressziós függvény alapján: lg N  0,146 * ln( Mo)  3,188

(6)

Az összefüggéshez tartozó R2 = 0,96. Ez az összefüggés szemlélteti a molibdén-tartalom hatását a vizsgált minták termikus fárasztási ellenállására. A 8. táblázatban lévő adatokból következtetni lehetett arra, hogy a molibdén ötvözése növeli a termomechanikus hőfárasztási élettartamot 0,23% Mo ötvözés esetén 313%-kal és 1,01 % molibdén adagolásnál 513%-kal a 20 mm–es átmérőjű hengerből kimunkált próbatestek esetén. Ilyen összefüggés állapítható meg a többi, nagyobb átmérőjű hengerből készült próbatestek esetén, bár a vizsgált kevés adat miatt az összefüggés nem számszerűsíthető. Az eltérő porozitás mennyisége miatt nem állapítható meg számszerű összefüggés a molibdén-tartalom és a hőfárasztási ciklusok, illetve a szakítószilárdság között. Megvizsgáltam a próbatestek Brinell keménységét is. A Brinell keménység méréseket 2,5 mm átmérőjű golyóval végeztem. Az átlag érték számításánál nem vettem figyelembe a szélső értékeket. Ezek a mérések összhangban voltak a szakirodalomban talált adatokkal, amely alapján a molibdén ötvözése növeli az átmeneti grafitos öntöttvasból készült öntvények keménységét. A Brinell keménység mérési adatok a 10. táblázatban találhatóak.

Ph. D. értekezés

64

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira 10. Táblázat. A Brinell keménység a molibdén függvényében 20 mm-es átmérőjű hengerből kimunkált próbatestek esetén. Molibdén-tartalom, tömeg %

0,00

0,23

0,46

1,01

Brinell keménység, HB Egyedi 223,5 228,6 229,9 231,9 226,4 238,0 237,8 236,9 236,4 234,1 234,6 237,6 242,2 237,3 235,3 248,7 231,4 245,7 248,9 242,2 241,7 239,3 246,8 240,2 244,1 259,4 251,4 263,4 262,2 259,5 241,1 245,6 250,9

Átlag

Szórás

231

4,33

238

3,14

243

3,00

253

7,16

Ziegler és Wallace [41] kimutatták, hogy az átmeneti grafitos öntöttvas töréshez tartozó ciklusok száma függ a molibdén-tartalom 0,8-adik hatványától. Lemezgrafitos öntöttvas esetén ez a hatványkitevő 1,8 [40]. A vizsgálataim alapján kapott eredmények megmutatták, hogy az átmeneti grafitos öntöttvas esetén a töréshez tartozó hőfárasztási ciklusok száma a molibdén-tartalom 0,6-odik 65 Ph. D. értekezés

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira hatványával arányos. Ennek a különbségnek az a lehetséges oka, hogy eltérőek a vizsgálati körülmények (hőmérséklet tartomány, ciklusi idő). A mérési eredmények alapján regressziós vizsgálattal létrehozott összefüggés:

N  1250 * Mo0,6  360

(7)

Az 57. ábrán a töréshez tartozó ciklusok száma a molibdén-tartalom N-edik hatványa közötti összefüggés látható lemezgrafitos öntöttvasból [40] és átmeneti grafitos öntöttvasból készült öntvényeknél. Ebben a diagramban feltüntettem a saját vizsgálati eredményeimet is.

57.

ábra. Tőrésig való ciklusok száma a molibdén-tartalom N-edik hatványa függvényében, lemezgrafitos öntöttvasból [40] és átmeneti grafitos öntöttvasból készült öntvényeknél ([41] és a saját mérési eredményeim).

A 9. táblázatban látható, hogy nagy az adatok szórása. Ezt a jelenséget az irodalom is jelzi [29]. Mikrókeménység mérés segítségével kerestem választ a szórási értékek magyarázatára. A 11. táblázatban láthatóak a Vickers keménység mérés során kapott eredmények. A mérést 5 ponton végeztem, és a táblázatban a kiugró adatok nem szerepelnek.

Ph. D. értekezés

66


3V

4V

20

20

20

227,2 229,6 228,8

233,7 242,3 235,8

238,8 252,8 261,9

247,1 276,1 276,4

Ph. D. értekezés

228,5

237,3

251,6

266,5

1,22

4,5

11,6

142,9 141,6 153,0 149,7 150,3 157 158,9 164,7 170,6 170,1 203,2 219,0 169,8 171,1 171,7 178,9 167,0 193,1 190,5 198,5 195,7 177,0 162,0 198,6 187,3 181,4 182,3 192,4 196,5 192,0

16,8

145,8

6,2

82,7

131

152,3

4,0

76,2

271

164,7

5,9

63,8

527

197,4

24,9

39,8

992

170,8

1,0

66,4

892

179,6

13,0

57,6

1025

194,9

4,0

56,2

676

179,2

18,4

71,9

1154

183,6

3,2

67,5

1544

193,6

2,5

72,9

1806

-

898

78,8

2064

204,0 172,0 186,8

Hőfárasztási ciklusok száma, N

Egyedi

ciklusok után,HVTMF Szórás

Átlag

Egyedi

induló HVo

HVo- HVTMF

hőfárasztási

Szórás

2V

20

Vickers keménység, HV 5

Átlag

1V


Ötvözet

11. Táblázat. Vickers keménység értékei és a hőfárasztási ciklusok száma.

187,7

16,2

67

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira Az 58. ábrán látható a Vickers keménység érték és a hőfárasztási ciklusok száma közötti összefüggés a molibdén-nélküli próbatestek esetén.

58.

ábra. Vickers keménység a hőfárasztási ciklusok száma függvényében (Mo = 0,0 %).

Ph. D. értekezés

68

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira Megállapítható, hogy ha a kiinduló anyag és a termomechanikus hőfárasztás vizsgálat utáni Vickers keménység különbségének értéke alacsony, akkor az öntöttvas élettartama nagyobb. Az 59. ábrán az átmeneti grafit arány és a hőfárasztási ciklusok száma közötti összefüggés látható.

59.

ábra. Hőfárasztási ciklusok száma az átmeneti grafit arány függvényében a K jelű hengerből készült próbatestek esetén.

Wu Shengqing [49] vizsgálatai is tartalmazzák az átmeneti grafit aránya és a hőfárasztási ciklusok száma közötti összefüggést, mely a 60. ábrán látható. A saját mérési eredményeimet ezek alátámasztják. A 61. ábrán a hőfárasztási ciklusok száma és az átmeneti grafit arány, illetve perlit lemeztávolsága közötti összefüggés látható különböző molibdén-tartalmú öntöttvas esetén. Megállapítottam, hogy minél alacsonyabb az átmeneti grafit arány annál hosszabb az öntöttvas termomechanikus hőfárasztáshoz tartozó élettartama.

