Miskolci Egyetem

Műszaki Anyagtudományi Kar

Metallurgiai és Öntészeti Tanszék

Kerpely Antal Anyagtudományok és Technológiák Doktori Iskola

A szerszám hőegyensúlyának vizsgálata alumínium és

magnézium nyomásos öntésnél (PhD értekezés)

Készítette: LUKÁCS SÁNDOR okleveles kohómérnök

Tudományos vezető: Dr. Tóth Levente Miskolci Egyetem

Metallurgiai és Öntészeti Tanszék

Kutatási vezető: Prof. Dr. Dr. h.c. Friedrich Klein Arbeitsgemeinschaft Metallguss

Aalen

Miskolc 2007

Tartalomjegyzék

Jelölések jegyzéke ................................................................................................................................................ 4

1. Bevezetés .................................................................................................................................................................. 1

2. A nyomásos öntés hőtranszport folyamatai .......................................................................................................... 3 A fémmel az öntőszerszámba ciklusonként bevitt hőmennyiség ..................................................................................... 3 A szerszámból ciklusonként elvezetett hőmennyiség ...................................................................................................... 4

Hőátmenet az olvadék/szerszámfelület határrétegen................................................................................................. 5 Hőközlés hővezetéssel .............................................................................................................................................. 7

Homogén fal hővezetése ...................................................................................................................................... 7 Hőmérsékletváltozás az öntőkamrában ................................................................................................................ 9 Réteges fal hővezetése........................................................................................................................................ 10 A sugárzással elvezetett hőmennyiség ............................................................................................................... 12 A konvekció által elvezetett hőmennyiség ......................................................................................................... 13 A formaleválasztó anyag felvitelekor, annak elpárolgása által elvezetett hőmennyiség .................................... 14

Hűtőcsatornák.............................................................................................................................................................. 15 Áramlás és hőátvitel a hűtőcsatornákban ................................................................................................................ 15

A hűtőcsatornák jellemzői, számításának alapjai ............................................................................................... 17 Hűtőcsatornák hőmérlege................................................................................................................................... 17 A hűtőcsatornák méretezésének alapegyenlete: ................................................................................................. 18 A kontakt-hőmérséklet és a formafelület közepes hőmérsékletének számítása.................................................. 19

Az öntvények dermedési idejének meghatározása........................................................................................................ 20

3. Kísérleti körülmények .......................................................................................................................................... 26 Nyomásos öntésnél alkalmazott ötvözetek ................................................................................................................... 26 Szerszámtervezés és konstrukció.................................................................................................................................. 28 A lépcsőspróba szerszám hő és öntéstechnológiai tervezése ....................................................................................... 33

Az öntőszerszám számítással meghatározható paraméterei .................................................................................... 34

4. A lépcsőspróba szimulációs eredményei.............................................................................................................. 35 A szimuláció alapjai..................................................................................................................................................... 35

Preprocessing .......................................................................................................................................................... 35 Mainprocessing ....................................................................................................................................................... 37

Formatöltés-szimuláció ...................................................................................................................................... 37 Dermedés szimuláció ......................................................................................................................................... 37

Postprocessing......................................................................................................................................................... 38 Lépcsőspróba formatöltés-szimulációja .................................................................................................................. 39 Lépcsőspróba dermedés-szimulációja..................................................................................................................... 42

A lépcsőspróba öntőszerszámának tervezése ............................................................................................................... 43

5. Mérési eredmények kiértékelése .......................................................................................................................... 48 A dermedési idő változása a különböző acélbetétek hatására ..................................................................................... 48 Magnéziumötvözetek öntése során kialakult hőmérsékletviszonyok ............................................................................ 60 Alumíniumötvözetek öntése során kialakult hőmérsékletviszonyok ............................................................................. 72 Sűrűség és porozitás vizsgálat ..................................................................................................................................... 84 A lépcsőspróba mechanikai tulajdonságainak vizsgálata............................................................................................ 85

6. Összefoglalás.......................................................................................................................................................... 91

7. Summary................................................................................................................................................................ 93

8. Új tudományos eredmények................................................................................................................................. 98 8.1 Az értekezés tudományos eredményeinek hasznosítása ............................................................................... 100 8.2 Az értekezés témakörében megjelent publikációk ........................................................................................ 102

9. Irodalomjegyzék.................................................................................................................................................. 105

10. Köszönetnyilvánítás........................................................................................................................................ 107

11. Mellékletek.......................................................................................................................................................... 1 1. melléklet ..................................................................................................................................................................... 1 2. melléklet ..................................................................................................................................................................... 8 3. melléklet ..................................................................................................................................................................... 4

Jelölések jegyzéke A felület [m2]

a gyorsulás 2

ms

⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

C fajhő J

kg K⎡ ⎤⎢ ⎥⋅⎣ ⎦

C integrálási állandó

ce párolgáshő kJkg

⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

d átmérő [m] e Euler szám e= 2,71828 18284

g gravitációs gyorsulás 2

ms

⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

H entalpia [J]

k dermedési időállandó 2

scm

⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

L látens hő [J/kg] m tömeg [kg] M redukált falvastagság [cm]

m dermedési állandó ms

⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

N ciklusszám P teljesítmény [W]

p nyomás 2

Nm

⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

q; Q hőmennyiség [J] r sugár [m] Re Reynolds szám S alaktényező T hőmérséklet [°C] t idő [s] tz ciklusidő [s] V térfogat [m3]

v sebesség ms

⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

V térfogatáram 3m

s⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

x távolság [m]

α hőátadási tényező 2

Wm K

⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

δ falvastagság [mm]

ε emissziós tényező 2m K

W⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

λ hővezetési tényező W

mK⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

λh hullámhossz [m]

ν a kinematikai viszkozitás. 2m

s⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

ρ sűrűség 3

kgm

⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

σ Stefan-Boltzmann állandó 428

KmW1067,5 −⋅=σ

Φ hőáram 2

Wm s

⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

1

1. Bevezetés A nyomásos öntvények összetettsége, bonyolultsága változó, az egyszerű, azonos falvastagságú sörnyitótól a komplett, komplex geometriájú forgattyúsházakig terjed. A nyomásos öntés célja, – mint minden más öntéstechnológia esetében – a forma folyékony állapotú fémmel történő megtöltése és megdermedésével olyan geometria előállítása, mely más alakadó eljárással nem megoldható. A nyomásos öntés esetében a folyékony fém az öntőszerszámot rendkívül rövid idő alatt nagy áramlási sebességgel tölti ki és dermedés közben nagy nyomás hat rá. Egy nyomásos öntőszerszámban a különböző dermedési idők – azaz a megfelelő hőáramok – határozzák meg az öntvények későbbi minőségét, mechanikai és egyéb tulajdonságait. A dermedés közbeni utántáplálás nyomásos öntés során tápfejekkel nem oldható meg, az kizárólag a megvágáson keresztül történhet, mely csak akkor hatásos, ha az öntvénynek az a része dermed meg utoljára, amely a megvágás környezetében található. Ez, az úgynevezett irányított dermedés, a nyomásos öntészetben csak a hőtechnikai viszonyok megfelelő szabályozásával valósulhat meg. A szerszám hőtechnikai viszonyaira vonatkozó mérnöki tervező tevékenység a hűtőcsatornák tervezésére terjed ki, az azonos dermedési idő megvalósítása különböző öntvény-falvastagságoknál nagy nehézségekbe ütközik. A doktori értekezésem célja tehát irányított dermedés megvalósítása a nyomásos öntészetben, különböző hőfizikai tulajdonságú szerszámacélbetétek alkalmazásával, mely a napjaink összetett öntvény-geometriái miatt hagyományos szerszámanyagok felhasználásával nem valósíthatók meg. Az öntési ciklusok során kialakuló hőegyensúly beállításával a termelékenység maximalizálható, melyet a szerszám temperálásával érünk el. A szerszámbetét fizikai tulajdonságai, úgymint a hővezető képessége, hőkapacitása, a formafal felületi keménysége, kopásállósága, hősokk-állósága melegszilárdsága nemcsak az öntvény minőségét is befolyásolják, de a szerszámbetét élettartamát is. Betét anyagának helyes kiválasztása eredményezhet megnövekedett szerszámélettartamot, és befolyásolja a nyomásos öntőgép termelékenységét is. A németországi Aaleni Egyetem Öntészeti Kutatólaboratóriumában, Klein Professzor úr vezetésével kutatási programot indítottak, a különböző falvastagságú nyomásos öntvények dermedési idejének vizsgálatára. Doktori tanulmányaim során 2 tanévet töltöttem Aalenben, és én végeztem ezeket a kutatásokat. A nyomásos öntvényekre jellemző az azonos falvastagságú geometriára való törekvés, mert ebben az esetben valósul meg az öntvény különböző részein az azonos dermedési idő, amely az öntvény különböző részein az azonos tulajdonságokat biztosítja. Az eltérő falvastagságú részek eltérő dermedési és lehűlési viszonyok miatt eltérő tulajdonságúak. Az ilyen viszonyok modellezésére alkalmas a lépcsőspróba, melyet az aaleni munka keretében alkalmaztam. Az elkészített nyomásos öntőszerszámban három különböző falvastagságú öntvényrészt alakítottunk ki 4-8-12 mm-es falvastagsággal. Ezek közül a 4 mm-es rész falvastagság a nyomásos öntvényekre általánosan jellemző, a 8 és 12 mm-es, pedig nem tipikusan jellemző, de a hőcentrumok és anyaghalmozódási helyeken, olyan viszonyok alakulhatnak ki, mint a lépcsőspróba vastagabb részeinél. A lépcsőspróba úgy van kialakítva, hogy a lépcsőkhöz tartozó szerszámbetétek különböző hővezetőképességű szerszámacélokból készültek, egymással tetszőlegesen felcserélhetőek. A lapok temperálása egymástól függetlenül történhet, a betétek tetszőleges sorrendben felcserélhetőek. A lépcsőspróba öntése 3 szériában történt, melyekben a lapokhoz más-más temperálóközeg-hőmérséklet tartozott. Mindhárom szériában a szerszámbetétenként 3 helyen történt hőmérsékletmérés. Az alumíniumötvözetből öntött lépcsőspróbákra vonatkozó kísérletek

2

Aalenben történtek, majd 2005-ben Magyarországon, a Fémalk ZRt. öntödéjében nemzetközi és hazai projekthez kapcsolódva a lépcsőspróba öntvényen elvégzett kísérleteket magnéziumötvözetből is elvégeztem. A lépcsőspróbák geometriai elemeinek a középpontjában az öntvény forma kontúr érintkezési felületen mértem a nagy érzékenységű hőelemmel a kontakt hőmérséklet változását, valamint mindegyik lépcsőnél a kontúrtól 3 mm távolságra a szerszámbetétnek a hőmérséklet változását különböző nyomásos öntészeti ötvözetek esetén. A szerszámban változott a lapokhoz tartozó szerszámbetét anyaga és a betétek furataiban áramló hűtőközeg hőmérséklete. Ezáltal a különböző ötvözeteknél a megszilárdulási és lehűlési folyamatok hőmérsékletviszonyait tudtam megvizsgálni különböző szerszámbetétek és különböző hűtéstechnika alkalmazása mellett. A lépcsőspróbára alkalmazott szimuláció és a mérési eredmények alapján meghatároztam az adott öntvényrészek dermedési idejét és vizsgáltam a kísérletek során kapott lépcsőspróba öntvények tulajdonságait, a sűrűségét, porozitását, a porozitás elhelyezkedését és a mechanikai tulajdonságokat. A mérések kiértékelésével lehetővé vált olyan összefüggésrendszer létrehozása, amellyel meghatározhatók az eltérő hőfizikai tulajdonságokkal rendelkező szerszám dermedési időt befolyásoló hatása. A kísérleti eredmények feldolgozása alapján olyan összefüggésrendszert határoztam meg, amelynek felhasználásával lehetőség nyílik az eltérő falvastagságú részek azonos időben törtnő megszilárdulásához tartozó hűtési körülmények kialakítására. A disszertációban ennek lehetőségeit és műszaki korlátait állapítottam meg. Az elvégzett vizsgálatok alapján lehetőség nyílik arra, hogy a nyomásos öntvények eltérő falvastagságú részeihez olyan hűtéstechnika alkalmazását dolgozzák ki, mely elősegíti az azonos idejű megszilárdulást.

3

2. A nyomásos öntés hőtranszport folyamatai

A fémmel az öntőszerszámba ciklusonként bevitt hőmennyiség

A hőmérsékletviszonyok határozzák meg az öntvény későbbi minőségét és a termelékenységgel, gazdaságossággal is összefüggésben van.

Az olvadékból a ciklusonként bevezetett hőmennyiséget felveszik -az öntődugattyú, -az öntőkamra, -a formabetétek.

Az olvadék hőtartalmának elvezetése az öntvény kivételéig: Qbe,össz=Q1+Q2+Q3(+Q4) (1.1) ahol: Q1 - a dermedés kezdetéig átadott hőmennyiség, Q2 - dermedési hő,

Q3 - az öntvény kilökési hőmérsékletének eléréséig átadott hőmennyiség, Q4 - az a hőmennyiség, amely a formatöltés lefolyása alatt a súrlódásból és az olvadék és az öntőgép kinetikai energiájának átalakulásából keletkezik, értéke kicsi, ezért elhanyagolható.

Hőtechnikai viszonyok

Öntvény minősége

Termelékenység

Öntőszerszám élettartama

Szerszám Q=Q1+Q2+Q3

A fém által bevitt hőmennyiség

Q1 - hőáramlás

Q2-hővezetés + sugárzás

Q3 – mesterséges hűtés

Qbe,össz=Q1+Q2+Q3(+Q4)

4

( )1 p öntési dermQ c m T T= ⋅ ⋅ − (1.2)

2Q L m= ⋅ (1.3)

( )3 p derm kilökésiQ c m T T= ⋅ ⋅ − (1.4)

A szerszámból ciklusonként elvezetett hőmennyiség A hő a termodinamika II főtétele szerint természetes úton csak a nagyobb hőmérsékletű közegből képes az alacsonyabb hőmérsékletű közeg felé áramolni. A hő elvezetése, mint transzportfolyamat, a következőképpen történhet:

1. hővezetéssel szilárd testekben, továbbá nyugalomban lévő folyadékokban és gázokban,

2. hőátadással, hőszállítással (konvekcióval) áramló folyadékok, gázok, szilárd testek között,

3. hősugárzással, amely esetben közvetítő közegre szükség nincsen.

A hőközlés ezen, három fajtája a gyakorlatban mindig együtt jelentkezik. Pl. az öntés során az olvadék hőtartalma a szerszámban hővezetéssel távozik a fémből közvetlenül, majd a hűtőkörök segítségével hőátadással szállítódik tovább. A szerszám külső felületén a szerszám hőtartalma sugárzással illetve hőátadással továbbítódik a környezet felé. A három folyamat közül az öntészetben a hővezetés és a hőátadás érvényesül leginkább, mivel a szerszám, környezetre nyitott felületén a környezetbe történő hőleadás a levegő áramlása útján főként hőátadással továbbítódik. Az öntődugattyúról, az öntőkamráról és a formabetétekről átadott hőmennyiség a

- a hűtőközegeken (belső hűtőrendszeren) - a környezeten (konvekció és sugárzás) - a nyomásos öntőgép oszlopain és szerszámfelfogó lapjain keresztül

kerül elvezetésre a ciklus során (1. ábra).

5

1. ábra

Az olvadék által bevitt hőmennyiségek elvezetése [10] A hidegkamrás öntőgépeknél számottevő a hőmennyiségnek az a része, amely az öntőkamrán és az öntődugattyún át vezetődik el. A formabetétek által leadott hőmennyiség részben belső hűtőrendszeren, az alkalmazott hűtőközegen keresztül vezetődik el (QH), részben az öntőgépen át, részben az öntőforma felületén át a környezetbe (QG). A nyomásos öntőgépnek átadott hő konvekció (QK), sugárzás (QS) által és a forma felületére felvitt leválasztó anyag elpárolgása révén (QB) adódik át a környezetének [1].