Ph. D. értekezés

69


60.

ábra. Összefüggés a hőfárasztási ciklusok száma és az átmeneti grafit arány között különböző nyúlási értékek esetén [49].

61.

ábra. Összefüggés a hőfárasztási ciklusok száma és az átmeneti grafit arány, illetve perlit lemeztávolsága között különböző molibdén-tartalmú öntöttvas esetén.

Ph. D. értekezés

70

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira A SEM – mel végzett vizsgálatok nem adtak választ azzal kapcsolatban, hogy a termomechanikus hőfárasztás közben keletkezett repedések mértéke összefüggésben van-e a molibdén-tartalommal vagy sem. Erre azért nem volt lehetőség, mert nem lehet biztosan állítani, hogy a repedések a fém mátrixban vagy a kialakult oxidhártyában keletkeztek, ahogy az a 62. ábrán bemutatott felvételeken látható.

Molibdén-tartalom = 0,0 %

Molibdén-tartalom = 0,23 % Ph. D. értekezés

71


Molibdén-tartalom = 0,46 %

Molibdén-tartalom = 1,01 % 62.

ábra. A fémmátrixban scanning elektronmikroszkóp segítségével kimutatott repedésekről és porozitásról készült felvételek.

Ph. D. értekezés

72


4.6.

ÖSSZEFOGLALÁS

Az elvégzett vizsgálatok megmutatták a molibdén-tartalom és a repedésig való ciklusok száma közti kapcsolatot. A molibdén-tartalom növekedésével növekszik a melegszilárdság értéke. Az átmeneti grafitos öntöttvasból készült próbatest esetén a termomechanikus fárasztás ellenállása nagyobb, mint a lemezgrafitos öntöttvasé. A molibdén hatása a mátrix finomítására a termomechanikus hőfárasztási vizsgálatok eredményei alapján is megállapítható. Minél finomabb a mátrix annál nagyobb a vizsgált típusú öntöttvas termomechanikus hőfárasztás ellenállása. Lehet látni, hogy nincs nagy különbség a különböző átmérőjű hengerből készült próbatestekhez tartozó termomechanikus hőfárasztási ciklusok száma között. Az elvégzett képelemzési vizsgálatok megmutatták az átmeneti grafit arány és a hőfárasztási ciklusok száma közötti összefüggést. Az átmeneti grafit arány csökkenésével növekszik az átmeneti grafitos öntöttvas élettartama.

Ph. D. értekezés

73


5.

A FESZÜLTSÉG-RELAXÁCIÓ VIZSGÁLATA

Az előző fejezetben megállapítottam a nyomófeszültség érték folyamatos csökkenését a termikus ciklus felmelegítési ideje alatt, miközben a húzófeszültség értéke folyamatosan növekedett. Ez a folyamat információt szolgált azzal kapcsolatban, hogy hőfárasztási ciklusok alatt feszültség-relaxáció alakul ki. A 48 (a) és 51. ábrából lehet látni, hogy a nyomófeszültség értéke folyamatosan csökken.

5.1.

A FESZÜLTSÉG-RELAXÁCIÓ ELMÉLETE

Amikor egy külső feszültséggel terhelünk egy fém darabot, az úgy viselkedik, hogy ezzel a feszültséggel egyenlő és ellentétes belső feszültség alakul ki. Ha ez a terhelés folyamatos, akkor a belső feszültség az idő függvényében csökkenni fog. Ezt a jelenséget feszültség-relaxációnak nevezzük. A feszültség-relaxáció létrejövetele egy anyagban azzal magyarázható, hogy a rugalmas alakváltozás képlékeny alakváltozássá alakul át. A feszültség csökkenés mértéke az ötvöző elemek, a hőmérséklet és az idő függvénye lesz [54]. A feszültség-relaxáció megállapításához szükséges, hogy a próbatest adott nyúlás érték mellé legyen deformálódva. A feszültség csökkenése a darab hosszú ideig állandó magas hőmérsékleten tartásakor lett mérve [55]. Az alábbi ábrán látható a feszültség csökkenése az idő függvényében különböző ötvözésű lemezgrafitos öntöttvasak esetén, különböző nyúlási érték mellett 500oC fokon történő feszültség-relaxáció vizsgálatok során [40, 56].

63.

ábra. Feszültség-relaxáció 500oC on, különböző ötvözésű lemezgrafitos öntöttvasaknál, különböző nyúlás érték mellett [40].

Ph. D. értekezés

74

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira Az alábbi ábrán láthatóak tipikus feszültség-relaxáció görbék.

64.

ábra. Tipikus feszültség-relaxáció görbék [58].

Termomechanikus fárasztás feltételei alapján, a kár mechanizmusokat az anyagban, három csoportba lehet osztani, nevezetesen a fárasztás, a környezeti (oxidáció), és kúszási (feszültség-relaxáció) károk. Ezek a mechanizmusok önállóan vagy együttesen jöhetnek létre az anyagok típusától és a működési feltételektől függően, mint a maximum és minimum hőmérséklet, a hőmérséklet tartomány, a mechanikai alakváltozás tartománya és az alakváltozás sebessége, valamint a környezeti tényezők [25]. Alacsony számú fárasztási ciklusok (LCF) esetén látható [57], hogy egy meghatározott vizsgálati hőmérsékleten a hőntartási idő növekedésével a fárasztási élettartam csökken, és ennek az oka a feszültség-relaxáció kúszási hatása. Úgy tűnik, hogy a feszültség-relaxáció kúszási mechanizmusa a fő oka a fárasztás élettartamának csökkentésére kúszás – fárasztás kölcsönhatás mellett.

Ph. D. értekezés

75


A FESZÜLTSÉG-RELAXÁCIÓ VIZSGÁLATOK ÉS EREDMÉNYEI

A feszültség-relaxáció vizsgálatai során használt rendszer megegyezik a hőfárasztási vizsgálatok során használtak egyikével. A vizsgálandó darabok a K jelű hengerből (lásd a 38. ábra) voltak kimunkálva. Ha a termomechanikus hőfárasztási vizsgálatok során a beömlő rendszerhez közeli K jelű hengerből voltak megmunkálva a próbatestek, a feszültségrelaxáció során vizsgálatra kerültek olyan próbadarabok, amelyek a beömlő rendszertől távolabb álló K jelű hengerből voltak készítve. A feszültség-relaxáció vizsgálatot 350 és 600oC fokon végeztem. A feszültség-relaxáció vizsgálat lépései a következők voltak: 1. kezdetén a próbatest hevítése 108oC fokra; 2. a próbatest megszorítása a 108oC hőmérsékleten; 3. a próbatest hevítése 600 oC – ra, illetve 350 oC – ra; 4. hőntartás 350 oC illetve 600 oC - on. Az alábbi ábrán látható a próbatestek nyomófeszültség értékének csökkenése az idő függvényében a feszültség-relaxáció vizsgálat során 600 oC fokon. Minden anyag esetén, két próbatesten végeztem a mérést, így az ábrán közölt adatok a két mérésnek az átlaga.

65.

ábra. A nyomófeszültség értéke az idő függvényében a kísérleti anyagokból készült próbatestek esetén. A hőntartási hőmérséklet 600 oC.

Az irodalom [46] és a Hooke törvény (8. egyenlet) felhasználásával megrajzolható egy összefüggés a nyúlás és az idő között minden vizsgált anyag esetén. Ph. D. értekezés

76

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira  E ahol ε a nyúlás, σ a feszültség és E a rugalmassági modulusz 600oC – on.  

66.

(8)

ábra. A nyúlás értéke az idő függvényében a vizsgált átmeneti grafitos öntöttvasakból készült próbatestek esetén. A hőntartási hőmérséklet 600 oC.

A 65. ábrából látható, hogy a lemezgrafitos öntöttvasból készült próbatestnél gyorsabban csökken a nyomófeszültség értéke, ami arra utal, hogy a termomechanikus hőfárasztás ellenállása alacsonyabb az átmeneti grafitos öntöttvasból készült próbatestnél. Ugyanakkor észrevehető, hogy a molibdén ötvözésével lassabban csökken a nyomófeszültség értéke azaz a molibdén ötvözésével növekszik az átmeneti grafitos öntöttvas termomechanikus hőfárasztás ellenállása, illetve élettartama. Hasonló összefüggést lehet észrevenni a 67. ábrán, amelyikben szerepel a feszültség-relaxáció vizsgálat során mért feszültség értéke a Larson - Miller paraméter függvényében. Az egyenestől való eltérés a 0,23 % és 0,46 % molibdén-tartalmú átmeneti grafitos öntöttvasból készült próbatestek esetén azzal magyarázható, hogy mivel a közölt adatok a két vizsgálat átlag értékei, az egyik próbatest vizsgálata során problémák voltak az indukciós tekerccsel, illetve a folyamatvezérlő pirométerrel. A Larson – Miller paraméter [59, 60, 61, 62] leírja a feszültség összefüggését az idő és a hőmérséklet függvényében a következő képlet alapján:   T  (C  lg t )  10 3

Ph. D. értekezés

(9) 77

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira ahol σ a feszültség, T a hőmérséklet Kelvin fokban, C egy állandó, amely általában 20 és t az idő órában. Mivel a vizsgálati idő nem volt azonos minden próbatest esetén (lásd 65. ábrát) az alábbi ábrákon a jobb összehasonlítás érdekében a vizsgálati idő le volt redukálva 270 percre (négy és fél óra).

67.

ábra. A nyomófeszültség értéke a Larson – Miller függvényében minden kísérleti anyagból készült próbatest esetén. A hőntartási hőmérséklet 600 oC.

Az irodalomban [63] szerepel egy maradó feszültség hányad, amely leírja a feszültségrelaxáció ellenállását. Ez a szám a következő képlet alapján van számolva:



 0

(10)

ahol φ a maradó feszültség hányad, σo az induló feszültség, σ a marandó feszültség egy megadott időpontban.

Ph. D. értekezés

78


68.

ábra. A maradó feszültség hányad az idő függvényében minden kísérleti anyagból készült próbatest esetén. A hőntartási hőmérséklet 600 oC.

Az alábbi ábrán szerepel a feszültség értéke összefüggése a feszültség-relaxáció csökkenési arányának függvényében. A feszültség-relaxáció csökkenési arány a feszültség – idő görbe meredeksége bármilyen adott időpontban [64]. Az ábrán közölt adatok, a csökkenési hányadra vonatkoznak, 270 perc időtartamra számított, minden vizsgált anyag esetén, fél – fél óra idő lépésenként.

69.

ábra. A feszültség értéke a feszültség-relaxáció csökkenési arány függvényében minden kísérleti anyagból készült próbatest esetén. A hőntartási hőmérséklet 600 oC.

Ph. D. értekezés

79

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira A 70-74. ábrákon láthatók a 350oC -on végzett feszültség-relaxáció vizsgálatok eredményei. A 0,23 és 1,01 % molibdén-tartalmú átmeneti grafitos öntöttvasból készült próbatesteken csak 1 – 1 tesztet végeztem.

70.

71.

ábra. A nyomófeszültség a vizsgált kísérleti anyagokból készült próbatest esetén. Hőntartási hőmérséklet 350 oC.

ábra. A nyomófeszültség változása a vizsgált kísérleti anyagokból készült próbatestek esetén. A hőntartási hőmérséklet 350 oC.

Ph. D. értekezés

80


6

72.

ábra. A nyomófeszültség változása a Larson – Miller függvényében a vizsgált kísérleti anyagokból készült próbatestek esetén. Hőntartási hőmérséklet 350 oC.

73.

ábra. A nyomófeszültség változása a Larson – Miller függvényében a vizsgált kísérleti anyagokból készült próbatestek esetén. Hőntartási hőmérséklet 350 o C 6.

A jobb összehasonlítás érdekében a vizsgálati idő le volt redukálva 270 percre (négy és fél óra).

Ph. D. értekezés

81


74.

ábra. A maradó feszültség hányad változása a vizsgált kísérleti anyagokból készült próbatestek esetén. A hőntartási hőmérséklet 350 oC.

Az 1,01 % molibdénnel ötvözött átmeneti grafitos öntöttvas alacsony feszültség-relaxáció ellenállása 350oC – on azzal magyarázható, hogy az induló mátrixa bainites. Csontos és társai kimutatták a molibdén hatását az öntöttvas termikus fárasztási tulajdonságaira és információt adtak arról, hogy kb. 1% molibdén ötvözése bainites szövetet eredményez [42]. Shea [65] és Roehrig [66] kimutatták a bainites struktúrák rossz hatását az öntöttvas termomechanikus hőfárasztására. A vizsgálatukban igazolták a tűs szövetet tartalmazó öntöttvasak alacsony termomechanikus hőfárasztási ellenállását. A saját kísérletekhez tartozó próbatestek közül a Mo = 1,01 % - kal ötvözött átmeneti grafitos öntöttvas mikroszkópos felvételein megtalálható volt a tűs szerkezetű, bainites szövet, melyet a 75. ábrán mutatok be. A színes maratást a Jönköpingi Egyetemen végeztem. A színes maratás során használt oldat összetétele a 11. táblázatban látható:

Ph. D. értekezés

82


11. Táblázat. Maratásra használt oldat kémiai összetétele [67, 68] Anyag

Pikrinsav

KOH

NaOH

Desztillált víz

Tömeg

10 g

40 g

10 g

50 ml

a

b

c 75.