Hőátmenet az olvadék/szerszámfelület határrétegen A folyékony fém (később az öntvény) és a szerszám felülete között felépül egy igen jelentős hő-ellenállás, mely a leválasztóanyag felhordása, a gáz és oxid rétegek kialakulása, és a formaadó felület durvaságából adódik (2. ábra).

Konvekció és sugárzás

Öntőgép

Belső hűtőrendszer

Öntőgép

Belső hűtőrendszer

Öntődugattyú Konvekció és sugárzás

6

2. ábra

Hőtranszport a formatöltés után az olvadék/formafal határfelületen (a) és a megszilárdulás közben (b) [2]

A leválasztóanyag által kialakult réteg időben és helyileg befolyásolni képes a hőátadási tényezőt, azaz ( )f x, tα = . Ezáltal a hőmérséklet eloszlása a következő egyenlet segítségével írható fel: q T= α∆ (1.5)

11

Tqt

∂= −λ

∂ (1.6)

22

Tqt

∂= −λ

∂ (1.7)

Az 1 és 2 index a határfelület mindkét oldali környezetét jelenti. A hőmérsékletmező a hőátadási tényező függvényében nemlineáris függvénnyel írható le, ahol a hőátadási tényező, többek között a hőmérséklettől is függ. A fázisváltozással járó instacioner hőmérséklet eloszlás a következő egyenletrendszerrel írható fel:

( )H Tt

∂= ∇ λ∇

∂ (1.8)

( )T T H= (1.9)

Ahol H az entalpia T(H) a hőmérséklet entalpiafüggését leíró függvény.

szerszámbetét

szerszámbetét

olvadék

Megdermedt kéreg

szilárd

hőáram

Levegő, oxidok, leválasztóanyag

Levegő, oxidok, leválasztóanyag

olvadékIgen nagy túlhűlési sebességű zóna

szerszámbetét

szerszámbetét

olvadék

Megdermedt kéreg

szilárd

hőáram

Levegő, oxidok, leválasztóanyag

Levegő, oxidok, leválasztóanyag

olvadékIgen nagy túlhűlési sebességű zóna

a,

b,

7

Hőközlés hővezetéssel Hővezetés keletkezik minden esetben, ha a test egyes részei között hőmérséklet különbség lép fel, vagy ha két különböző hőmérsékletű test egymással érintkezik. Ez a jelenség is, és általában a hővezetés ténye azzal magyarázható, hogy a nagyobb hőmérsékletű, vagyis nagyobb kinetikai energiával rendelkező molekulák az energiájuk egy részét átadják a szomszédos, kisebb energiával rendelkező molekuláknak és ez által azok hőmérséklete is növekszik, a hővezetés folyamata létrejön. A hővezetés egyensúlyi állapota akkor jön létre, ha a test hőmérséklete annak minden helyén időben változatlan marad (stacioner hővezetés). A hővezetés alapegyenletét Joseph Furier írta le először az 1822-ben megjelent „Théorie Analytique de la Chaleur” című könyvében. Tanulmányaiban bemutatta az általa, tapasztalati úton leírt egyenletet, mely a nevét viseli. A q

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡

2mW hőáram egyenesen arányos a közeg hőmérsékletének változásával és fordítottan a

távolsággal. Ha az arányossági tényezőt, hővezetési együtthatónak (λ) nevezzük, akkor az egydimenziós Furier egyenlet a következőképpen írható fel:

dTqdx

= −λ (1.10)

A nyomásos öntőszerszámban a hővezetés, mint homogén falban (a betétben, öntőkamrában) és réteges falban (a betét és a szerszámkeret között) megy végbe.

Homogén fal hővezetése A 3. ábrán egy δ vastagságú homogén falban a hővezetés miatt kialakult hőmérséklet-eloszlás látható. A homogén szerkezetű anyag hővezetési tényezője állandó. A fal külső felületein a hőmérsékletet állandó értéken tartjuk (T1 és T2). A hőmérséklet csupán a fal síkjára merőleges x tengely irányában változik. A hőmérsékletmező tehát ebben az esetben egyméretű, az izotermikus felületek pedig sík felületek, és az x tengelyre merőlegesen helyezkednek el. Válasszunk ki a falon belül a fal felületétől x távolságra dx vastagságú réteget, amelyet két izotermikus felület határol.

3. ábra Homogén fal hővezetése

8

Furier egyenletét (1.10) alkalmazva a változók szétválasztása után a következőket kapjuk:

dxqdTλ

−= (1.11)

Ez utóbbi egyenletet integrálva:

CxqT +λ

−= (1.12)

Az integrálás állandóját, C-t a határfeltételek alapján határozhatjuk meg, ugyanis ha x = 0 akkor

T = T1. Ha ezt az értéket a (1.2) egyenletbe helyettesítjük, azt kapjuk, hogy:

1TC = (1.13)

Ha x = δ , T = T2; ennek alapján

12 TqT +δλ

−= (1.14)

Ez utóbbi egyenlet lehetővé teszi, hogy meghatározzuk az ismeretlen q hőáramot:

( )1 2q T T Tλ λ= − = ∆

δ δ (1.15)

Ennek alapján a fal 1 m2-én időegység alatt elvezetett hőmennyiség egyenesen arányos a hővezetési tényezővel (λ), valamint a fal külső felületeinek hőmérséklet különbségével, és fordítottan arányos a fal vastagságával (δ). Látható, hogy a hőáramot nem a hőmérsékletek abszolút értéke, hanem azok különbsége, (∆T = T1 - T2) határozza meg. Az (1.15) egyenlet a sík fal hővezetésének összefüggése, mely négy mennyiséget (q, λ , δ és ∆T) hoz egymással kapcsolatba. Ha ezek közül bármelyik hármat ismerjük, a negyediket kiszámíthatjuk. Pl.:

Tq∆

δ=λ (1.16)

illetve

λδ

=∆qT (1.17)

akkor

qT∆λ

=δ (1.18)

9

A δλ hányadost ⎥⎦

⎤⎢⎣⎡

KmW

2 a fal hővezető képességének, reciprok értékét, a λδ hányadost pedig

a fal hőellenállásának nevezzük. Ez utóbbi azt a hőmérsékletesést jelenti, amelynél a falon át egységnyi hőáram hatol keresztül. Ha az (1.15) összefüggés alapján meghatározzuk a hőáram mennyiségét, akkor könnyen kiszámíthatjuk az A felületű sík falon t idő alatt átáramló hőmennyiséget is:

TAtqAtQ ∆δλ

== (1.19)

Ha az (1.12) egyenletbe behelyettesítjük az (1.13) egyenletből a C állandó, valamint az (1.15) egyenletből q értékét, megkapjuk a hőmérsékletváltozás összefüggését:

xTT

TT 211x δ

−−= (1.20)

Ez az összefüggés lineáris. Ennek következtében, ha a hővezetési tényező értéke állandó, a homogén fal hőmérséklete lineáris törvény szerint változik. Valójában azonban a hővezetési tényező a hőmérséklettől való függése miatt nem állandó és a fal hőmérséklete nemlineáris vonalú törvényszerűség szerint változik.

Hőmérsékletváltozás az öntőkamrában Az öntőkamrában kialakuló hőveszteség számításokhoz használható a fenti lineáris összefüggés, ha a kamra töltöttségi magassága és az olvadék mennyisége állandó, továbbá a kiindulási hőmérséklet eloszlás az olvadékban és a kamrában homogén. Ebben az esetben a hőáram kétdimenziós, a kamra hosszirányába jóval nagyobb, mint keresztirányba. A dugattyú közelében ez a feltételezés nem igaz. A hidegkamrás nyomásos öntési technológia esetén az öntőkamrában (4.ábra) lévő olvadt fém hőmennyiségének egy részét a kamra fala és az öntő dugattyú felé adja le. Napjainkban kutatások folynak olyan öntőkamrák kifejlesztésére, melyek belső felülete egy rossz hővezető képességű, nagy keménységű acélból készül és a külső köpeny része pedig edzett, nitridált, nagy szilárdságú acél.

4. ábra

Az öntőkamra, mint homogén falú közeg hőképe [3]

10

Réteges fal hővezetése

Az olyan falakat, amelyek különnemű rétegekből állnak, rétegesnek nevezzük. Ilyenek pl. a kemencék, kazánok és a nyomásos öntőszerszám fala is, mely rendszerint szintén több rétegből áll.

Az (1.15) egyenletet 3 rétegből álló fal esetére oldjuk meg(5. ábra). (pl. öntvény – szerszámbetét – szerszámkeret) Az első réteg vastagsága δ1 a másodiké δ2 és a harmadiké δ3. A rétegek hővezetési tényezői λ1, λ2 és λ3. Ismeretesek ezen kívül a réteges fal külső felületeinek T1 és T4 hőmérsékletei.

5. ábra

Heterogén fal hővezetése

A rétegek közötti szoros érintkezést feltételezve az érintkező felületek hőmérséklete ugyanakkora, azonban ezeknek a hőmérsékleteknek az értékét nem ismerjük, jelölésük T2 és T3.

Állandósult állapot esetén a hőáramlás egyenlő és minden egyes rétegben ugyanakkora. Ezért minden rétegre alkalmazzuk az (1.15) összefüggést:

( )

( )

( )

11 2

1

22 3

2

23 4

2

q T T

q T T

q T T

⎫λ= − ⎪δ ⎪

⎪λ= − ⎬δ ⎪

⎪λ= − ⎪

δ ⎭

(1.21)

Ezekből, az összefüggésekből meghatározhatjuk a hőmérséklet változását az egyes rétegekben:

11

11 2

1

22 3

2

33 4

3

T T q

T T q

T T q

⎫δ− = ⎪λ ⎪

⎪δ− = ⎬λ ⎪

⎪δ− = ⎪

λ ⎭

(1.22)

Az egyes hőmérséklet különbségek összege adja a teljes hőmérséklet különbséget. Ha a (1.22) egyenletrendszer baloldalán és jobboldalán található értékeket összeadjuk, akkor a szélső hőmérséklet különbözetet kapjuk:

31 21 4

1 2 3

T T q⎛ ⎞δδ δ

− = + +⎜ ⎟λ λ λ⎝ ⎠ (1.23)

Ebből az összefüggésből meghatározhatjuk a q hőáramlás értékét:

3

3

2

2

1

1

41 TTq

λδ

+λδ

+λδ

−= (1.24)

A hasonlóság alapján egyszerre felírhatjuk az n rétegből álló falra vonatkozó képletet:

1 n 1n

1

i 1 1

T Tq +

=

+=

δλ∑

(1.25)

Mivel a (1.24) összefüggés nevezőjében az egyes rétegek hőellenállása található, ebből egy réteges fal összes hőellenállása egyenlő az egyes rétegek hőellenállásának összegével. Ha a hőáramlás értékét a (1.24)-ből behelyettesítjük a (1.22) egyenletekbe, akkor megkapjuk az ismeretlen T2 és T3 hőmérsékletek értékét:

12 1

1

2 1 23 2 1

2 1 2

T T q

T T q T q

δ ⎫= − ⎪λ ⎪⎬⎛ ⎞δ δ δ ⎪= − = − +⎜ ⎟⎪λ λ λ⎝ ⎠⎭

(1.26)

vagy: 33 4

3

T T q δ= +

λ (1.27)

Az egyes rétegeken belül a hőmérsékletváltozás lineáris törvényszerűségnek megfelelő, réteges fal esetében azonban egészben véve törtvonalat képez (5 ábra). A réteges fal hővezetésének összefüggése levezetésekor feltételezzük, hogy a rétegek szorosan illeszkednek egymáshoz és a szoros érintkezés következtében a különböző rétegek érintkező felületeinek a hőmérséklete azonos. Ha azonban a felületek érdesek, akkor a szoros

12

érintkezés lehetetlen és a rétegek között vékony levegőrétegek alakulnak ki. Mivel a levegő

hővezetési tényezője kicsi (λ = 0,02 WmK

⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

), ezért igen vékony rétegek is jelentősen

csökkentik az egyenértékű hővezetési tényező értékét. Hasonló hatást gyakorol egy fémoxid réteg. Ezért réteges falak hővezetésének kiszámításánál, különösen pedig mérésénél, igen nagy figyelmet kell fordítani a rétegek közötti érintkezés tökéletes voltára.

A sugárzással elvezetett hőmennyiség A hősugárzás különböző hullámhosszúságú elektromágneses hullámok folyamata. Ezek a hullámok a test fizikai hőtartalmából kisugárzás (emisszió) útján keletkeznek, és ha más testet érnek, akkor abban részben elnyelődnek, és ismét fizikai hővé alakulnak vissza. A környező testek a kisugárzott hőhullámokat tehát részben elnyelhetik, részben visszaverhetik, vagy egy részüket esetleg átbocsáthatják. Ezek a hullámok, ellentétben a hanghullámokkal és a fizikai hővel nincsenek agyaghoz kötve. A visszavert energiamennyiség szerint megkülönböztethető:

• fehér felület, amelyről a ráeső összes sugárzás visszaverődik, • szürke felület, amely valamennyi hullámhosszból azonos %-ot ver vissza, • színes felület, amely csak egyes hullámokat ver vissza, • fekete felület, amely a ráeső összes sugarat elnyeli, és azokból semmit sem enged át.

A fekete test kisugárzása a lehető legnagyobb és ezt fekete sugárzásnak nevezzük. Minden más test és közeg a fekete testnél kevesebbet sugároz.

A hősugárzás intenzitása a Planck féle törvény értelmében a kibocsátó test abszolút hőmérsékletétől és a kibocsátási hullámhossztól (λh) függ az [23]

( )2

h

51 h

e, h cT

cE ,Te 1

−

λλ

λλ =

π−

(1.28)

összefüggés szerint, ahol

21 0c 2 hc= π

( ) 202

hcc 1,438762 0,000012 10 m Kk

−= = ± ⋅ ⋅

34h 6,626 10 J s−= ⋅ ⋅ a Planck féle állandó

( ) 23 Jk 1,380658 0,000012 10K

−= ± ⋅ a Boltzmann állandó

0c : a fénysebesség légüres térben, T: a hőmérséklet.

Az összefüggés a hősugárzás közvetlen számítására kevésbé alkalmas, mert a gyakorlatban a teljes sugárzási tartományban kibocsátott összhőmennyiség meghatározása a cél. A Stefan-Boltzmann törvény szerint, [10] egységnyi felületről egységnyi idő alatt kisugárzott energia arányos a test abszolút hőmérsékletének negyedik hatványával. Ha az egységnyi idő alatt

13

kisugárzott tQ

∆∆ hőáramot H-val jelöljük akkor a Stefan-Boltzmann törvény a

következőképpen írható fel:

4z

QH A T tT

∆= = ε ⋅σ⋅ ⋅ ⋅

∆ (1.29)

A 6. ábra szemlélteti a felületi minőség hatását a kialakuló emissziós tényezőre. A szerszámbetét bal oldala megmunkálás utáni felület, jobb oldala pedig feketére festett felület.

6. ábra

A felületi minőség hatása az emissziós tényezőre [6]

A konvekció által elvezetett hőmennyiség Konvekción az áramló közeg által történő hőátadást értjük. A szállított hőmennyiség:

K ZQ A T t= α ⋅ ⋅∆ ⋅ (1.30) A 7. ábrán a nyomásos öntés viszonyai között a szerszámból elvezetett hőmennyiségek hőmérsékletfüggése látható.

14

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

25 50 75 100 125 150 175 200A hőleadó felület hőmérséklete [°C]

Elv

ezet

ett hőm

enny

iség

[W /

m2 ]

Teljes leadott energia

hővezetéssel

sugárzással

7. ábra

A szerszámba bevitt hőmennyiségek elvezetése[9]

A formaleválasztó anyag felvitelekor, annak elpárolgása által elvezetett hőmennyiség

A formaleválasztó anyag a szerszám felületén elpárolog. Az elvezetett hőmennyiség a leválasztó anyag tömegétől és hőfizikai jellemzőitől függ:

( )B e pQ M c c T= ⋅ + ⋅∆ (1.31) ahol: M - a felvitt leválasztó anyag mennyisége ciklusonként [kg], ce - párolgási hője [J/kg], cp - fajhője [J/K], ∆T - a leválasztó anyag forrás pontjának és felszórási hőmérsékletének különbsége [K]. A 8. ábrán a formaleválasztó anyag hatása látható a szerszám felületén kialakuló hőmérsékletviszonyokra.

15

8. ábra

A leválasztóanyag mennyiségének hatása a szerszám felületi hőmérsékletére. [7] Látható, hogy a lefújási idő mindkét esetben 3 s, viszont a leválasztóanyag mennyisége második esetben 18 cm3-rel nőtt. 64 cm3 leválasztóanyag esetén a forma felületének hőmérsékletesése Z1 pontban 22,3 °C, a Z2 pontban pedig 29,5 °C. Ugyanezeken a helyeken 82 cm3 leválasztóanyag felhordása esetén a hőmérsékletesés 34,4 °C a forma felületén és 39,9 °C a megvágásban.

Hűtőcsatornák

Áramlás és hőátvitel a hűtőcsatornákban

Áramlásban lévő folyadékok, gázok és az ezeket határoló falfelületek közötti hőközlési módot hőátadásnak nevezik. Pl. nyomásos öntőszerszámban kialakított furatokban keringtetett olaj és a furat belső felülete között játszódik le ez a fajta hőátadás. Valamely A felületen az időegység alatt átadott hőmennyiség főként az áramló közeg sebességétől függ, mert annál gyorsabban cserélődnek ki a felülettel érintkezésbe kerülő közegrészecskék. Az azonos viszonyok között a szilárd falfelülettel közölt hő annál nagyobb minél gyorsabb ez a kicserélődés.

16

A hőátvitellel kapcsolatban megkülönböztetünk szabad (az öntőszerszám fala és a levegő kapcsolata) és kényszerített áramlást (a temperáló furatokban keringtetett olaj). A szabad áramlás sűrűség-különbségek révén jön létre, amelyek a folyadékban a hőmérséklet-különbségek következtében keletkeznek. Kényszerített áramlást a hőátviteltől függetlenül szivattyúk vagy fúvók (kompresszorok) hoznak létre. Nyomásos öntőszerszámok esetén az olaj keringtetése mesterségesen, szivattyú útján történik. A hőátadás egy fal és a fal mentén áramló folyadék vagy gáz között a következő összefüggéssel írható le:

Fl WA (T T )Φ = α ⋅ ⋅ − (1.32) ahol: Φ - a hőáram [W], TW - a fal felületének hőmérséklete [K], TFl - a folyadék vagy gáz közepes hőmérséklete [K], A – hőátadó felület [m2], α - hőátadási tényező [W/m2K]. A fal egy adott geometriája mellett a hőátadási tényező (α) az anyagjellemzőktől és a folyadék áramlási állapotától függ, mivel egy áramló folyadékban a hő egyrészt vezetéssel, másrészt a folyadék mozgásával terjed. A hőátadási tényező dimenziómentes alakban, mint Nusselt-szám írható le:

DNu α=

λ (1.33)

ahol: λ - a folyadék hővezető képessége, D - egy, az áramlási folyamatra jellemző hosszméret, pl. csőátmérő. Kényszeríttet áramlásnál a Nusselt-szám a Reynolds-szám és a Prandtl-szám függvénye: Nu = Nu (Re, Pr) (1.34) A Reynolds-szám definíciója:

vDRe =υ

(1.35)

ahol : v - az áramlás sebessége, υ - a kinematikai viszkozitás. A Prandtl-szám egy anyagjellemző, definíciója:

Praυ

= (1.36)

ahol: a=λ/ρcp hőmérséklet-vezetési tényező, az anyagok felmelegedési és lehűlési sebességét határozza meg (ρ: sűrűség, cp: fajlagos hőkapacitás). υ - a kinematikai viszkozitás.

17

A Nu = Nu (Re, Pr) függvényt gyakran kísérleti adatokból határozzák meg.

A hűtőcsatornák jellemzői, számításának alapjai Ma már hatékony hűtőrendszer tervezés számítógépek alkalmazása nélkül szinte lehetetlen lenne. Rendelkezésre állnak olyan hardverek és szoftverek, amelyek állandóan regisztrálják az áramló közeg belépő és kilépő hőmérséklet közötti különbséget és időszakosan a térfogatáramot. A tervezés megkezdése előtt fel kell osztani a szerszámot hőmérsékleti zónákra az öntvény alakjától és falvastagságától függően, és annak alapján kell megtervezni a hűtőcsatornák méretét, felszíntől való távolságát, és a területről elvezethető hőmennyiséget. A tervezés során kerülni kell a túl kicsi furatkeresztmetszeteket, a keresztmetszet-változásokat valamint az éles irányváltásokat, mivel ezek megnövelik az áramlási ellenállást, ami csökkenti az átáramlott anyagmennyiséget. A nagy hűtőcsatorna-keresztmetszetek csökkentik az átfolyási sebességet, ami rontja a hőátadást a formáról a hőhordozó közegre. A hűtött felület nagysága a csatorna felülettől való távolságától és átmérőjétől függ.

Hűtőcsatornák hőmérlege A formaüreg felületéről a hűtőközegre átmenő hőáram két komponensre osztható: ΦF - hőáram a formaüreg felületéről a hűtőcsatorna falára, ΦK - hőáram a hűtőcsatorna faláról a hűtőközegbe. A termikus egyensúly állapotában a bevitt hőmennyiség egyenlő a hűtőteljesítménnyel, azaz az elvezetett hőmennyiséggel. A 9. ábra a hőátadási viszonyokat befolyásoló jelenségeket mutatja.

9. ábra

Az öntés után kialakuló, a hővezetést, hőátadást befolyásoló körülmények [9]

18

A hűtőteljesítmény egyenlő a formaüreg felületéről a hűtőcsatornák felületéig tartó közepes hőárammal és egyenlő a hűtőcsatornák felületéről a hűtőközegig tartó hőárammal:

zuF K

zyk

Qt

Φ = Φ = (1.37)

Ez azt jelenti, hogy egy öntési ciklusra vonatkozóan a bevitt hőmennyiségek egyenlők az elvezetett hőmennyiségekkel, azaz a hűtőteljesítménnyel. Ebből következik, az is, hogy a formaüreg felületétől a hűtőcsatornáig elvezetett hőáram-középérték, megegyezik a csatorna falától a hűtőközegbe vezetett hőáramokkal. A kontúrt adó formafelület és a csatorna fala közötti hőáram az alábbi összefüggéssel határozható meg:

( )F FM KWS T TΦ = λ ⋅ ⋅ − =P, (1.38) ahol: λ - a forma hővezető képessége [W/mK], S - alaktényező vagy formatényező [m], TFM - a formafelület középes hőmérséklete [K]. TKW - a hőtőcsatorna falának hőmérséklete [K] Hőáram a hűtőfolyadék és a csatorna fala között

( )K KW FlA T TΦ = α ⋅ ⋅ − (1.39) ahol: α - hőátadási tényező a hűtőcsatorna fala és az áramló közeg között [W/m2K], A - a hűtőcsatorna hatásos felülete [m2], A=LDπ - ahol L a hatásos hossz, TKW - a hűtőcsatorna falának közepes hőmérséklete [K], TFl - a hűtőfolyadék közepes hőmérséklete [K].

A hűtőcsatornák méretezésének alapegyenlete:

FM FlT T1 1S A P

−+ =

λ α, (1.40)

ahol: P: a hőáram [W]. Az egyenletben szereplő S, α és A mennyiségek további paraméterektől függenek: L - a hűtőfuratok (hatásos) hossza a kontúrt adó felület alatt [m], D - a hűtőfurat átmérője [m], E - a hűtőfurat közepes távolsága a kontúrt adó felülettől [m], V - a hűtőfolyadék térfogatárama [m3/s]. A függvénykapcsolatok: S = S (L, D, E és további geometriai paraméterek) [10],

α=f(V, D, L, TFl, TKW), A=f(D, L).

Az összefüggések nem lineárisak, ezért a megoldás csak iteráláson alapuló lehet. Bármelyik befolyásoló tényező meghatározása az összes többi adott értéke esetén lehetséges [10].

19

A kontakt-hőmérséklet és a formafelület közepes hőmérsékletének számítása A formatöltés folyamata alatt a forma és az olvadék ellentétes hőlökést kapnak. A formaüreg felületén egy rendkívül gyors hőmérséklet-emelkedés következik be, egyidejűleg az olvadék külső rétegében a hőmérséklet erősen csökken. Rövid idő elteltével stabilizálódik a forma és az öntött fém hőmérséklete, a határfelületen elér egy olyan értéket, amely a forma kezdeti hőmérséklete és a beáramló olvadék kezdeti hőmérséklete között van. Ez az úgynevezett érintkezési, vagy kontakt-hőmérséklet, amely megközelítőleg a következő kifejezéssel számítható:

olv olv F FK

olv F

b T b TTb b

+=

+ (1.41)

ahol:

F F F pFb c= λ ρ (1.42)

dolv olv olv polv

olv K

tb cT T

⎛ ⎞≈ λ ρ +⎜ ⎟−⎝ ⎠

(1.43)

dS olv olv Polv F F F PF

olv KK

dS olv Polv F F PF

olv K

tT c T cT T

Ttc c

T T

⎛ ⎞λ ρ + + λ ρ⎜ ⎟−⎝ ⎠=

⎛ ⎞λ ρ + + λ ρ⎜ ⎟−⎝ ⎠

(1.44)

ahol: λF,λolv - a forma, ill. az olvadék hővezető képessége, ρF,ρolv - a forma, ill. az olvadék sűrűsége, cPF, cPolv - a forma, ill. az olvadék fajhője, TF,Tolv - a forma, ill. az olvadék kezdeti hőmérséklete, td - dermedési hő. Az olvadék megdermedéséig a hőmérséklet a forma kontúrfelületén csak jelentéktelen mértékben csökken. Az olvadék megdermedése után a formaüreg felületének hőmérséklete megközelítőleg exponenciálisan csökken [10]. Ha egy öntési ciklus alatt a formakontúr hőmérséklete exponenciálisan csökken TK-ról TF-re, akkor a formaüreg felületének egy tartományán a közepes hőmérsékletre (TFM) a következő kifejezést lehet levezetni:

FlF

FlK

FKFlFM

TTTT

TTTT

−−

−+=

ln (1.45)

20

Az öntvények dermedési idejének meghatározása A megfelelő öntési paraméterek meghatározásánál a formatöltési- és a gépparaméterek összehangolása szükséges. A falvastagság és geometria függvényében az utoljára megdermedő rész, azaz a termikus zóna helyileg is változik. A termikus centrum eltolódását a falvastagság függvényében a 10. ábrán láthatjuk.

10. ábra

A termikus centrum eltolódása a geometria változásával [11] Chvorinov [12] szerint bármilyen alakú öntvény dermedési ideje (td) arányos az öntvény térfogatával (V) és a formával érintkező felületének (A) hányadosával. A hőtranszport, mely a dermedő fémből a forma felé történik, a Fourier-féle hővezetési egyenlet segítségével, minden irányban végtelen lap esetén a következőképpen írható fel:

pT Tct x x

∂ ∂ ∂⎛ ⎞ρ = λ⎜ ⎟∂ ∂ ∂⎝ ⎠ (1.46)

A parabolikus differenciálegyenlet megoldásához Gauss féle hibaintegrál bevezetésével a következő egyenlet kapható:

( ) 2v

v0 0 A

0

2T T T T e dv−= + − ⋅ ⋅π ∫ (1.47)

Ahol: T - hőmérséklet

xv2 a t

=⋅ ⋅

acλ

=⋅ρ

hőmérsékletvezető képesség – (hőátadási tényező)

21

T0- a folyékony fém/formafal hőmérséklete TA- a forma kiindulási hőmérséklete. Az egyenlet megoldásához a következő feltételek megadása szükséges: - a forma minden irányban homogén és izotóp, - a fém/formafal határfelülete sík és minden irányban végtelen, - a forma/fém határfelület hőmérséklete állandó, - a hőmérsékletvezető képesség nem függ a hőmérséklettől, - a hőtranszport csak hővezetéssel megy végbe, - az érintkezés a fém és a formafal között ideális és állandó.

A folyékony fém által bevitt hőmennyiség tehát:

( )M pQ V c T L= ⋅ρ⋅ ⋅ ∆ + (1.48) Ahol: QM - az olvadt fém által bevitt hőmennyiség V - az olvadt fém térfogata Ρ - az olvadt fém sűrűsége cp - az olvadt fém hőkapacitása ∆T - a túlhevítés hőmérsékletköze L - a látens hő. A forma anyagától, az időtől, és a távolságtól függően, az elvezetett hőmennyiség a következő:

x 0 x 0

dQ dTdt dx= =

⎛ ⎞ ⎛ ⎞= λ ⋅⎜ ⎟ ⎜ ⎟⎝ ⎠ ⎝ ⎠

(1.49)

x=0, a fém/forma érintkezési felület λ a hővezetési együttható Az (1.47) egyenletet levezetve és idő szerint integrálva az, az anyagtulajdonságoktól függő alakot kapjuk:

( )F 0 A2Q b T T t= ⋅ ⋅ − ⋅π

(1.50)

forma pb c= λ ⋅ρ ⋅ (1.51) Ha az (1.48) és (1.50) egyenletet egyenlővé tesszük, a dermedési idő számíthatóvá válik:

( )( )

2

olv pE

0 A

V L c Tt 2 b T T A

⎡ ⎤⎢ ⎥⋅ρ ⋅ + ⋅ ∆

= ⎢ ⎥⎢ ⎥⋅ ⋅ − ⋅⎢ ⎥π⎣ ⎦

(1.52)

22

A fenti egyenlet a Chvorinov által 1940-ben levezetett dermedési idő számításának összefüggése. Az egyenletből kiolvasható, hogy a nagy fajlagos felülettel rendelkező öntvények dermedési ideje kisebb, míg kisebb fajlagos felülettel rendelkező öntvények dermedési ideje nagyobb. Az egyenlet egyszerűsítve:

2 221 Vt k M

m A⎡ ⎤ ⎡ ⎤= ⋅ = ⋅⎢ ⎥ ⎢ ⎥⎣ ⎦ ⎣ ⎦

(1.53)

A Chvorinov féle állandó a dermedési állandó:

( )

( )forma

olv

p forma 0 A

olv p

2 c T Tm

L c T

⎡ ⎤⋅ λ ⋅ ⋅ρ ⋅ −⎢ ⎥π= ⎢ ⎥ρ ⋅ + ⋅∆⎢ ⎥

⎢ ⎥⎣ ⎦

(1.54)

Amelyből a k dermedési időállandó a reciprok érték négyzetével egyenlő, azaz:

( )( )

olv

forma

2

olv p

p forma 0 A

L c Tk 2 c T T

⎡ ⎤⎢ ⎥ρ ⋅ + ⋅ ∆

= ⎢ ⎥⎢ ⎥⋅ λ ⋅ ⋅ρ ⋅ −⎢ ⎥π⎣ ⎦

(1.55)

A szakirodalomban gyakran tévesen értelmezik a dermedési állandó fogalmát. illetve gyakran összetévesztik a dermedési időállandóval.. A Chvorinov féle képletben a dermedési állandó az

„m”, melynek mértékegysége a ms

. A „k” érték a dermedési időállandó, mely mértékegysége

a 2

sm

vagy a 2

scm

, melyet nyomásos öntészet esetében gyakrabban alkalmaznak a dermedési

idő meghatározására. A k értéke egy úgynevezett fél-empirikus állandó, elméleti és tapasztalati úton meghatározható értékkel. A képletéből látható, hogy a k érték egyenesen arányos az öntött fém fizikai tulajdonságaival és fordítottan a szerszám anyagának a tulajdonságaival. Az optimális formatöltési idő nagysága függ az öntvény konstrukciójától. A gyakorlati tapasztalatokon alapuló számadatok néha jelentős eltérést is mutathatnak a számítotthoz képest. Kis öntvények esetében a formatöltési idő csak néhány milliszekundum, a nagy öntvények formatöltési ideje azonban a 100 milliszekundumot is elérheti. A dermedési idő ismeretében nyomásos öntés esetében az öntési idő:

dö tt ⋅= 1,0 (1.56) Az öntvény különböző részein eltérő megszilárdulási feltételek alakulnak ki, mivel a formaüregben a folyékony fém számos öntvény esetében viszonylag hosszú utat tesz meg. Ahhoz, hogy a felületi hidegfolyást elkerüljük, nagy formatöltési sebesség szükséges. A 11. ábrán a szakítószilárdság változása látható a folyékony fém megvágásban mért sebességének függvényében. A szakítószilárdság maximumos görbe szerint változik. Ennek oka, hogy a sebesség növelésekor – a hőátadási tényező növekedése miatt – nő a

23

kristályosodás sebessége, ezáltal finomabbá válik a szövetszerkezet, ami szilárdságnövekedést okoz. Ugyanakkor nő a folyékony fémben a turbulencia, és erőteljesebbé válik a porlasztás, ami növeli az inhomogenitást, s így a szilárdság csökkenését okozza. A két ellentétes hatás eredője a maximumos görbe szerint változó szakítószilárdság. Az optimális sebesség a különböző fémeknél eltérő, az öntvénnyel szemben támasztott követelmények teljesítése szempontjából legkedvezőbb áramlási sebességet kell választani.