ábra. Mo = 1,01 % - kal ötvözött átmeneti grafitos öntöttvas mikroszkópos felvételei. a), b) Nitallal maratott (N = 100 X); c) színesen maratott (N = 200 X).

A 76. ábrán látható a feszültség-relaxáció vizsgálatok 350oC és 600 oC –on kapott eredményeinek az összehasonlítása látható a projektben vizsgált anyagok közül háromból

Ph. D. értekezés

83

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira készült próbatestek esetében. Az ábrán bemutatott eredmények hasonlíthatóak az irodalomban található [58, lásd 64. ábrát] tipikus feszültség-relaxáció görbével.

76.

ábra. Összehasonlítás a különböző hőmérsékleten végzett feszültség-relaxáció vizsgálatok eredményei között.

Ph. D. értekezés

84


5.3.

KIÉRTÉKELÉS

A 600 oC fokon végzett feszültség-relaxáció vizsgálatok eredményei összhangban vannak a termomechanikus hőfárasztás vizsgálat során kapott eredményekkel. A nagyobb a kúszási ellenállással rendelkező átmeneti grafitos öntöttvas jobban ellenáll a termikus hőfárasztási igénybevételnek, nagyobb a töréshez tartozó ciklusszáma. A 600 oC fokon végzett feszültség-relaxáció tesztek megmutatták, hogy a lemezgrafitos öntöttvas kúszási ellenállása kisebb, mint az átmeneti grafitos öntöttvasé. A 350 oC fokon végzett vizsgálatok eredményei – a hőmérséklet szempontjából - más összefüggést mutatták a molibdén-tartalom növekedése és a feszültség-relaxáció ellenállás értékei között. Az 1,01 % molibdénnel ötvözött átmeneti grafitos öntöttvas ellenállása volt a legalacsonyabb ezen a hőmérsékleten, mely a bainites szövet jelenlétével magyarázható.

Ph. D. értekezés

85


ÖSSZEFOGLALÁS Kutatási munkám célja a molibdén-tartalom hatása az öntöttvas termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira volt. A vizsgálatok első célja az volt, milyen hatása van a molibdén ötvözésnek az öntöttvas fárasztása során a termomechanikus ciklusokra. Erre a célra Diószegi Attila, Jönköpingi Egyetem kutatóprofesszora és a SCANIA CV AB dolgozói segítségével egy olyan mérőrendszert terveztem, amely közelít az irodalomban talált módszer egyikéhez. Számos mérések után a rendszer beállt és elkezdtem a méréseket. A végzett vizsgálatok megmutattak a molibdén ötvözés hatását a termomechanikus hőfárasztási ciklusokra. A molibdén adagolásával nőtt a vizsgált anyagok élettartama. Ugyanakkor a vizsgálatok megmutattak, hogy az átmeneti grafitos öntöttvas hőfárasztási ellenállása jobb mint a lemezgrafitos öntöttvasé. A hőfárasztási vizsgálatok során megállapítottam a nyomófeszültség érték folyamatos csökkenését a termikus ciklus felmelegítési ideje alatt, miközben a húzófeszültség értéke folyamatosan növekedett. Ez a folyamat információt szolgált azzal kapcsolatban, hogy a hőfárasztási ciklusok alatt feszültség-relaxáció alakul ki, ami további új vizsgálatot igényelt. A feszültség-relaxáció vizsgálatok ugyanazt a tendenciát mutatták, mint a hőfárasztási vizsgálatok, és bizonyították a molibdén ötvözés hatását a termomechanikus hőfárasztási tulajdonságokra. Az értekezésben foglalt eredmények és ismeretek segítségével eddig 1 M.Sc. diplomaterv („Termomekanisk utmattning av bromsskivematerial”) elkészítésénél hasznosultak.

Ph. D. értekezés

86


SUMMARY The goal of my research work was to investigate the effect of molybdenum content onto the thermomechanical fatigue of cast iron. The first studies aimed at the impact of molybdenum alloying on the thermomechanical cycles. For this purpose with the help of Diószegi Attila, associate professor at Jönköping University and Scania CV AB employees it was designed a measuring system, which is close to one described in the literature. After a number of measurements and some modifications of the specimen dimensions the measurements started. The studies showed the effect of the molybdenum alloying on the thermomechanical fatigue. The molybdenum alloying increased the thermomechanical resistance of the tested material. At the same time the investigations showed that the thermomechanical fatigue resistance of the compacted graphite iron is better than the one of the flake graphite iron. During the thermomechanical fatigue experiments it was observed a continuous decrease in the compressive stress values. This behaviour has provided that during the thermomechanical fatigue cycles stress relaxation occurs, which required additional investigation. The stress relaxation tests showed the same trend as the thermomechanical fatigue investigations, and demonstrated the effect of the molybdenum alloying onto the thermomechanical fatigue properties. The results of this research work were utilized in the preparation of one M.Sc. thesis ("Termomekanisk utmattning av bromsskivematerial").