Az alumíniumötvözetek esetében ez a sebesség általában 20-80 ms

, magnéziumötvözetek

esetén 40-120 ms

között változik.

11. ábra

A szakítószilárdság változása a folyékony fém megvágásban mérhető sebességének függvényében [10]

Az öntési teljesítmény (térfogatáram, V ) értéke az öntési térfogat és a formatöltési idő alapján határozható meg:

ö

VVt

= (1.57)

V - a bekötőcsatornán átáramló fémtérfogat. A megvágás keresztmetszete:

aa

VAv

= (1.58)

va - a fém sebessége a megvágásban A megvágásnak vékonynak, letörhetőnek kell lennie, de csak annyira, hogy az utánnyomás hatása a dermedés során érvényesülni tudjon.

Fémsebesség hatása az öntvény szakítószilárdságban

0

50

100

150

200

250

300

350

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Fémsebesség a megvágásban [m/s]

Szak

ítósz

ilárd

ság

[N/m

m2 ]

24

A megvágás hosszát célszerű az öntvény élhosszával egyenlőnek választani. A megvágást vastagítani kell, ha a folyékony fém a formaüregben hosszú utat tesz meg. Az elosztócsatornában a fémsebesség:

e av 0,5...0,6 v= ⋅ (1.59) Az eddigi adatok és az öntvény méreteinek alapján kell a gép paramétereit megválasztani. Első szempont a gép kiválasztásánál a szükséges záróerő (F3) meghatározása:

3 n vF 1,3 P A= ⋅ ⋅ (1.60) F3 - a formafeleket szétfeszítő öntőerő a III. fázisban Pn - az utánnyomás nagysága Av - az öntvény(ek) és a beömlőrendszer osztósíkra vetített felülete A gépkönyvekben megtalálható a gép záróerő értéke. Ennek nagyobbnak kell lenni, mint a formafeleket szétfeszítő erőnek. Ezután meg kell határozni az öntőkamra térfogatát és hosszát. Az öntőkamra térfogata:

ök

g

VVF

= (1.61)

Vö - a kamrába öntött fém térfogata Fg - az öntőkamra töltöttségi foka A kamrahossz (lk) ismeretében a kamra keresztmetszete és átmérője:

kk

k

VAl

= (1.62)

Ak - a kamra keresztmetszete Dk - a kamra átmérője A kamra, illetve a dugattyú átmérője csak akkor választható meg a fenti módon, ha a gépen az utánnyomás fázisában ellennyomás alkalmazása lehetséges, mert kis kamraátmérő esetén a formaüregben a szükségesnél nagyobb nyomás jön létre, ami a formát szét is nyithatja. Ezért, ha a gépen nincs ellennyomás alkalmazására lehetőség, a dugattyú és a kamra átmérőjét a szükséges mértékben meg kell növelni. A kamra megtöltése közben alkalmazható optimális dugattyúsebességet a Garbel-formulával számoljuk, a kamra geometriai viszonyai és a töltöttségi fok függvényében. A kamra teljes keresztmetszetét kitöltő hullámmagassághoz tartozik a vkrit mely nagy (50-60 %) töltöttségi foknál érhető el. Amennyiben a kamra töltöttségi foka kisebb, akkor a teljes kamrakeresztmetszetet kitöltő hullám nagy dugattyúsebességgel hozható létre, ami a hullámátcsapás kialakulását okozza. Ebben az esetben a kritikusnál kisebb dugattyúsebességet választunk, melynél az első hullám után a végfalról visszaverődő hullám sem tölti ki teljesen a kamrát. Erre épül fel a kamra tetejéig érő harmadik hullám. Így a levegőbezáródás a kamratöltés közben elkerülhető.

25

A dugattyúsebesség (vd1) az első fázisban Garbel-formulával számolva:

( ) gd1 k 0

g

1 Fv 2 g D h

1 F−

= ⋅ ⋅ − ⋅+

(1.63)

g - a nehézségi gyorsulás, h0 - a fém magassága az öntőkamrában Fontos a pontosan adagolt fém mennyisége. A szükségesnél több fém „késői”, a kevesebb fém „korai” átkapcsolást eredményez az I. és a II. fázis között. Amikor az átkapcsolás „késik”, a folyékony fém már túljutott a megvágáson. A „korai” átkapcsolás estén a fém még nem jutott el a megvágásig. A mai, modern fémadagolók (kanalas, vagy sűrített levegővel működő adagoló kemencék) ± 1-1,5 mm pogácsavastagság pontosságban képesek a folyékony fémet az öntőkamrába adagolni, elősegítve a megfelelő öntvényminőség reprodukálhatóságát. Amikor a folyékony fém teljes keresztmetszetében feltöltötte a kamrát és az olvadék elérte a megvágást, vége az első fázisnak. Az első-második fázisok közötti kapcsolópont helye:

( )k gf1

k

V 1 FL

A⋅ −

= (1.64)

A váltást az öntőgépen végálláskapcsoló indítja be, az öntődugattyú felgyorsul a második fázis sebességére:

d2k

VvA

= (1.65)

A vd2 = 3-7 m/s. A nagyobb sebesség miatt erős sorjaképződés léphet fel, mivel az öntődugattyú a felütközés következtében megnyithatja a szerszámfeleket. A modern gépeknél programozható dugattyúfékezést alkalmaznak, így a dugattyú sebességét le lehet csökkenteni az ütközéskor. A második fázis úthossza:

ö tf 2

k

V VLA+

= (1.66)

26

3. Kísérleti körülmények A doktori értekezésem célja irányított dermedés megvalósítása a nyomásos öntészetben, különböző hőfizikai tulajdonságú szerszámacélbetétek alkalmazásával, mely a napjaink összetett öntvény-geometriái miatt hagyományos szerszámanyagok felhasználásával nem valósíthatók meg. A lépcsőspróba felépítése jól modellezi az összetett öntvényekre jellemző hőtechnikai viszonyokat.

Nyomásos öntésnél alkalmazott ötvözetek Napjainkban a nyomásos öntvények felhasználása igen elterjedt, a háztartási eszközöktől a kéziszerszámokon, járműipari termékeken keresztül a repülőgépiparig széleskörűen alkalmazzák. Hátránya a többi technológiával szemben, hogy a forma – vagyis a szerszám – költsége igen magas. Amennyiben a legyártandó darabszám kellően nagyszámú, a felhasználónak megéri beruháznia egy nyomásos öntőszerszámba, hiszen a többi öntéstechnológiához képest a legrövidebb idő alatt a legtöbb öntvényt ezzel a technológiával nyerhet. A termelékenység mellett az öntvény minősége sem elhanyagolandó szempont, hiszen a megfelelő technológiai paraméterek esetén a nyomásos öntvények felületi minősége, méretpontossága más öntéstechnológiával gyártott öntvényekéhez képest a legjobb. A 12. ábrán egy személygépkocsi „robbantott” ábrája látható ahol mintegy 80-85%-a öntvény. A fennmaradó 15% szövet, üveg, gumi, lemez illetve fröccsöntéssel gyártott műanyag alkatrész. A témám azért is időszerű, mert napjainkban a károsanyag-kibocsátás csökkentésére irányuló törekvések komoly kutatás-fejlesztési projekteket igényelnek. A károsanyag-kibocsátás csökkentése, azaz az üzemanyag fogyasztás mérséklésének legalapvetőbb módja, a haszontalan teher csökkentése, azaz olyan anyagok és technológiák fejlesztése, mellyel a járművek tömegcsökkentése megvalósítható illetve elősegíthető. A nyomásos öntészet ennek egy tipikus példája, hiszen nemcsak a vékonyfalu – így alacsony tömegű, bonyolult geometriájú alumíniumöntvények gyárthatóak ezzel az eljárással, de mind a melegkamrás, mind a hidegkamrás nyomásos öntőgép alkalmas magnéziumötvözetek öntésére is. Bár a magnéziumöntvények mechanikai tulajdonságai mintegy 20%-kal elmaradnak az alumínium ötvözeteitől, de a megfelelő konstrukció – pl. bordák – alkalmazásával ez a hátrány egyszerűen kiküszöbölhető. A megnövekedett térfogat miatt a tömege a sűrűségéből eredően még mindig 25-30%-kal kevesebb. A 1. táblázatban a vizsgált ötvözetek fizikai tulajdonságait láthatjuk. A 13. ábrán az autóipar által felhasznált leggyakoribb magnéziumöntvényeket láthatjuk funkciójuk szerint. 1. táblázat Az öntött ötvözetek hőfizikai tulajdonságai [4]

λ

WmK

⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

ρ

3

kgm

⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

cp

Jkg K

⎡ ⎤⎢ ⎥⋅⎣ ⎦

Ls

Jkg

⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

TS

[°C]

TL

[°C]

AlSi9Cu3 190 (400°C) 85 (630°C) 2420 1090 (580°C) 463100 521 593

AZ91 93,7 (400°C) 55,5 (595°C) 1710 1214 (400°C)

1427 (595°C) 373000 425 595

AM50 111,2 (400°C) 68 (630°C) 1650 1309 (400°C)

1407 (630°C) 373000 440 625

27

2 277 millió kg15.75 millió járműben144,5 kg járművenként

57% szekunder alumínium

Észak-Amerika

EU Japán

2 175 millió kg18,5 millió járműben

117,6 kg járművenként50% szekunder alumínium

6,9%10,0%

2,3%

80,8%

Megmunkált termékHengerelt termék

ÖntvényHúzott termék

9,4%

13,9%

2,9%

73,8%

6,2%11,4%

1,1%

81,3%

988 millió kg8,67 millió járműben114 kg járművenként

63% szekunder alumínium

2 277 millió kg15.75 millió járműben144,5 kg járművenként

57% szekunder alumínium

Észak-Amerika

EU Japán

2 175 millió kg18,5 millió járműben

117,6 kg járművenként50% szekunder alumínium

6,9%10,0%

2,3%

80,8%

Megmunkált termékHengerelt termék

ÖntvényHúzott termék

9,4%

13,9%

2,9%

73,8%

6,2%11,4%

1,1%

81,3%

988 millió kg8,67 millió járműben114 kg járművenként

63% szekunder alumínium

12. ábra

A személygépkocsiban felhasznált alumínium alkatrészek [24]

13. ábra

Magnéziumöntvények felhasználási lehetőségei az autóiparban [15] A magnéziumötvözetekkel szemben sok a valóságos alap nélküli kétség. Ilyenek például:

Biztonsági alkatrészek

Erőátviteli alkatrészek

Tömegcsökkentés elemei

28

- A gyulladásveszély. A magnézium gyulladása csak akkor következik be, ha a felület a térfogathoz képest kellően nagy és a hőmérséklet 590 °C fölött van. Vannak műanyagok, amelyek sokkal kisebb hőmérsékleten gyulladnak és égésük közben mérgező gázok is keletkeznek. - Oxidálódási hajlam. Ez részben igaz, azonban napjaink felületkezelő technológiáival olyan bevonatot képezhetünk, amellyel a Mg felveszi a versenyt a többi anyaggal szemben. - Mechanikai tulajdonságai az alumíniuméhoz képest 15-20%-kal rosszabbak. Ez az ötvözet megfelelő fejlesztésével és a konstrukció helyes megtervezésével jelentősen javítható. - Keveset termelnek belőle, és magas az előállítási költség. A földkéreg ásványai között nagy mennyiségben találhatóak magnézium tartalmúak. A magnézium ötvözetgyártás fokozására Izraelben a 90-es évek közepén megalapították a DSM (Dead See Magnesium) vállalatot, amely a Holt-tenger vizéből állít elő magnéziumot. A Holt-tenger vizének az összetételét mutatja a 14. ábra [16].

14. ábra

A Holt-tenger vizének összetétele [16] A Holt-tenger víztartalma 140 km3, a magnézium koncentrációja 46 kg/m3 (összehasonlítva az átlagos tengervízzel, mely 1,3-1,5 kg/m3.) A Holt-tenger teljes magnéziumtartalma 6.440.000 kt, amely napjaink 360 000 t/év felhasználásával az elkövetkezendő 18 ezer évre lenne elegendő.