Ph. D. értekezés

87


ÚJ TUDOMÁNYOS EREDMÉNYEK A következő tézisek molibdén mentes és 0,23 – 0,46 - 1,01 tömeg % Mo-tartalmú átmeneti grafitos öntöttvasra érvényesek, a következő átlagos összetételekkel (tömeg %): 3,5 – 3,7 C + 2,18 – 2,30 Si + 0,56 – 0,59 Mn + 0,006 – 0,0032 P (max) + 0,008 – 0,012 S (max) + 0,04 – 0,05 Cr (max) + 0,03 Ni (max) + 0,57 – 0,60 Cu + 0,140 – 0,156 Sn + 0,011 Mg (maradék: Fe). A komponensek közül csak a P mennyisége korrelált a Mo mennyiségével. Ezekből az öntöttvas anyagokból 20 mm átmérőjű és 170 mm hosszú öntvényeket öntöttem furángyantás homokkeverékbe, melyekből a vizsgálatokhoz 120 mm hosszú próbatesteket munkáltam ki. A próbatestek mechanikai tulajdonságait és szövetszerkezetét szobahőmérsékleten vizsgáltam. A hőfárasztó vizsgálatok során a próbatestet 300 kHz frekvenciájú tekerccsel hevítettem fel, majd vízáramoltatású hűtőfuratokkal és levegővel hűtöttem. Minden ciklus egy 80 másodperces melegítési (108 oC–ról 600 oC-ra), egy 150 másodperces hőntartási és egy 180 másodperces hűtési (600 oC-ról 108 oC–ra) szakaszból állt. A vizsgálatokat a darab töréséig ismételtem. 1. Az átmeneti grafitos öntöttvas Mo-tartalma és mikroszerkezete között a következő összefüggéseket tártam fel: 1.1. A perlitlemezek távolsága csökkenő tendenciát mutat a Mo-tartalom növelkedésével a Mo-tartalom (0 tömeg % és 1,01 tömeg % tartományában. 1.2. A grafitszemcsék területaránya lineárisan csökken a Mo-tartalom növelésével 11,5 %-ról (0,0 tömeg % Mo) kb. 8,0 %-ra (1,01 tömeg % Mo). 1.3. A grafitszemcsék átlagos hossza az Ø20 mm-es próbatestek esetén közel azonos 35 – 36 m a 0,23 – 1,01 tömeg % Mo-tartalom intervallumban, ami lényegesen kisebb, mint a Mo-mentes ötvözetben mért 52 m . 1.4. Az átmeneti grafit részaránya kismértékben csökken (85,2 %-ról 83,8 %-ra) a 0,0 – 0,46 tömeg % Mo intervallumban, és ehhez képest nagymértékben (77,8 %-ra) csökken a Mo-tartalom 1,01 tömeg %-ra való emelésével. 1.5. Az eutektikus cellák átmérője kismértékben csökken a Mo-tartalom növelésével 334 m -ről (0,0 tömeg % Mo) kb. 313 m -re (1,01 tömeg % Mo).

2. Az átmeneti grafitos öntöttvas Mo-tartalma és szobahőmérsékleten a következő összefüggéseket tártam fel:

mechanikai

tulajdonságaira

2.1. A szakítószilárdság az Ø20 mm-es próbatestek esetén a Mo-mentes öntöttvasra jellemző 506 MPa értékről 557 MPa-ra növekszik 0,23 tömeg % Mo-tartalom mellett, majd a további Mo-koncentráció növelés hatására a szakítószilárdság lineárisan csökken, 310 MPa értéket érve el 1,01 tömeg % Mo-tartalom mellett.

Ph. D. értekezés

88

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira 2.2. A nyúlás a Mo-mentes öntöttvasra jellemző 1,58 % értékről 1,83 %-ra növekszik 0,23 tömeg % Mo-tartalom mellett, majd a további Mo-koncentráció növelés hatására a nyúlás csökken, 0,31 % - ot érve el 1,01 tömeg % Mo-tartalom mellett. 2.3. A rugalmassági modulus (E0) és a rugalmassági határ (Rp0,2) csak elhanyagolható mértékben növekszik a Mo-tartalom növelésének hatására. 2.4. A Brinnel keménység tendenciájában növekszik a Mo-mentes öntöttvasra jellemző 231-ös értékről az 1,01 tömeg % Mo-t tartalmazó ötvözetre jellemző 253-as értékre.

3. Az öntöttvas hőfárasztó vizsgálatainak eredményeként a következő megállapításokat tettem: 3.1. A Mo-mentes átmeneti grafitos öntöttvas 45%-kal több (310) hőfárasztó ciklust bír ki, mint a szintén Mo-mentes lemezgrafitos öntöttvas (220). 3.2. Megállapítottam, hogy a hőfárasztási ciklusok száma függ a molibdén-tartalom 0,6 hatványától.

N  1250 * Mo0,6  360 4. A Mo-tartalom befolyásolja az átmeneti grafitos öntöttvasak feszültség relaxációját. Minél nagyobb az öntöttvas Mo-tartalma a vizsgált 0–1 tömeg% tartományban, annál kisebb a feszültség relaxációja 600°C-on.

Ph. D. értekezés

89


KÖSZÖNETNYILVÁNYÍTÁS Ezúton fejezem ki köszönetemet tudományos vezetőmnek, Dr. Dúl Jenőnek, aki munkámat mindvégig támogatta és a dolgozat megírásához nélkülözhetetlen segítséget nyújtott. Köszönettel tartozok másik tudományos vezetőmnek, Dr. Diószegi Attilának, a szakmai és nem csak szakmai segítségéért, és hogy megteremtette a lehetőséget a svédországi (beleértve a Jönköpingi Egyetem, és a Scania CV AB) kutatásaim elvégzéséhez. Köszönöm a Jönköpingi Egyetem Gépész, Öntvénytechnológia és Öntészeti Tanszék munkatársainak és Scania CV AB dolgozóinak, hogy svédországi kutatómunkám során biztosították a szakmai fejlődés lehetőségét, a szakmai és emberi támogatásukat. Köszönöm Dr. Sjögren Torstennek és Dr. Skoglund Peternek a szakmai irányításukat. Köszönöm Pär Güthnek, a Swerea SWECAST dolgozójának, a mikrostruktúrával kapcsolatos végzett vizsgálatokat. Köszönöm a Miskolci Egyetem, Metallurgiai és Öntészeti Intézet, Öntészeti Intézeti Tanszékének támogatását, és azt, hogy segítették szakmai fejlődésemet. Köszönöm Dr. Barkóczy Péternek, aki segítséget nyújtott a képelemzési vizsgálatokkal kapcsolatban. Köszönöm Kovács Árpádnak és Menyhárt Adriennek a SEM végzett vizsgálatokat. Köszönöm mindazoknak, akik biztattak, hogy ne hagyjam abba és fejezzem be a doktori képzést. Köszönöm édesanyámnak, családomnak, barátnőmnek és barátaimnak támogatását. A tanulmány/kutató munka a TÁMOP-4.2.2/B-10/1-2010-0008 jelű projekt részeként – az Új Magyarország Fejlesztési Terv keretében – az Európai Unió támogatásával, az Európai Szociális Alap társfinanszírozásával valósul meg. Édesapám, Diaconu Vasile és Varga Gábor emlékére

Diaconu V. Vasile - Lucian

Ph. D. értekezés

90


IRODALOMJEGYZÉK 1.

2. 3. 4.

5. 6. 7.

8. 9. 10. 11. 12. 13. 14.

15. 16.

17.