Szerszámtervezés és konstrukció Mint az előzőekben látható volt, a hűtési viszonyok nemcsak az öntvény tulajdonságaira vannak jelentős hatással, de a gyártás gazdaságossági oldalát is jelentősen befolyásolják. Az optimálisan megtervezett nyomásos öntőszerszám nem minden esetben gazdaságos is. Gazdaságossági szempontból figyelembe kell venni a szerszám élettartamát, és a ciklusidőt befolyásoló tényezőket. Egy alumíniumöntéshez alkalmazott nyomásos öntőszerszám

Magnézium-klorid 180 g/l

Nátrium-klorid 100 g/l

Kalcium-klorid4,5 g/l

Kálium-klorid14 g/l Magnézium-bromid

6 g/l

MaradékFőleg víz

29

élettartama mintegy 70-120.000 lövés, ami leginkább a szerszám hőtechnikai tulajdonságaitól függ. Különösen veszélyesnek minősül a ciklikus hőingadozás, illetve az enne során tapasztalt hőmérséklet különbségek hatására kialakuló húzó-nyomó feszültségek melyek az anyagkifáradáshoz vezető legfontosabb okoknak tekintenhők. A problémát tovább súlyosbítják az egyre rövidülő ciklusidők. A károsodás szempontjából különösen fontos a vízben oldott leválasztó anyagok esetében szükséges, rövid időre 100 °C alatti hőfokot eredményező lehűtés (Leidenfrost – jelenség). A szerszám hőmérsékletének növekedése fokozza az adhéziót, a korróziót és a hőrepedések kialakulásának veszélyét, a hőmérséklet csökkenésével pedig növekszik az erózióra való hajlandóság. Adhézió szempontjából lényeges a hőfokkal arányosan növekvő reakciósebesség. Ezzel szemben, az erózió erősen függ az áramló közeg viszkozitásától, ill. az olvadékban már bekövetkező kristályosodás mértékétől. Az olvadt fém a forma falára történő ütközésekor mindenekelőtt a szerszám felületén kialakult oxidréteg összetörését okozza. A fokozott termikus igénybevétel mellett, az alumínium az acéllal reakcióba lép és alumíniumot tartalmazó fázisokat (pl AlFeSi, AlSiFeCu, AlSiFeCuCr) hoz létre, amelyek az alumíniumhoz erősen tapadnak, és a szerszámot kémiailag bontják. Magasabb sebesség-értékek mellett az olvadék eróziós hatása igen felerősödik. A kopást ugyancsak döntően befolyásolja az olvadék becsapódási szöge. A legnagyobb kopást 72°-os becsapódási szög okozza [17]. A felületen kialakult repedések keletkezésére, és ezáltal, a nyomásos öntőszerszámok élettartamára döntő hatást gyakorol a cikluson belüli hőmérséklet ingadozás mértéke. Cink öntésekor beégési repedés csak ritkán lép fel. Ezzel szemben, alumínium öntése során a körülmények kedvezőek a repedések kialakulására, mert a szerszámacél a megeresztési hőmérsékletét (550 ÷ 600 °C) minden ciklusban eléri. A vizes közegben diszpergált leválasztó anyagok alkalmazása esetén, a nyomásos öntőszerszám felülete minden ciklusban rövid időre 100 °C körüli hőmérsékletre hűl vissza. Ez a hőmérsékletingadozás elősegíti a felületi repedés kialakulását, és szerszám élettartamát 70.000 lövés alá korlátozhatja. Olaj-alapú leválasztó anyagok alkalmazása kisebb hőingadozást okoz, amivel a szerszám élettartama 180.000 lövést is meghaladhat. Környezetvédelmi és az öntvény felületére kifejtett hatása miatt, az olaj-alapú leválasztó anyagok használata korlátozott mértékű [17]. Üzemelésük során, a szerszámok élettartamát már a szerszám gyártása során meghatározzák olyan tényezők, mint pl. a hőálló szerszámacél minősége, a formatervezés, a megmunkálás során alkalmazott eljárások, a hőkezelés és a későbbi a működésük és karbantartásuk hatásai, azaz:

30

Konstrukció Anyagtulajdonságok Hőkezelés Méret Keménység Előmelegítés Forma, magok megeresztési ellenállás ausztenit - képződés

melegfolyási határ Geometria, furatok, lekerekítések, sarkok tartósfolyás-határ

edzés

Temperálókörök viszkozitás megeresztés hővezető képesség Megvágás, kilevegőző és

tápláló konstrukció

hőtágulási együttható felületkezelés

Szerszám gyártása Működés megmunkálás folyamatvezérlés marás előmelegítés hőfoka szikra-marás öntvény anyaga: cink, magnézium, alumínium,

réz; összetétel és hőfok köszörülés a legmagasabb hőfok időtartama hegesztés hűtés feszültségoldó izzítás kenőanyagok mechanikus igénybevétel Szerszám karbantartása Tisztítás, felpucolás szórás feszültségoldó izzítás hegesztés

A nyomásos öntőszerszámokat működésük közben terhelő igénybevétel ill. az emiatt fellépő kopási mechanizmusok három csoportba sorolhatók: A termikus - mechanikus váltakozó igénybevétel az alábbiakat okozza:

- hő okozta feszültség - plasztikus deformálódás - anyagfáradás - felületi repedések

A kémiai - fizikai igénybevétel az alábbiakat okozza:

- leragadások - leforradások - bemaródás

A súrlódási mechanikus igénybevétel az alábbiakat okozza: - erózió - kimosódás - deformáció - törés

A fenitek alapján látható, hogy a szerszám megfelelő hőtechnikai tervezése az öntvény árát is jelentősen befolyásolja. Ha a szerszámmal a lehető legrövidebb idő alatt a legtöbb öntvény

31

legyártása a cél, akkor az a szerszám idő előtti tönkremeneteléhez vezet. Ha a hőháztartást optimalizáljuk, nem biztos, hogy az öntvény még gazdaságosan gyártható. Öntvényminőség és gazdaságossági szempontból az lenne a legcélravezetőbb, ha az öntvény egyenletes falvastagságú lenne, és a teljes öntvény azonos időben dermedne. Ezen probléma megoldására egy szerszámon belül különböző hőfizikai tulajdonságú betétanyagokat alkalmazása jöhet számításba. A betétanyaggal szemben igen nagyok azok az elvárások, melyek megfelelő tulajdonságú öntvényeket gazdaságosan képesek gyártani. Például, ha acélbetétek helyett nagyobb hővezető képességű réz betéteket használnánk fel, akkor annak mechanikai tulajdonságai miatt a szerszám állásideje megnövekedne. A mai acélgyártási eljárásokkal már olyan hőálló ötvözött szerszámanyagokat is tudnak gyártani, melyek hővezetőképessége akár 50-80%-kal is magasabb lehet az általánosan elterjedt szerszámacéloknak. Ebből a helyzetből kiindulva terveztem meg a 15. ábrán látható lépcsőspróbát.

15. ábra

Lépcsőspróba öntvény A lépcsőspróba szerszáma 750 tonna záróerejű MÜLLER WEINGARTAN típusú öntőgép sajátosságainak figyelembevételével lett megtervezve. A következő geometriai paraméterekkel: A lapok egyenként: 100x200 mm A falvastagságuk: 4; 8; 12mm Az álló és a mozgó szerszámfélben egymással szemben ugyanolyan anyagminőségű szerszámbetétek vannak elhelyezve. Az lépcsőspróbát alkotó acélbetétek kiválasztását azok hővezetőképessége befolyásolta. A 4 mm-es falvastagságú laphoz egy általánosan elterjedt, 1.2343 jelű acélbetét tartozik, a 8 mm falvastagságú laphoz egy jobb hővezetőképességű 1.2367 minőségű acélbetét, míg a 12 mm laphoz 1.2999 minőségű, viszonylag nagy hővezetőképességű acélbetét tartozik. A szerszámacélokat az Edelstahl Witten-Krefeld GmbH gyártotta, összetételét, hőfizikai tulajdonságait a 2. táblázat tartalmazza, a többi tulajdonságait az 1. mellékletben láthatóak.

32

2. táblázat 1.2343-as acélbetét kémiai összetétele [18] C Si Cr Mo V 0,38 % 1,0 % 5,3 % 1,3 % 0,4 % Az 1.2343-as acélbetét hővezetése

20 °C 350 °C 700 °C

Megeresztve 29,8 mKW 30,0

mKW 33,4

mKW

Edzve 26,8 mKW 27,3

mKW 30,3

mKW

Az 1.2367-es kémiai összetétele

C Cr Mo V 0,37 % 5,0 % 3,0 % 0,6 %

Az 1.2367-es acélbetét hővezető képessége 20°C 350°C 700°C

Megeresztve 30,8 mKW 33,5

mKW 35,1

mKW

Edzve 29,8 mKW 33,9

mKW 35,5

mKW

Az 1.2999-es acélbetét kémiai összetétel:

C Si Mn Cr Mo V 0,45 % 0,30 % 0,30 % 3,0 % 5,0 % 1,0 %

Hővezető képessége: 100°C 200°C 300°C 400°C

Megeresztve 39,8 mKW 40,1

mKW 39,5

mKW 39,0

mKW

Edzve 33,0 mKW 34,8

mKW 35,8

mKW 36,0

mKW

500°C 600°C 700°C

Megeresztve 39,0mKW 39,3

mKW 39,8

mKW

Edzve 36,7 mK

W 37,4 mK

W 38,8 mK

W

A 16. ábrán az acélbetétek hővezetőképessége látható a hőmérséklet függvényében.

33

16. ábra

Az alkalmazott acélbetétek hővezetőképessége [18]

A lépcsőspróba szerszám hő és öntéstechnológiai tervezése A lépcsőspróba méreteinek tervezésekor, figyelembe véve a nyomásos öntőgép adatait, a lapok a gép kapacitásának megfelelően lettek méretezve. A formaüregek és a beömlőrendszer teljes egészében az álló formafélben vannak kimunkálva, a mozgó szerszámfél egy síkfelület. A beömlőrendszer a mozgó felületre fekszik, tehát a beáramló fém a sík felületen, akadály nélkül éri el a formaüreg végét. Mivel lehetőség van szerszámban lévő betétek egymással való felcserélésére, azért a beömlőrendszer tervezésekor a 4 mm-re illetve a 12 mm-re számított rávágás-keresztmetszet köztes méretét választottam, a további kutatási feladatok kivitelezésének egyszerűbb megvalósítására.

Acélbetétek hővezető képessége

25

28

31

34

37

40

43

0 100 200 300 400 500 600 700

Hőmérséklet [°C]

Hőv

ezető

képe

sség

[W/m

K]

1.23431.23671.2999

34

Az öntőszerszám számítással meghatározható paraméterei A lépcsőspróba öntvény, számítással meghatározott öntéstechnikai és hőtechnikai paraméterei AlSi9Cu3, AZ91 és AM50 ötvözetekre a 3. táblázatban láthatóak. 3. táblázat A számított öntéstechnológiai és hőtani paraméterek AlSi9Cu3 AZ91 AM50 Az öntvény tömege: 1296 g 860 g 850 g A beömlőrendszer tömege: 745 g 787 g 762 g Teljes tömeg: 2041 g 1648 g 1620 g Legkisebb falvastagság: 4mm 4mm 4mm Legnagyobb falvastagság: 12mm 12mm 12mm Öntött ötvözet: AlSi9Cu3 AZ91 AM50 Olvadékhőmérséklet: 610°C 650°C 650°C Szerszámhőmérséklet: 300°C 300°C 300°C Öntési térfogat: 756 cm3 756 cm3 756 cm3 Maximális formatöltési idő: 336 ms 80 ms 39 ms Választott formatöltési idő: 40 ms 20 ms 20 ms Térfogatáram: 12 l/s 24 l/s 24 l/s Maximum kifolyási hossz: 300 mm 300 mm 300 mm Szétfeszítő felület: 734 mm2 734 mm2 734 mm2 Megvágás keresztmetszet: 400 mm2 400 mm2 400 mm2 Az olvadék sebessége a megvágásban: 47,25 m/s 60 m/s 60m/s Olvadék sebessége a beömlőrendszerben: 19,4 m/s 21,8 m/s 21,8 m/s Pogácsavastagság: 30 mm 30 mm 30 mm Dugattyú átmérő: 70 mm 70 mm 70 mm Dugattyúsebesség: 4,9 m/s 6,24 m/s 6,24 m/s Dugattyúlöket a formatöltési fázisban: 187,7 mm 187,7 mm 187,7 mm Dugattyúlöket a 3. fázisban 8,23 mm 8,23 mm 8,23 mm Teljes dugattyúlöket: 196 mm 196 mm 196 mm Kamra hossza: 540 mm 540 mm 540 mm Töltöttségi fok: 45% 45% 45% Utánnyomás a formaüregben: 900 bar 900 bar 900 bar Összezáró erő: 4675 kN 6647 kN 6647 kN Utánnyomás (öntési erő): 637 kN 346 kN 346 kN Hőtani paraméterek: Az olvadék hőtartalma 2042300 J 1221424 J 956498 J Az olvadékkal bevitt hőáram 22692 W 13571 W 10628 W Sugárzással és konvekcióval elvezetett hőáram

1517 W 1517 W 1517 W

A hűtőcsatornák szükséges teljesítménye 21175 W 12054 W 9111 W A hőtechnikai számítások 2. mellékletben találhatóak.

35

4. A lépcsőspróba szimulációs eredményei A szimuláció egy fizikai vagy absztrakt rendszer virtuális rendszerbe ültetését jelenti, ahol a rendszer működését lehet modellezni, aminek segítségével lehetővé válik a folyamatok könnyebb megértése, esetleges hibáinak feltérképezése. Az öntészeti folyamatok szimulációja egy matematikai-fizikai modell, mely a teljes folyamatot számítógép által mutatja be. Egy öntészeti szimuláció 3D-s lefutása, a számítógép által definiált, vezérelt és számított környezetben kerül bemutatásra. Az egyes paraméterek változtatása hatással van a szimuláció folyamatára és a változás eredményének kiértékelése a szimuláció segítségével könnyebben megtehető. A szimuláció célja, hogy az elméleti háttérbe beépített eredményeket gyakorlati szakemberek számára is könnyen kezelhetővé tegye és olyan, virtuálisan megoldásokat tárjon fel, melyekkel, nemcsak pénz, de idő is megtakarítható [19].

A szimuláció alapjai Egy szimulációs folyamat függetlenül az alkalmazott szoftver jellegétől minden esetben, a következő módon épül fel:

1. Preprocessing Az öntvény és a beömlőrendszer modellezése

FEM vagy FDM konstrukció, Hálógenerálás, belső 3D program segítségével

2. Mainprocessing A folyamat és a számítási paraméterek definiálása

Számítások - folyamat szimuláció - termikus feszültségek - szilárdság - szövetszerkezet kialakulása

3. Postprocessing Kiértékelés és a szimuláció eredményei

Eredmények bemutatása - színes, 3D képek a folyamatok

bemutatására - a speciális kritériumoknak

megfelelő kiértékelhetőség - CAD/CAM, CAE, CAQ, CAP

támogatás

Preprocessing A hálózás folyamata előtt az öntvényről szoftver segítségével 3D modell elkészítése szükséges. A modell elkészítése után annak formátumát STL, VDA/IDA, IGES, CAEDS, IDEAS, PATRAN kiterjesztésben kell elmenteni, amelyek a szimulációs szoftver számára olvashatóak.

36

Mind a FEM (Finite Elemente Method, Véges Elem Módszer), mind az FDM (Finite Differnte Method . Véges Differencia Módszer) geometria alapú matematikai közelítés, melynek segítségével a fizikai és a műszaki problémák válnak számíthatóvá. Az öntészeti folyamatokat gyakran csak parciális differenciálegyenletekkel lehet leírni, melyek viszont általában analitikai módon nem megoldhatóak. Az FDM esetén csak kockákat lehet alapelemekként alkalmazni, míg a FEM esetén tetszés szerinti tetraéder elem lehet az alapelem, és az oldalaknak sem kell egyenlőnek lenniük. Ha csak kockákat lehet alapelemekként alkalmazni, az automatikusan ahhoz vezet, hogy a geometriát csakis rosszul lehet közelíteni, mivel a geometria általában nem csak szögletes alakokból építkezik, továbbá kockák alkalmazása esetén nem lehet egy vékonyfalú, állandó falvastagságú üreges cilindert hiba nélkül felosztani. A modellezés során a programnak számításba kell vennie olyan jelenségeket, mint pl. a sarkok fokozott mértékű felhevülése, és minden egyéb olyan termikus hatás, amely a formaüreg geometriájából adódik. A FEM-mel ellentétben olyan egységnyi térfogatokkal közelíti a geometriai alakzatot, amelyek mérete változtatható, de alakjuk nem. Az egyedi csomópontok és vonalak helyzete finomításkor nem változtatható meg. A lépcsőzetes felületi kontúr, és a falvastagság megfelelő meghatározásához szükséges nagyszámú véges különbség elem miatt ez a módszer alkalmatlanabb, mint a FEM. A szimulációs program számítási időszükséglete a felhasznált egységnyi térfogatok számától függ. Vékonyfalú öntvények esetén a végeselem-módszer kevesebb elemmel történő (ezáltal gyorsabb), mégis pontosabb hálógenerálása a 17. ábrán jól látható:

48 csomópont; 108 elem 176 csomópont; 296 elem 632 csomópont; 876 elem

8 csomópont; 4 elem 32 csomópont; 16 elem 192 csomópont; 128 elem 17. ábra

FDM és FEM hálógenerálása közötti különbségek (háromszögekkel történő hálógenerálás esetén az alak tovább finomodik, viszont az elemek

száma duplájára nő) [20]

37

Mainprocessing

Formatöltés-szimuláció A formatöltés szimuláció esetében az egyensúlyi egyenlet a csomópontokra a következőképpen írható fel: R F= ∑ (1.67) R – külső erők F – belső erők Ahol a belső erőket a következő komponensekre kell felosztani:

T V R DF F F F F= + + +∑ (1.68) FT – tehetetlenségi erő FV – térfogatból származó erő FR – súrlódási erő FD – nyomásból származó erő Melyeket a következőképpen számíthatók:

T

V

D

F a mF g mF A

= ⋅∆= ⋅∆= ρ⋅∆

(1.69)

illetve a súrlódási erő folyékony közegre vonatkoztatva az

jk iij

k j i

vv v2ij p3 x x x

⎛ ⎞∂⎛ ⎞∂ ∂σ = −σ + η + η +⎜ ⎟⎜ ⎟ ⎜ ⎟∂ ∂ ∂⎝ ⎠ ⎝ ⎠

(1.70)

egyenlettel számolható. Az egyenlet Hook törvény háromdimenziós alakjának felel meg mely a csomópontokból kiindulva, a lineáris-elasztikus feszültség számításból van levezetve. A formatöltés szimuláció számításait a cellák belsejében a súrlódási erők miatt kialakuló sebességváltozásokból vonatkoztatja tovább a teljes modellre. A formatöltés szimuláció kiindulópontja lehet például egy teljesen megtelt megvágás. A számításokat csökkenti, ha az egyensúlyi egyenleteket csak a fluid frontra vonatkoztatjuk. Az egyenletek megoldása után minden csomópontban a fluid front egy sebességvektorát kapjuk, melyből a front további változása számítható.

Dermedés szimuláció Különböző szoftverek különböző módokat alkalmazhatnak a dermedés szimuláció megoldására. A FEM és a FDM esetre is jellemző, hogy a Furier egyenletet használja alapegyenletként, a különbség csak annak megoldásában van.

38

pT T T Tc Qt x x y y z z

⎛ ⎞∂ ∂ ∂ ∂ ∂ ∂ ∂⎛ ⎞ ⎛ ⎞ρ = λ + λ + λ +⎜ ⎟⎜ ⎟ ⎜ ⎟∂ ∂ ∂ ∂ ∂ ∂ ∂⎝ ⎠ ⎝ ⎠⎝ ⎠ (1.71)

FDM-et alkalmazó szoftverek az egyenletet a következő alakban oldják meg (egydimenziós eset)

( )( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( )( )p 2

T x, t t T x, t T x x, t 2T x, t T x x, tc T T

t x

⎡ ⎤⎛ ⎞+ ∆ − + ∆ − + − ∆ρ = λ ⎢ ⎥⎜ ⎟∆ ∆⎢ ⎥⎝ ⎠ ⎣ ⎦

(1.72) A FEM–et alkalmazó szoftverek esetében a differenciálegyenlet következő alakban szükséges a számítások elvégzéséhez:

( )( ) ( ) ( )

( ) ( )22 2 !

2p

V R

T T T T 1I T c T QT dxdydz u, v T u, v T dudv min2 x y z t 2

⎧ ⎫⎡ ⎤⎛ ⎞λ ∂ ∂ ∂ ∂⎪ ⎪⎛ ⎞ ⎛ ⎞ ⎧ ⎫⎢ ⎥= + + + ρ − + α − γ =⎨ ⎬ ⎨ ⎬⎜ ⎟⎜ ⎟ ⎜ ⎟∂ ∂ ∂ ∂⎝ ⎠ ⎝ ⎠ ⎩ ⎭⎢ ⎥⎝ ⎠⎪ ⎪⎣ ⎦⎩ ⎭∫∫∫ ∫∫

(1.73) T(x,y,z,t=0) = f(x,y,z); ( )x, y, z G∈

T(u,v,t)=g(u,v,t); ( )u, v, t G∈δ A mainprocessing része továbbá a saját és visszamaradó feszültségek illetve alakváltozások számítása, melyekre jelen dolgozatban nem térek ki.

Postprocessing Az eredmények kiértékelése, azaz a szimuláció eredményeinek a gyakorlatba való átültetése a következőképpen történhet.

Szimuláció Gyakorlati alkalmazás

Öntvény és szerszámkonstrukció Tervezés, osztósík meghatározás, megvágás és táplálástechnikai paraméterek

Hőmérsékletkülönbség okozta feszültségek, mint húzó és nyomófeszültségek

Geometriai struktúra és méretpontosság, mely 3D mérésekkel kiegészíthető

Formatöltés Megvágás és utántáplálás Dermedési idők és dermedési sebességek, 3D hőmérséklet eloszlás, porozitás és lunkerképződési kritériumok, szövet kialakulása

Szerszámtervezés, hűtőcsatornák elhelyezése, táplálás

Sajátfeszültségek és alakváltozások Öntvény és szerszámtervezés Öntési folyamat, tömeg, térfogatáramok, termofizikai és termomechanikai adatok, hőmérsékletértékek, az idő vonatkozásában,

Minőségügyi vonatkozások

39

A formatöltés, dermedés és ciklus szimulációt FLOW3D® programmal készítettem el. A képeken látható leszakadó cseppek a 90 vagy annál nagyobb százalékban kitöltött cellákat mutat.

Lépcsőspróba formatöltés-szimulációja

18. ábra

A formatöltés folyamata

A 18. a ábrán látható, hogy a megvágást átlépő fémsugár terjedési frontfelülete egyben halad előre. A 18. b ábrán a fémsugár eléri a formaüreg tetejét, és onnan visszaverődik. A 18. c ábrán a folyékony fém a formaüreg végéről visszaverődve tölti ki a 12 mm vastag lépcsőt.

a b

c

40

18. ábra

Formatöltés-szimuláció jellegzetes pillanatai

A 18. d ábrán a visszaverődött fémsugár eléri a 8 mm-es részt. A 18. e ábrán a 12 mm vastag részben a lépcső oldaláról visszaverődő fémsugár a 12 mm-es lépcsőben keveredik a síklapon felfutó fémsugárral és vele örvénylik, majd a 12 mm-es lapon bezárja a levegőt (18. e ábra). A 18. f ábrán a forma teljesen megtöltődött, láthatóak a lapok eltérő hőmérsékletkülönbségei. A szimuláció eredményeit és az öntvénytulajdonságokat összehasonlítva (19. ábra) láthatók a formatöltés során létrejövő levegőbezáródások, melyek a hőterhelés hőkezelés után buborékokká duzzadnak az öntvény felszínén.

d e

f

41

19. ábra

Az öntvényben kialakuló levegőbezáródások A 19. ábrán az öntvény fényképe és a szimuláción a formatöltés vége látható. A szimuláció során megállapítható volt, hogy a folyékony fém megvágástól távol lévő 12mm-es lap közepén, két oldalt levegőt zár be. A hőterhelés után láthatóvá válnak a bezárt levegőbuborékok.

42

Lépcsőspróba dermedés-szimulációja

A kezdeti állapot és a megvágás dermedésének egy momentuma

A megvágás és a 4 mm-es lap teljes megdermedésének pillanata az 0,5. és a 0,8

másodpercben

A 8 és a 12 mm-es lap megdermedése az 1,5 és a 2,5. másodpercben

20. ábra Dermedés-szimuláció

A szimulációból meghatározott dermedési idők: 4 mm-es lap: 0,36 s 8 mm-es lap: 1,28 s 12 mm-es lap: 2,58 s Ha a lapok érintkezési tengelyét nullának vesszük, akkor egy görbén ábrázolhatóvá válik az úgynevezett véglap-hatás. A 21. ábrán látható görbék a 4/8 illetve 8/12 mm-es lap átmeneteinek a dermedési ideje látható.

43

21. ábra

A lapok dermedési ideje a falvastagság átmeneteknél

A lépcsőspróba öntőszerszámának tervezése A fenti számításokra és szimulációs eredményekre alapozva Pro/Engineer szoftver segítségével elkészítettem a lépcsőspróba szerszám konstrukcióját. A 22. ábrán látható az öntőszerszám mozgó és álló részének a modellje.

22. ábra

A nyomásos öntőszerszám konstrukciója

a, a teljes szerszám az öntvénnyel

b, Mozgó szerszámfél, a felületre kifutó hőelemek a lapok közepén láthatóak

A lapok dermedési ideje

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

-60 -40 -20 0 20 40 60

A falvastagság-változástól mért távolság [mm]

Der

med

ési i

dő [s

]

4/88/12

NANMAC C4 hőelemek

44

23. ábra

A kontakthőmérséklet változását mérő NANMAC C4 kilökő típusú hőelem

A felületi NANMAC típusú hőelemek elhelyezkedése a 22/b ábrán láthatóak. A NANMAC hőelem C4-es szériája (25. ábra) úgynevezett kilökő típusú hőelem, az olvadék/szerszámfal hőmérsékletváltozását mérte. Jellemzője ennek a típusnak, hogy a hőelem kerámiabetétbe ágyazva fut ki a felületre és ott igen vékony, így nagy érzékenységű és rövid reakcióideje van. A beömlőrendszer rajza a 24. ábrán látható.

24. ábra

A beömlőrendszer A beömlőrendszer méretei a 24. ábrán láthatók. A megvágást úgy terveztem, hogy az öntvénnyel a lap 200 mm-es oldalán 2 mm vastagságban érintkezik. A megvágás keresztmetszete 400 mm2.

45

25. ábra

A beömlőrendszer méretei Az 26. ábrán a 12 mm falvastagságú, 1.2999 acélminőségű betét mozgó fele látható. A MANTEL típusú köpenyhőelemek minden betétben ugyanazon a helyen a felület alatt 3 mm-rel helyezkednek el.

26. ábra

Hőelemek elhelyezkedése a betétekben A hűtőfuratok tervezésekor figyelembe kellett venni, hogy a szerszámban mind alumínium, mind magnézium öntésére sor került, és a későbbiekben a temperáló furatok helyzetének módosítására nincs lehetőség. Ezért a gyártáshoz összehasonlíthatóság minden falvastagságot kialakító betétnél a hűtőfurat a kontúrtól 20 mm távolságra volt.

MANTEL köpenyhőelemek

46

A nyomásos öntőgép és a mérési összeállítás a 27. ábrán látható.

27. ábra

MW750 típusú hidegkamrás nyomásos öntőgép (FH Aalen, Öntőlabor)

Az öntőgép adagoló és belövőegysége az 28. ábrán látható.

28. ábra

Az öntőgép belövő egysége

47

Az 29. ábrán a mozgó és az állórész látható az öntőgépre felszerelt állapotban.

a,

mozgórész

b,

állórész

29. ábra A lépcsőspróba szerszáma

48

5. Mérési eredmények kiértékelése

A dermedési idő változása a különböző acélbetétek hatására A dermedési idő közelítéssel az (1.53) képlet segítségével egyszerűen meghatározható. Ez az összefüggés csak egyszerű testekre, lapokra, hengerekre stb. alkalmazható, a peremfeltételek pontos megadásával. Bonyolult, összetett geometriájú öntvényekre csak közelítésképpen ad megbízható eredményt. A dermedési időállandó (k), mint korábban bizonyításra került az öntvény és a forma anyagának fizikai tulajdonságaitól valamint a kezdeti és peremfeltételektől, továbbá az öntvénygeometriától függ és analitikai módszerekkel nem lehet meghatározni. Vékonyfalú lapokra a redukált falvastagság a következők szerint számolható:

dM2

≅ (1.74)

Ahol d a lap falvastagsága. A lap dermedési idejére a következő egyenletet írhatjuk fel:

2

ddt k2

⎡ ⎤= ⋅ ⎢ ⎥⎣ ⎦ (1.75)

Ahol k meghatározása a korábban említett módon az (1.55) egyenlet segítségével történik.

( )( )

olv

forma

2

olv p

p forma 0 A

L c Tk 2 c T T

⎡ ⎤⎢ ⎥ρ ⋅ + ⋅ ∆

= ⎢ ⎥⎢ ⎥⋅ λ ⋅ ⋅ρ ⋅ −⎢ ⎥π⎣ ⎦

(1.55)

A 4. táblázatban a dermedési időállandó (k) véges differenciál módszerrel végzett szimulációs számítási eredményei láthatók a lépcsőspróba öntvényre, a különböző szerszámanyagoknak és formahőmérsékleteknek megfelelően magnézium, és alumínium ötvözetekre. 4. táblázat A szimuláció eredményei alapján számolt dermedési időállandó (k) AlSi9Cu3 alumíniumötvözetre, 600 °C kiinduló olvadékhőmérséklet esetén.

k dermedési időállandó

Ötvözet Szerszámbetét anyaga

200°C

2

scm

⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

250°C

2

scm

⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

300°Ck

2

scm

⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

1.2343 11,0 14,0 18,7 1.2367 8,6 11,7 14,6 AlSi9Cu3 2.2999 7,7 9,6 12,5

49

5. táblázat A szimuláció eredményei alapján számolt dermedési időállandó (k) AZ91 és AM50 magnéziumötvözetre, 650 °C kiinduló olvadékhőmérséklet esetén.

k dermedési időállandó

Ötvözet Szerszámbetét anyaga

200°C

2

scm

⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

250°C

2

scm

⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

300°C

2

scm

⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

1.2343 17,4 26,1 45,7 1.2367 13,4 21,6 34,7 AZ91 1.2999 11,3 16,6 28,1

1.2343 12,5 18,1 29,7 1.2367 10,4 14,6 23,8 AM50 1.2999 8,04 11,3 18,1

6. táblázat A mért értékekből számolt dermedési időállandók.

k dermedési időállandó

Ötvözet Szerszámbetét

anyaga

200°C

2

scm

⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

250°C

2

scm

⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

300°C

2

scm

⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

1.2343 11,14 14,02 18,19 1.2367 8,73 11,11 14,62

AlSi9Cu3 1.2999 7,33 9,39 12,08

k dermedési időállandó

Ötvözet Szerszámbetét

anyaga

200°C

2

scm

⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

250°C

2

scm

⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

300°C

2

scm

⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

1.2343 17,47 24,41 40,87 1.2367 12,53 20,15 33,08

AZ91 1.2999 10,05 15,40 23,50

1.2343 12,16 18,52 28,34 1.2367 10,06 15,86 25,38

AM50 1.2999 8,07 12,15 18,15

A dermedési időállandók szimulációval és méréssel meghatározott értékeinek változásait a 30 ábrán mutatom be.

50

30. ábra

A dermedési időállandók változása az acélbetétek fizikai tulajdonságainak függvényében – a bal oldali ábrák a szimulációs eredményekből kapott, a jobb oldali a mért értékekből számított

dermedési időállandó értékeket mutatja be Megállapítható, hogy mind alumínium, mind magnéziumötvözetek esetén a dermedési időállandó a szerszámbetét hővezetőképességének növekedésével csökken. Megállapítható, hogy a 200°C-os formahőmérséklet esetén a k értékének csökkenése kisebb mértékű, mint 250°C illetve 300°C-os szerszámhőmérséklet esetén. A dermedési időállandó hőmérsékletfüggő változásának bemutatására ugyanezeket az értékeket más koordináta rendszerben is ábrázoltam. A szimulációs eredményekből számolt dermedési időállandók a 31. ábrán, a mért értékekből meghatározottak a 32. ábrán láthatók.