Dr. STEVE DAWSON, PROF. FRITZ INDRA - „Compacted Graphite Iron – A New Material for Highly Stressed Cylinder Blocks and Cylinder Heads” - 28. Internationales Wiener Motorensymposium 2007 http://www.foundry.matav.hu/aktualis.htm Dr. HATALA PAL – „Tisztújító közgyűlés”, Bányászati és Kohászati Lapok, 144. évfolyam, 2011, 3. szám, 26 – 27 oldal DORU M. STEFANESCU – „Classification and Basic Metallurgy of Cast Iron”, ASM Handbook, Volume 1, Properties and Selection: Irons, Steels, and HighPerformance Alloys, ASM International, 1990, 3 – 11 oldal TORSTEN SJÖGREN – „The Influence of Graphite Morphology on the Elastic Behaviour of Cast Irons”, 2005, Licentiate Thesis, Jönköping University Dr. VÖRÖSNÉ Dr. FARAGÓ ELZA – „Korszerű öntöttvasak és tulajdonságaik”, Bányászati és Kohászati Lapok, Öntöde, 39. évfolyam, 1988, 5. szám, 101 – 105 oldal Revised by CHARLES V. WHITE – „Gray Iron”, ASM Handbook, Volume 1, Properties and Selection: Irons, Steels, and High-Performance Alloys, ASM International, 1990, 12 - 32 oldal Dr. FARAGÓ ELZA – „Nagyszilárdságú öntöttvasak”, Műszaki Könyvkiadó, Budapest, 1985 "The invention of ductile iron … in Millis' own words", Modern Casting, volume 88, 10. szám, 1998 Dr. VARGA FERENC, Dr. MOCSY ÁRPÁD, TAMÁS ISTVÁN – „Átmeneti grafitos öntöttvas gyártási kísérletei”, VIII. Öntő Napok, Budapest, 1975 STEVE DAWSON, TOM SCHROEDER – „Compacted Graphite Iron Offers a Viable Design Alternative”, Engineered Cast Solutions, 2000 (Spring), 42 – 45 oldal STEVE DAWSON, TOM SCHROEDER –"Practical applications for compacted graphite iron”, AFS Transactions, 2004, paper 04-047, oldal 1-9 European Parliament C. Regulation (EC) No 595/2009, ENVI, Brussels, Belgium, 2009, 1 – 13 oldal VALTER VANDER DE OLIVEIRA – „Influência da geometria de brocas na furação do ferro fundido vermicular” („Establishing the Drill Geometry for Drilling Compacted Graphite Iron”), Universidade Tecnológica Federal Do Paraná, CAMPUS DE Curitiba, Departamento De Pesquisa E Pós-Graduação, Curitiba, 2008 DORU M. ȘTEFĂNESCU, E. NECHTELBERGER, R. HUMMER - „Compacted Graphite Irons”, ASM Handbook, vol.15 – Casting, 667 – 677 oldal E. NECHTELBERGER, H. PUHR, J.B. VON NESSELRODE, A. NAKAYASU "Cast Iron with Vermicular/Compacted Graphite--State of the Art Development, Production, Properties, Applications," Paper presented at the International Foundry Congress, Chicago, April 1982 CHAPÓ ELEK, GERÉDY JÓZSEF, LAMM RÓBERT – „Temperöntvények”, Műszaki Könyvkiadó, Budapest 1961

Ph. D. értekezés

91

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira Dr. VARGA FERENC (főszerkesztő) – „Öntészeti kézikönyv”, Műszaki Könyvkiadó, Budapest, 1985 19. DR. DÚL JENŐ – Vas és acélöntészet, tantárgyi jegyzet 20. DIÓSZEGI ATTILA, HOLMGREN DANIEL – „Literature survey: Elevated Temperature Properties of Cast Iron”, Project Report, Jönköping University, Department of Mechanical Engineering, 2004 21. J.R. DAVIS – “Elevated Temperature Properties”, ASM Speciality Handbook, Cast Irons, 1996, 409 – 427 old. 22. HUSEYIN SEHITOGLU – „Thermal and Thermomechanical Fatigue of Structural Alloys”, ASM Handbook, vol. 19 – Fatigue and Fracture, 527 – 557 oldal, ASM International, 1996 23. DARREL SOCIE AND BENJAMIN SOCIE – „Thermomechanical Fatigue Made Easy”, Fatigue 2007, http://www.cdm.unicas.it/files/Download/TMF_Made_Easy.pdf 24. H. SEHITOGLU - "Thermo-Mechanical Fatigue Life Prediction Methods," Advances in Fatigue Lifetime Predictive Techniques, ASTM STP 1122 (1992), 47–76 oldal 25. A. NAGESHA, M. VALSAN, R. KANNAN, K. BHANU SANKARA RAO, V. BAUER, H.-J. CHRIST, VAKIL SINGH – “Thermomechanical fatigue evaluation and life prediction of 316L(N) stainless steel”, International Journal of Fatigue, April 2009, 636 – 643 oldal 26. LÖHE D., BECK T., LANG K-H. – “Important aspects of cyclic deformation, damage and lifetime behaviour in thermo-mechanical fatigue of engineering alloys”, In: Portella PD, Sehitoglu H, Hatanaka K – Fifth international conference on low cycle fatigue, LCF5, Berlin, 161-175 oldal 27. PETER HÄHNER, ERNST AFFELDT, TILMANN BECK, HELLMUTH KLINGELHÖFFER, MALCOLM LOVEDAY, CLAUDIA RINALDI – „Validated Code-of-Practice for Strain Controlled Thermo-Mechanical Fatigue Testing”, June 2006 28. J. OKRAJNI, A. MAREK, G. JUNAK –”Description of the deformation process under thermo-mechanical fatigue”, Journal of Achievements in Materials and Manufacturing Engineering, Vol.21, Issue 2, April 2007, 15 – 24 oldal 29. Y. J. PARK, R. B. GUNDLACH, R. G. THOMAS, J. F. JANOWAK – “Thermal Fatigue Resistance of Gray and Compacted Graphite Irons”, AFS Transactions, Vol. 93, 1985, 415 – 422 oldal 30. DORU M. ȘTEFĂNESCU - „Compacted Graphite Iron”, ASM Handbook, vol.1 – Properties and Selection: Irons, Steels, and High Performance Alloys, 56 – 70 oldal 31. Dr. REINHARD BARDENHEIER, GRAHAM P. ROGERS – “Experimental Simulation of Complex Thermo-Mechanical Fatigue (TMF)”, TMF Workshop, 22 – 23.09.2005, Berlin 32. GARY R. HALFORD, BRADLEY A. LERCH, MICHAEL A. MCGAW – „Fatigue, Creep Fatigue, and Thermomechanical Fatigue Life Testing”, ASM Handbook, vol.8 – Mechanical Testing and Evaluation, 686 – 716 oldal, ASM International, 2000 92 Ph. D. értekezés 18.