1.23431.2367

1.2999

200

250

300

024

6

8

10

12

14

16

18

20

Dermedési időállandó [s/cm2]

Hőmérséklet [°C]

Dermedési időállandó változása - AlSi9Cu3szimulációs eredményekből számított értékek

200250300

1.23431.2367

1.2999

160

200

250

02

4

6

8

10

12

14

16

18

20

Dermedési időállandó [s/cm2]

Hőmérséklet [°C]

Dermedési időállandó változása - AlSi9Cu3mért eredményekből számított értékek

160200250

1.23431.2367

1.2999

160

200

250

05

10

15

20

25

30

35

40

45

50

Dermedési időállandó [s/cm2]

Hőmérséklet [°C]

Dermedési időállandó változása - AZ91szimulációs eredményekből számított értékek

160200250

1.23431.2367

1.2999

160

200

250

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

Dermedési időállandó [s/cm2]

Hőmérséklet [°C]

Dermedési időállandó változása - AZ91mért eredményekből számított értékek

160200250

1.23431.2367

1.2999

200

250

300

0

5

10

15

20

25

30

Dermedési időállandó [s/cm2]

Hőmérséklet [°C]

Dermedési időállandó változása - AM50szimulációs eredményekből számított értékek

200250300

1.23431.2367

1.2999

160

200

250

0

5

10

15

20

25

30

Dermedési időállandó [s/cm2]

Hőmérséklet [°C]

Dermedési időállandó változása - AM50mért eredményekből számított értékek

160200250

51

31. ábra

A szimulációs eredményekből számított dermedési időállandók a szerszámhőmérséklet függvényében

32. ábra

A mért értékekből számolt dermedési időállandó változása a szerszámhőmérséklet függvényében

Dermedési időállandó változása a szerszámhőmérséklet függvényében - számított eredmények

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

160 180 200 220 240Hőmérséklet [°C]

Der

med

ési i

dőál

land

ó [s

/cm

2 ]

AlSi9Cu3-12

AZ91-12

AM50-12

AlSi9Cu3-8

AZ91-8AM50-8

AlSi9Cu3-4

AZ91-4

AM50-4

Dermedési időállandó változása a szerszámhőmérséklet függvényében - szimulációs eredmények

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

200 220 240 260 280 300Hőmérséklet [°C]

Der

med

ési i

dőál

land

ó [s

/cm

2 ]

AlSi9Cu3-12

AZ91-12

AM50-12

AlSi9Cu3-8

AZ91-8

AM50-8

AlSi9Cu3-4

AZ91-4

AM50-4

52

A 31.és a 32. ábra egyszerre ábrázolja a különböző öntött anyagminőségek és szerszámacélbetétek dermedési időállandóra gyakorolt hatását a hőmérséklet függvényében. Az 31. ábra a szimulációs eredményekből, a 32. ábra a mért eredményekből számolt k dermedési időállandó változását mutatja. Az ábrán sárga színű görbe jelöli az AlSi9Cu3 ötvözetet, zöld az AZ91, kék az AM50 ötvözetet. Mindhárom estben a szaggatott vonal a 4 mm-es lapra, a pontvonal a 8 mm-es lapra, míg a folytonos vonal a 12 mm-es lapra vonatkozik. Megállapítottam, hogy a hőmérséklet növekedésével a dermedési időállandó is növekszik. A k érték növekedése – mint a számítási képletéből is látszik – egyenesen arányos az olvadék hőfizikai tulajdonságaival és fordítottan arányos a szerszámanyag fizikai tulajdonságaival. A következő ábrákon az előbbiekben ábrázolt dermedési időállandók százalékos mennyiségben láthatóak. Mindhárom esetben az általánosan elterjedt 1.2343 minőségű acélbetéthez tartozó dermedési időállandó szerepel 100% értéken, a többi acélbetét az 1.2343 acélbetéthez viszonyított érték. A 33. ábrán a 4 mm-es laphoz, a 34. ábrán a 8 mm-es laphoz, a 35. ábrán a 12 mm-es laphoz tartozó dermedési időállandók láthatóak az 1.2343 acélbetét dermedési időállandójához képest (100%). Megállapítható, hogy az AZ91 magnéziumötvözet dermedési időállandója változik a legnagyobb mértékben.

AlSi9Cu3AZ91

AM50

200

250

300

0%

50%

100%

150%

200%

250%

300%

Száz

alék

[%]

Öntött ötvözet

Dermedési időállandó változása 4 mm-es lap esetén

33. ábra

A 4 mm-es laphoz tartozó dermedési időállandók százalékos értékben az 1.2343 acélbetéthez képest

53

AlSi9Cu3AZ91

AM50

200

250

300

0%

50%

100%

150%

200%

250%

300%

Száz

alék

[%]

Öntött ötvözet

Dermedési időállandó változása 8 mm-es lap esetén

34. ábra

A 8 mm-es laphoz tartozó dermedési időállandók százalékos értékben az 1.2343 acélbetéthez képest

AlSi9Cu3AZ91

AM50

200

250

300

0%

50%

100%

150%

200%

250%

Száz

alék

[%]

Öntött ötvözet

Dermedési időállandó változása 12 mm-es lap esetén

35. ábra

A 12 mm-es laphoz tartozó dermedési időállandók százalékos értékben az 1.2343 acélbetéthez képest

A 36. ábra a dermedési időállandók változását mutatja, abban az esetben, amikor a lépcsőkhöz tartozó szerszámbetétek mindegyike 1.2343 acélbetétből készült. Az eredményeket számítással meghatároztam meg, feltételeztem azt, hogy az öntési hőmérséklet és az öntés után kialakult fém/formafal hőmérséklet a különböző acélbetétek alkalmazásakor azonos a különböző acélbetétek esetén. A számításban az (1.55) képletben tehát mindhárom esetben

54

ugyanolyan hővezetési tényezőt és hőkapacitás értéket alkalmaztam úgy, hogy az összes többi paraméter a mért értékekkel azonos.

36. ábra

A dermedési időállandók egyfajta (1.2343) acélbetét alkalmazásakor Látható, hogy mind a különböző acélbetétek alkalmazása esetén, mind ugyanazon tulajdonságú acélbetét felhasználásával a dermedési időállandó magnéziumötvözetek esetén nagyobb, mint alumíniumötvözetek esetén. Ez azt eredményezi, hogy a Chvorinov szabály alkalmazásakor (1.53) a dermedési idő számítása során a modul négyzetének nagyobb ”állandó” a szorzója. Ez magnéziumötvözetek esetén hosszabb dermedési időt eredményez. Ez a jelenség a magnézium dermedése közben kialakult hőmérséklet gradiensekkel magyarázható. A már formaüregben és a szerszámban kialakult hőmérsékletkülönbségek magnéziumötvözetek öntésekor kisebbek, mint alumíniumötvözetek esetén, ami a következők miatt lehetséges:

- a magnéziumötvözetek öntése során a szerszám magasabb hőmérsékletre történő előmelegítést igényel

- a folyékony fém az öntés során a kisebb látens hője miatt a kamrában jelentősen visszahűlhet

Továbbá a magnéziumötvözetek hővezetési tényezője (1. táblázat) jóval kisebb, mint az AlSi9Cu3 ötvözet hővezetési tényezője, mind folyékony, mind szilárd állapotban. A két hatás a magnézium nagyobb dermedési időállandóját eredményezi, hiszen a Chvorinov képletben (1.53) a k időállandó számításakor (1.55) a hőmérsékletkülönbség (T0-TA), mely a fém/formafal és a kilökési hőmérséklet különbsége a k értékkel fordítottan, az öntött fém tulajdonságaival kapcsolatos hőfizikai tulajdonságok pedig egyenesen arányosak. A k dermedési időállandók értékeire (32. és 36. ábra) illesztett egyenesek egyenletei 0,95-0,999 R2 értékkel igen jó közelítéssel meghatározhatóak a szerszámhőmérséklet függvényében, különböző falvastagságoknál (7. táblázat)

Dermedési időállandó változása a szerszámhőmérséklet függvényében

0

5

10

15

20

25

30

35

40

200 220 240 260 280 300

Hőmérséklet [°C]

Der

med

ési i

dőál

land

ó [s

/cm

2 ]

AlSi9Cu3-12AZ91-12AM50-12AlSi9Cu3-8AZ91-8AM50-8AlSi9Cu3-4AZ91-4AM50-4

55

7. táblázat A k dermedési időállandók meghatározása különböző hőmérsékleteken falvastagság alkalmazott egyenlet r2 értéke

Különböző betétek alkalmazása esetén 4 mm – 1.2343 k = 0,0785T - 1,5157 0,9983 8 mm – 1.2367 k = 0,0656T - 1,8599 0,9979 AlSi9Cu3 12 mm – 1.2999 k = 0,0528T - 1,1358 0,9998

4 mm – 1.2343 k = 0,2628T - 25,859 0,9724 8 mm – 1.2367 k = 0,2296T - 24,765 0,993 AZ91 12 mm – 1.2999 k = 0,15T - 14,185 0,9972

4 mm – 1.2343 k = 0,1804T - 17,003 0,9966 8 mm – 1.2367 k = 0,171T - 17,669 0,9944 AM50 12 mm – 1.2999 k = 0,1124T - 10,061 0,998

Megjegyzés: k – dermedési időállandó, T – A szerszám felületi hőmérséklete [°C] R2: Pearson-féle szorzatmomentum korrelációs együtthatója:

( ) ( )

( ) ( )

2

2

22

x x y yr

x x y y

⎛ ⎞− ⋅ −⎜ ⎟= ⎜ ⎟

⎜ ⎟− ⋅ −⎝ ⎠

∑∑ ∑

A kapott eredmények jobb megoldást ad, mint az eddig alkalmazott k = 10 2

scm

⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

érték.

Amennyiben a szerszám hőmérsékletét pontosan ismerjük, akkor a 7. táblázatokban bemutatott számítási módszer alkalmazásával a várható dermedési idő pontosabban kiszámolható. A Chvorinov szabály alapján, a dermedési időállandók (k) segítségével meghatározható az a falvastagság, amelyhez a betét eltérő fizikai tulajdonságainak hatására a dermedési idő szempontjából – hőmérsékletének csökkentésével illetve a hővezetési tényezőjének növekedésével – azonos dermedési idő tartozik. Az eltérő szerszámbetét anyagának (hőfizikai tulajdonságainak) a dermedési időt befolyásoló határát neveztem falvastagság korrekciós tényezőnek. A falvastagság korrekciós tényező meghatározása:

1KT

2

kFk

= (1.77)

A falvastagság korrekciós tényező számított értékét a 8. és 9. táblázat tartalmazza. 8. táblázat A falvastagság korrekciós tényező értékei az acélbetét változásával, adott hőmérsékleten

Falvastagság korrekciós tényező AlSi9Cu3

Acélbetétek 200°C 250°C 300°C 1.2343/1.2367 1,13 1,12 1,12 1.2367/1.2999 1,09 1,09 1,10 1.2343/1.2999 1,23 1,22 1,23

56

AZ91 Acélbetétek 200°C 250°C 300°C

1.2343/1.2367 1,18 1,10 1,11 1.2367/1.2999 1,12 1,14 1,19 1.2343/1.2999 1,32 1,26 1,32

AM50

Acélbetétek 200°C 250°C 300°C 1.2343/1.2367 1,10 1,08 1,06 1.2367/1.2999 1,12 1,14 1,18 1.2343/1.2999 1,23 1,23 1,25

9. táblázat A falvastagság korrekciós tényező értékei hőmérséklet változásával adott szerszámbetéthez

Falvastagság korrekciós tényező AlSi9Cu3

Acélbetétek 250/200°C 300/250°C 300/200°C 1.2343 1,12 1,14 1,28 1.2344 1,13 1,15 1,29 1.2999 1,13 1,13 1,28

AZ91

Acélbetétek 250/200°C 300/250°C 300/200°C 1.2343 1,18 1,29 1,53 1.2344 1,27 1,28 1,63 1.9999 1,24 1,24 1,53

AM50

Acélbetétek 250/200°C 300/250°C 300/200°C 1.2343 1,23 1,24 1,53 1.2344 1,26 1,26 1,59 1.9999 1,23 1,22 1,50

A falvastagság korrekciós tényező értékeinek változását a 37. és 38. ábrán mutatom be. A 37. ábráról megállapítható, hogy 200°C-os szerszámhőmérséklet esetén az 1.2343/1.2367 betét alkalmazásával nagyobb falvastagság egyenlíthető ki, mint az 1.2367/1.2999 betét alkalmazásával, viszont a szerszámhőmérséklet növekedésével a falvastagság korrekciós tényező különbsége csökken. Megállapítható viszont az is, hogy ugyanannál az ötvözetnél, a szerszámbetét hőmérséklete csak kis mértékben befolyásolja a falvastagság egyenérték változását, tehát 200°C esetén például AlSi9Cu3 ötvözetnél az 1.2367/1.2999 szerszámbetét változása esetén a kiegyenlíthető falvastagság 1,09-szeres, 300°C esetén 1,10-szeres. Magnéziumötvözetek öntésekor a falvastagság kiegyenlítő hatás csak néhány százalék falvastagság növekedés esetében kapható dermedési idő azonosság, alumíniumhoz képest. Mindebből az következik, hogy az eltérő falvastagságú öntvényrészek azonos dermedési idejének megvalósítása eltérő szerszámbetétek alkalmazásával csak nagyon korlátozott mértékben lehetséges.

57

37. ábra

Falvastagság egyenérték változása a szerszámbetétek tulajdonságainak függvényében

200250

300

1.2343/1.2367

1.2367/1.29991.2343/1.2999

100%

105%

110%

115%

120%

125%

Falv

asta

gság

kor

rekc

iós

tény

ező

[%]

Hőmérséklet [°C]

Falvastagság korrekciós tényező változása a szerszámbetét hőfizikai tulajdonságainak és hőmérsékletének függvényében

AlSi9Cu3

200250

300

1.2343/1.2367

1.2367/1.2999

1.2343/1.2999

95%

100%

105%

110%

115%

120%

125%

130%

135%

Falv

asta

gság

kor

rekc

iós

tény

ező

[%]

Hőmérséklet [°C]

Falvastagság korrekciós tényező változása a szerszámbetét hőfizikai tulajdonságainak és hőmérsékletének függvényében

AZ91

200250

300

1.2343/1.2367

1.2367/1.2999

1.2343/1.2999

95%

100%

105%

110%

115%

120%

125%

Falv

asta

gság

kor

rekc

iós

tény

ező

[%]

Hőmérséklet [°C]

Falvastagság korrekciós tényező változása a szerszámbetét hőfizikai tulajdonságainak és hőmérsékletének függvényében

AM50

58

38. ábra

Falvastagság egyenérték a szerszámbetétek hőmérséklet változásának függvényében

1.23431.2344

1.2999

250/200

300/250300/200

100%

105%

110%

115%

120%

125%

130%

Falv

asta

gság

kor

rekc

iós

tény

ező

[%]

Szerszámbetétek

Falvastagság egyenérték a szerszámbetét hőmérsékletének változásának függvényében

AlSi9Cu3

1.23431.2344

1.9999

250/200

300/250300/200

0%20%40%

60%

80%

100%

120%

140%

160%

180%

Falv

asta

gság

kor

rekc

iós

tény

ező

[%]

Szerszámbetétek

Falvastagság egyenérték a szerszámbetét hőmérsékletének változásának függvényében

AZ91

1.23431.2344

1.9999

250/200

300/250300/200

0%

20%

40%

60%

80%

100%

120%

140%

160%

Falv

asta

gság

kor

rekc

iós

tény

ező

[%]

Acélbetétek

Falvastagság korrekciós tényező a szerszámbetét hőmérsékletének változásának függvényében

AM50

59

A 38. ábrán a falvastagság korrekciós tényező változása látható hőmérséklet változásának függvényében, ugyanazon hőfizikai tulajdonságú betétekben. Megállapítható, hogy a szerszámbetét hőmérsékletének akár 100°C-os változtatása sem hoz olyan falvastagság kiegyenlítő hatást, mint a szerszámbetét hőfizikai tulajdonságainak az eltérése. Tehát egy jobb hővezető képességű szerszámbetét anyag alkalmazásával (például 1.2343 illetve 1.2999) AlSi9Cu3 ötvözet öntése esetén, 23%-kal nagyobb falvastagságú részen még azonos dermedési idő érhető el. Magnéziumötvözetek esetén a kiegyenlíthető falvastagság eléri a 60%-os falvastagság növekedést is, de ez is nagyban az acélbetét hőfizikai tulajdonságainak köszönhető, a hőmérsékletváltozás csak néhány százalék eltérést garantál. A számolt és mért dermedési időállandók alapján meghatározható a dermedési idő. A 39. ábrán a dermedési idő üzemi körülmények között még megvalósítható előrejelzése látható. Az ábráról leolvasható, hogy különböző falvastagságú öntvényrészek dermedési idejének kiegyenlítéséhez mekkora temperálóközeg-hőmérséklet különbség szükséges. Látható például, hogy a 4 és 12 mm-es háromszoros falvastagság kiegyenlítésére nincs mód, viszont a 4 és 8 mm-es (100%-os) falvastagság-növekedés azonos dermedési ideje még megvalósítható, abban az esetben, ha a 8 mm-es betétben ~50°C-os és a 4 mm-es betétben 220°C-os olajat keringtetünk. Megállapítható tehát, hogy a háromszoros falvastagság-különbség dermedési ideje olaj temperáló közeg segítségével nem egyenlíthető ki.