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira 33. 34.

35.

36.

37.

38. 39. 40. 41.

42.

43. 44. 45. 46.

47. 48.

49.

H. – J. KÜHN, O. KAHLCKE, S. BROOKES – “A practicable nominal temperature tolerance for TMF – tests”, International Journal of Fatigue 30 (2008), 277 – 285 old. TILMANN BECK, KLAUS RAU – “Temperature measurement and control methods in TMF testing – a comparison and evaluation”, International Journal of Fatigue 30 (2008), 226 – 233 oldal T. BRENDEL, E. AFFELDT, J. HAMMER, C. RUMMEL – ”Temperature gradients in TMF specimens. Measurement and influence on TMF life”, International Journal of Fatigue 30 (2008), 234 – 240 oldal TILMANN BECK, KLAUS RAU – Thermo-Mechanical Fatigue – the Route to Standardisation – “Temperature measurement and control methods in TMF Testing”, TMF Workshop 2005, BAM, Berlin, 22-23. 09. 2005 Dr. VÖRÖSNÉ dr. FARAGÓ ELZA – „A ritkafémek alkalmazásának lehetőségei vasöntvények gyártásakor”, Bányászati és Kohászati Lapok – Öntöde, 26 évfolyam, 1975, 3. szám, 51 – 59 oldal Dr. VARGA FERENC – „Öntészeti kézikönyv”, Műszaki Könyvkiadó, Budapest, 1985 VERŐ JÓZSEF – Vaskohászati Enciklopédia, IX/1 - “Az ipari vasötvözetek metallográfiája”, Akadémiai Kiadó, Budapest, 1960 R. B. GUNDLACH – “Thermal Fatigue Resistance of Alloyed Gray Iron for Diesel Engine Components”, AFS Transactions vol. 87 (1979), 551 – 560 old. K. R. ZIEGLER, J. F. WALLACE – “The Effect of Matrix Structure and Alloying on the Properties of Compacted Graphite Iron” AFS Transactions, vol. 92 (1984), 735 – 748 old. Dr. CSONTOS ISTVÁN, CZAKÓ LAJOS, BOLLOBÁS JÓZSEF – „A molibdénnel ötvözött lemezgrafitos öntöttvasak hőfárasztó vizsgálata”, Bányászati és Kohászati Lapok – Öntöde, 29. évfolyam, 1978, 6. szám, 130 – 136 oldal http://www.imoa.info/moly_uses/moly_grade_alloy_steels_irons/molybdenum_grade_ cast_irons.html BEGIN, ROGER E. (Dearborn, MI) – “Alloyed grey iron having high thermal fatigue resistance and good machinability”, US Patent 5242510, 1993 DIN EN 1561 MARTIN SELIN – „Tensile and Thermal Propertis in Compacted Graphite Irons at Elevated Temperatures” – Metallurgical and Materials Transactions A: Physical Metallurgy and Materials Science, Volume 41, Number 12, 2010 ISO 16112:2006 DANIEL HOLMGREN, ATTILA DIÓSZEGI AND INGVAR L. SVENSSON – “Parameters Influencing the Temperature Distribution in Cast Iron Cylinder Heads Operating at Elevated Temperatures” – The 8th International Symposium on Science and Processing of Cast Iron, SPCI – 8, October, 2006, Beijing, China WU SHENGQING – “Effect of Compacted/ Vermicular Graphite Amount on the Elevated Temperature Properties of Cast Iron”, Transaction of the JAPAN Foundrymen’s Society 13 (1994), 30 – 36 oldal.

Ph. D. értekezés

93

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira H. MAYER – „Mechanical Properties of Cast Irons alloyed with Molybdenum and Tungsten”, Foundry Trade Journal, Vol. 129, No. 2797, July 16, 1970, 71 – 77 oldal. 51. KLAUS RÖHRIG, HANS – GÜNTHER GERLACH, OTTO NICKEL – „Legiertes Gusseisen”, Band 2, Giesserei – Verlag GMBH, Düsseldorf, 1974 52. Y. YANG, A. LUOVO, T. RANTALA – „The Effects of Alloying and Cooling Rate on the Microstructure and Mechanical Properties of Low – Alloy Gray Iron”, Paper presented at the 57th International Foundry Congress, Osaka, September 1990 53. J. F. JANOWAK, R. B. GUNDLACH – „A Modern Approach to Alloying Gray Iron”, AFS Transactions, 90 (1982), 847 – 863 oldal. 54. DEREK E. TYLER – „Wrought Copper and Copper Alloy Products” ASM Handbook, vol. 2 - Properties and Selection: Nonferrous Alloys and Special - Purpose Materials, 241-264 oldal 55. http://www.instron.co.uk/wa/applications/test_types/creep_stress_relax.aspx 56. R.B. GUNDLACH – „The Effects of Alloying Elements on the Elevated Temperature Properties of Gray Irons”, AFS Transactions, Vol. 91, 1983, 389 – 422 oldal. 57. M. H. SABOUR, R. B. BHAT – „Lifetime Prediction in Creep-Fatigue Environment”, Materials Science-Poland, Vol. 26, No. 3, 2008, 563 – 584 oldal 58. MIKE GEDEON – „Factors Affecting Stress Relaxation and Creep”, Technical TIDBITS, Issue No. 13 – January 2010 59. LARSON F.R., MILLER J. - "A Time-Temperature Relationship for Rupture and Creep Stress" , ASME Transaction, 765 – 775 oldal, July 1952. 60. DANIEL J. BENAC, V.P. SWAMINATHAN – „Elevated - Temperature Life Assessment for Turbine Components, Piping, and Tubing”, ASM Handbook Volume 11, Failure Analysis and Prevention, 289 - 311 oldal 61. THOMAS H. COURTNEY – „Fundamental Structure – Property Relationships in Engineering Materials”, ASM Handbook Volume 20, Materials Selection and Design, 336 – 356 oldal 62. JACK H. WESTBROOK – „Sources of Materials Property Data and Information”, ASM Handbook Volume 20, Materials Selection and Design, 491 – 506 oldal 63. LIU YONG, ZHU JINGCHUAN – „Effects of triple heat treatment on stress relaxation resistance of BT20 alloy”, Mechanics of Materials 40 (2008) 792 – 795 oldal 64. C.M. STOVER – „ME 220L Strength of Materials, Laboratory Manual” http://www.csupomona.edu/~cmstover/files/220L/220L Manual.pdf 65. SHEA M.M. – „Influence of composition and micro – structure on thermal cracking of grey cast iron”, AFS Transactions, vol. 86, 1978, 23 – 30 oldal 66. ROEHRIG K. – „Thermal fatigue of grey and ductile irons”, AFS Transactions, vol. 86, 1978, 75 – 88 oldal 67. RIVERA J.L., BOERI R.E., SIKORA J.A. – „Solidification of Gray Cast Iron”, Scripta Materilialia, vol. 50, 331 – 335 oldal, 2004 68. LENNART ELMQUIST – „Defect Formation during Solidification in Grey Cast Iron Castings”, Department of Materials and Manufacturing Technology,Chalmers University of Technology, Göteborg, Dissertation Thesis, 2009 94 Ph. D. értekezés 50.


70. 71. 72.

GÁCSI ZOLTÁN, SÁRKÖZI GÁBOR, RÉTI TAMÁS, KOVÁCS JENŐ, CSEPELI ZSOLT, MERTINGER VALÉRIA - „Sztereológia és képelemzés”, Egyetemi Tankönyv, 2001 DIN EN 1563 KOVÁCS JENŐ – „A térfogathányad meghatározásának gyakorlati módjai”, Gyakorlati útmutató Dr. Ing. GEORG RÖTH – „Duktiles Gusseisen”

Ph. D. értekezés

95


AZ ÉRTEKEZÉS TÉMAKÖRÉBŐL MEGJELENT PUBLIKÁCIÓK Folyóiratcikkek 6.

Diaconu Vasile – Lucian, Sjögren Torsten PhD., Skoglund Peter PhD., Dr. Diószegi Attila: „A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira” (küldve a Bányászati és Kohászati Lapoknak)

5.

V. L. Diaconu, T. Sjögren, P. Skoglund, A. Diószegi: „The stress relaxation of compacted graphite iron alloyed with molybdenum” (Elfogadva publikálásra a „International Journal of Cast Metal Research” című folyóiratban; DOI: 10.1179/1743133612Y.0000000036 )

4.

V. L. Diaconu, T. Sjögren, P. Skoglund, A. Diószegi: „Influence of molybdenum alloying on thermomechanical fatigue life of compacted graphite irons” (DOI: 10.1179/1743133612Y.0000000021, „International Journal of Cast Metal Research”, 2012, Vol. 25, No. 5, 277 – 286 oldal)

3.

A.Diószegi,V.Fourlakidis,L.V.Diaconu: "Effects of Carbon Content on the Ultimate Tensile Strength in Gray Cast Iron" , 5th International Conference on Solidification and Gravity, Miskolc 2008, Materials Science Forum 2010, Volume 649. (Trans Tech Publications, ISBN 0-87849-290-9, pp. 511-516) http://www.scientific.net/MSF.649.511

2.

Conf. Dr. Ing. Attila Diószegi, Drd. Ing. Vasile Lucian Diaconu: „Microstructure and Tensile Property Simulation of Grey Cast Iron Components”, Revista de Turnatorie (Román Öntészeti Lapok), nr. 9-10, 2009, pp.14-22

1.

Ing. Camelia Bondesson, Dr. ing. Attila Diószegi, Ing. Vasile Lucian Diaconu: „Report on Industry Casting in Sweden - A svédországi öntőipar ismertetése”, Revista de turnatorie, nr. 11-12, 2008. (Román Öntészeti Lapok) pp. 13-17.

Ph. D. értekezés

96

Diaconu V. Vasile Lucian: A molibdén ötvözés hatása az öntöttvasak termomechanikus hőfárasztási tulajdonságaira Konferencia kiadványok 3.

Diaconu Vasile Lucian, Sjögren Torsten , Skoglund Peter , Diószegi Attila: „Az átmeneti grafitos öntöttvas termomechanikus hőfárasztás vizsgálata”, XII. Bányászati, Kohászati és Földtani Konferencia - BKF 2010, 2010. április 8-11., Nagyenyed (Erdélyi Magyar Műszaki Tudományos Társaság, INCITATO Nyomda Kolozsvár, ISSN 1842-9440, pp.34 – 38)

2.

Vasile

Lucian

Diaconu,

Torsten

Sjögren,

Peter

Skoglund,

Attila

Diószegi:

„Thermomechanical fatigue investigation of compacted graphite irons”, XXIV. microCAD, Nemzetközi Tudományos Konferencia 2010. március 18-20. (ISBN 978-963661-925-1 Ö, pp.45-51) Hivatkozás Anders Berglund – „Criteria for Machinability Evaluation of Compacted Graphite Iron Materials”, KTH Royal Institute of Technology, Department of Production Engineering, Machine and Process Technology, Doctoral thesis, Stockholm, Sweden, 2011, ISBN 978‐91‐7501‐159‐2 http://kth.diva-portal.org/smash/record.jsf?pid=diva2:457571 1.

Diaconu Vasile Lucian – „The examination of ductile iron porosity and flotation failures”, 5th International PhD Foundry Conference, Brno, 2008. május 13-15. (Czech Foundrymen Society, BUT Faculty of Mechanical Engineering, CD kiadvány)

Előadások 6.

Diaconu Vasile Lucian, Sjögren Torsten , Skoglund Peter , Diószegi Attila: „Az átmeneti grafitos öntöttvas termomechanikus hőfárasztás vizsgálata”, XII. Bányászati, Kohászati és Földtani Konferencia - BKF 2010, 2010. április 8-11., Nagyenyed

5.

Vasile Lucian Diaconu, Torsten Sjögren, Peter Skoglund, Attila Diószegi: „Thermomechanical fatigue investigation of compacted graphite irons”, XXIV. microCAD, Nemzetközi Tudományos Konferencia 2010. március 18-20.

4.

D.V. Lucian, Sjögren T., Skoglund P.: „A vermikuláris- és lemezgrafitos öntöttvas öntvények termomechanikus hőfárasztása”, XX. Magyar Öntőnapok, Tapolca, 2009. október 11-13

Ph. D. értekezés

97


Torsten Sjögren, Lucian Diaconu, Peter Skoglund: "Experiment and results in Task 2.3 Thermo-mechanical fatigue (TMF) testing of compacted and gray cast iron" - Cast Iron Seminar within IEC/CIC WP2, Jönköping, 2009.június 24.

2.

Diaconu Vasile Lucian: „The examination of ductile iron porosity and flotation failures”, 5th International PhD Foundry Conference, Brno, 2008. május 13-15.

1.

Diaconu Vasile Lucian: „Gömbgrafitos öntöttvas porozitási hibainak vizsgálata”, XIX. Magyar Öntőnapok, Lillafüred, 2007. október 14 – 16

Ph. D. értekezés

98

DIACONU V. VASILE - LUCIAN

Recommend Documents