Dermedési idők becslése

Td = 0,0192Tolaj + 0,411R2 = 0,9232

Td = 0,0093Tolaj + 0,0657R2 = 0,979

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

4

50 100 150 200 250 300

Temperláló közeg hőmérséklete [°C]

Der

med

ési i

dő [s

]

4 mm 8 mm 12 mm 2 mm (becsült)

39. ábra A dermedési idők becslése a falvastagság és a temperáló közeg hőmérséklete alapján

Ez azt jelenti, hogy például a 8 mm-es falvastagságú rész a 4 mm-es részen keresztül a következőképpen táplálható ki: A 8 mm-es falvastagságú öntvényrészt oly módon kell hűteni, hogy a 4 mm-es laphoz képesti többlet-hőtartalmat a temperáló közeg által lecsökkentett

60

hőkapacitású acélbetét el tudja vezetni, melyhez a temperáló közeg hőmérsékletét a 39. ábra alapján a következőképpen tudjuk kiszámolni: Amennyiben meghatároztuk, hogy kisebb falvastagság által bevitt hőmennyiséghez mekkora temperálóközeg-hőmérséklet tartozik, és ismerjük a kiegyenlítendő falvastagságot, akkor a falvastagságok a következő olajhőmérséklet mellett azonos idő alatt dermednek meg:

olaj1 olaj20,0093 T 0,0657 0,0192 T 0,9232⋅ + = ⋅ + (1.78) Pl. válasszuk a 4 mm-es falvastagságot, amely, 200°C optimális olajhőmérséklet mellett, 0,512 s alatt dermed meg. Ebből a számítandó hőmérséklet:

( ) 2olaj1 2

olaj2 olaj11

0,0093 T 0,345 sT T0,0192 s⋅ − ⎡ ⎤

= − ⋅ ⎢ ⎥⎣ ⎦

(1.79)

Ahhoz, hogy pl. egy 6 mm-es falvastagság is a 4 mm-es falvastagsággal azonos idő alatt dermedjen meg, ahhoz annak szerszámbetétjében a következő olajhőmérséklet beállítása szükséges:

( ) 2

6mm

0,0093 200 C 0,0657 0,411 6mmT 200 C 23 C0,0192 4mm

⋅ ° + − ⎡ ⎤= ° − ⋅ = °⎢ ⎥⎣ ⎦ (1.80)

Magnéziumötvözetek öntése során kialakult hőmérsékletviszonyok

A magnéziumötvözetek öntése során nem volt lehetőség a temperáló közeg hőmérsékletének betétenkénti változtatására, az mindhárom betétben 220°C volt. Az öntéskor kapott hőmérsékletadatok a 40-44. ábrákon láthatók. Az 40. ábra az AZ91 ötvözet határfelületi hőmérsékletének változását mutatja egy ciklus során. Jól látható, hogy a formaválasztó anyag felvitele után a felület hőmérséklete 40-50°C-kal csökkent és néhány tizedmásodperc múlva visszamelegedett. Az 41. ábra több cikluson keresztüli hőmérsékletváltozást mutat AZ91 ötvözet esetén, a határfelületre vonatkozólag.

61

40. ábra

A felületi hőmérséklet változása egy ciklus során AZ91 ötvözet esetén

41. ábra

Határfelületi hőmérsékletváltozás több cikluson keresztül AZ91 ötvözet öntésekor Az 42. ábra AZ91 ötvözet öntésekor tapasztalható hőmérsékletváltozásokat mutatja a betét belsejében, 3 mm-rel a felület alatt. A legnagyobb hőmérsékletingadozást a közepes térfogatú lapon láthatunk, a legmagasabb hőmérsékletértékekkel.

AZ91 ötvözet felületi hőmérsékletváltozása

100

150

200

250

300

350

400

450

500

550

600

18:05 18:07 18:09 18:11 18:13 18:15

Idő

Hőm

érsé

klet

, [°

C]

12 mm

8 mm

4 mm

AZ91felületi hőmérséklet változása

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

550

600

18:06:20 18:06:28 18:06:36 18:06:45 18:06:53 18:07:02 18:07:10 18:07:18 18:07:26 18:07:34

Idő

Hőm

érsé

klet

[°C

]

12 mm

8 mm

4 mm

62

42. ábra

A betétben kialakuló hőmérsékletváltozások több cikluson keresztül AZ91 ötvözet esetében

Mind magnézium, mind AlSi9Cu3 ötvözetek öntésekor megfigyelhető volt az a tendencia, hogy a határfelületi maximumhőmérsékletek emelkednek, illetve a maximum és minimumhőmérsékletek. A 43. ábra a határfelületi maximumhőmérsékleteket mutatja, látható, hogy a szerszámfelület kiindulási hőmérséklete 190-240°C közötti, a 12 mm-es laphoz tartozó betét felülete a legmelegebb, és a 4 mm-es laphoz tartozó betét hőmérséklete a legalacsonyabb. A lövések utáni maximumhőmérsékletek során a 12 mm-es lap határfelülete elérte az 560°C-ot, a 4 mm-es lap határfelülete pedig nem érte el a 210°C-ot. Látható az is, hogy a maximumhőmérséklet ingadozások a 4 mm-es lap határfelületén voltak a legnagyobbak, míg a 8 mm-es lap határfelületi hőmérséklete volt a legkiegyenlítettebb. A maximum és minimumhőmérsékletek vizsgálata alapján megállapítható, hogy a 12 mm-es laphoz tartozó betét határfelületén volt a legnagyobb a hőingadozás, és a 8 mm-es lap felületi hőmérséklete volt a legkiegyenlítettebb. A 44. ábrán a betétekben kialakult minimumhőmérséklet viszonyokat vizsgálva megállapíthatjuk, hogy az azonos kiindulási hőmérsékletű betétek közül a szerszám közepén elhelyezkedő 8 mm-es lap betétje melegedett fel a leginkább, tőle alig maradt el a 12 mm-es lap betéthőmérséklete. A 4 mm-es lap betétjének minimumhőmérséklete a belövések során alig érte el a 200°C-ot. A maximumhőmérsékletek kiértékelésekor megállapíthatjuk, hogy, betét belsejében a 8 mm-es laphoz tartozó betét melegedett fel leginkább, és a 4 mm-es lap betétje a legkevésbé. A 8 mm-es lap betétjének hőmérséklete elérte a 300°C-ot is, míg a 4 mm-es lap betétje 230°C fölé nem emelkedett. Ennek megfelelően a legnagyobb hőingadozás a 8 mm-es lap betétjében volt, a hőmérsékletkülönbség a lövésszám emelkedésével folyamatosan csökkent. A 4 és 12 mm-es lap betétjének hőingadozása nagyjából állandó, mintegy 25°C volt.

AZ91 betét hőmérsékletváltozása

100

150

200

250

300

350

400

18:05 18:07 18:09 18:11 18:13 18:15

Idő

Hőm

érsé

klet

[°C

]

12 mm

8 mm

4 mm

63

43. ábra

AZ91 ötvözet esetén kialakult határfelületi hőmérsékletviszonyok

Lövések előtti minimum hőmérsékletek a határfelületen - AZ91

150

170

190

210

230

250

270

290

310

330

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

Lövések száma

Hőm

érsé

klet

[°C

]

4 mm8 mm12 mm

Lövések utáni maximumhőmérsékletek a határtfelületen - AZ91

400

420

440

460

480

500

520

540

560

580

600

0 2 4 6 8 10Lövések száma

Hőm

érsé

klet

[°C

]

4 mm8 mm12 mm

A maximum és minimumhőmérsékletek közötti különbségek a határfelületen - AZ91

150

200

250

300

350

400

450

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

Lövések száma

∆T

[°C

] 4 mm8 mm12 mm

64

44. ábra

AZ91 ötvözet öntése során a betétben kialakult hőmérsékletviszonyok

Lövések előtti minimumhőmérsékletek a betétben - AZ91

170

180

190

200

210

220

230

240

250

260

0 2 4 6 8 10

Lövések száma

Hőm

érsé

klet

[°C

]

4 mm 8mm12 mm

Lövések utáni maximumhőmérsékletek a betétben - AZ91

200

220

240

260

280

300

320

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10Lövések száma

Hőm

érsé

klet

[°C

]

4 mm 8mm12 mm

A maximum és minimumhőmérsékletek közötti különbségek a betétben - AZ91

20

30

40

50

60

70

80

0 2 4 6 8 10

Lövések száma

∆T

[°C

] 4 mm 8mm12 mm

65

A 10. táblázatban az AZ91 ötvözet öntésekor kialakult hőmérséklet-viszonyok átlagos értékei láthatóak. 10. táblázat AZ91 ötvözet öntésekor kialakult hőmérsékletviszonyok átlagértékei

minimum maximum különbség

AZ91 határfelület 4 mm – 200°C 211 430 219 8 mm – 200°C 264 476 212 12 mm – 200°C 287 557 270

AZ91 betét 4 mm – 200°C 195 219 24 8 mm – 200°C 239 257 53 12 mm – 200°C 230 293 26

A 45. ábrán az AZ91 és AM50 ötvözet határfelületén kialakult hőmérsékletviszonyokat mutatom be. Megállapítható, hogy AZ91 ötvözet esetén a falvastagság növekedésével a forma/fém határfelület hőmérséklete növekszik. A maximum hőmérséklet-változáson látható, hogy amíg a 4 és 8 mm-es lap közötti mintegy 100%-os térfogatnövekedés után a hőmérsékletváltozás kisebb (44°C), mint a 8 és 12 mm-es lapok betétjeiben, ahol a térfogatnövekedés 50%-os (81°C). A felületi hőmérsékletek az öntött ötvözetek fizikai tulajdonságainak megfelelően növelték, vagy csökkentették a határfelület hőmérsékletét.

45. ábra

AZ91 és AM50 ötvözetek öntésekor kialakult átlaghőmérsékletek

Az 46. ábrán a különböző ötvözetek és temperáló viszonyainak együttes hatását mutatom be. Az összehasonlításból is kiderül, hogy a magnézium öntése során a kialakuló hőmérséklet

A határfelülleten kialakult hőmérsékletviszonyok magnéziumötvözetek esetén

0

100

200

300

400

500

600

4 mm 8 mm 12 mm 4 mm 8 mm 12 mm 4 mm 8 mm 12 mm

minimum maximum különbség

Hőm

érsé

klet

[°C

]

AZ91AM50

66

különbség, (mely a dermedés közbeni hőáramlás hajtóereje) jóval kisebb, mint AlSi9Cu3 ötvözet esetén.

46. ábra

AlSi9Cu3 és Mg ötvözetek határfelületi és betétbeli hőmérsékletkülönbségének összehasonlítása

A 47. ábrán az AM50 ötvözet öntése során kialakuló 1 cikluson keresztüli hőmérsékletváltozás látható a szerszámbetét felületén. AM50 ötvözet öntésénél a szerszám határfelületén kialakult hőmérsékletviszonyokat a 48. ábrán, a betét hőmérsékletváltozását a 49. ábrán mutatom be.

AlSi9Cu3 és Mg ötvözetek határfelületi hőmérsékletkülönbsége

200

220

240

260

280

300

320

340

360

4 mm 8 mm 12 mm

Falvastagság

Hőm

érsé

klet

[°C

]

Al-1. szériaAl-2. szériaAl-3. szériaAZ91AM50

AlSi9Cu3 és Mg ötvözetek betétbeli hőmérsékletkülönbsége

0

20

40

60

80

100

120

140

160

4 mm 8 mm 12 mmFalvastagság

Hőm

érsé

klet

[°C

]

Al-1. szériaAl-2. szériaAl-3. szériaAZ91AM50

67

47. ábra

A felületi hőmérséklet változása egy ciklus során AM50 ötvözet esetén

48. ábra

Határfelületi hőmérsékletváltozás több cikluson keresztül AM50 ötvözet öntésekor

AM50 felületi hőmérsékletváltozása több cikluson keresztül

100

150

200

250

300

350

400

450

500

550

600

17:33 17:34 17:35 17:36 17:37 17:38 17:39 17:40 17:41 17:42 17:43 17:44 17:46 17:47

Idő h

Hőm

érsé

klet

[°C

]

4 mm8 mm12 mm

AM50ötvözet felületi hőmérsékletváltozása

0

100

200

300

400

500

600

41 44 47 50 52 56 59 02 05 08 11 14 18 21 24 27Idő [s]

Hőm

érsé

klet

[°C

]

4 mm

8 mm

12 mm

68

49. ábra

A betétben kialakuló hőmérsékletváltozások több cikluson keresztül AM50 ötvözet esetében

Az AM50 ötvözet határfelületi és betétbeli hőmérsékletviszonyai az 50-51. ábrákon láthatóak. A határfelület minimumhőmérsékleteinek vizsgálata alapján megállapítható, hogy legmagasabb hőmérséklete a 12 mm-es lap betétjének határfelületén volt, átlagban 266°C, a legalacsonyabb a 4 mm-es betét határfelületi hőmérséklete volt, átlagosan 200°C. A maximumértékek során szintén a 12 mm-es lap felületi hőmérséklete volt a legmagasabb, elérte a 600°C-ot, míg a 4 mm-es lap betétjének esetében az alig volt alacsonyabb a 8 mm-es betéthez képest. Az értéke alig érte el a 450°C határfelületi hőmérsékletet.

AM50 ötvözet öntésekor kialakuló hőmérsékletváltozások a betétben

170

190

210

230

250

270

290

310

17:33:33 17:35:31 17:37:29 17:39:27 17:41:26 17:43:26 17:45:29

Idő

Hőm

érsé

klet

[°C

]

4 mm8 mm12 mm

69

50. ábra

AM50 ötvözet öntésekor kialakult határfelületi hőmérsékletviszonyok

Lövések előtti minimum hőmérsékletek a határfelületenAM50

150

170

190

210

230

250

270

290

310

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12

Lövések száma

Hőm

érsé

klet

[°C

]

4 mm8 mm12 mm

Lövések utáni maximumhőmérsékletek a határtfelületenAM50

200

250

300

350

400

450

500

550

600

650

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12

Lövések száma

Hőm

érsé

klet

[°C

]

4 mm8 mm12 mm

A maximum és minimumhőmérsékletek közötti különbségek a határfelületen - AM50

50

100

150

200

250

300

350

400

450

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12

Lövések száma

∆T

[°C

] 4 mm8 mm12 mm

70

51. ábra

AM50 ötvözet öntésekor kialakult hőmérsékletviszonyok a betétben

Lövések előtti minimumhőmérsékletek a betétbenAM50

180

190

200

210

220

230

240

250

260

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12

Lövések száma

Hőm

érsé

klet

[°C

]

4 mm 8mm12 mm

Lövések utáni maximumhőmérsékletek a betétbenAM50

200

210

220

230

240

250

260

270

280

290

300

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12Lövések száma

Hőm

érsé

klet

[°C

]

4 mm 8mm12 mm

A maximum és minimumhőmérsékletek közötti különbségek a betétben - AM50

10

20

30

40

50

60

70

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12

Lövések száma

∆T

[°C

]

4 mm 8mm12 mm

71

A legnagyobb felületi hőmérsékletingadozás a 12 mm-es lap felületén volt tapasztalható, mintegy 300°C volt a különbség az átlagban a legnagyobb és a legkisebb hőmérséklet között. A hőmérsékletingadozás átlagértéke a 4 mm-es lap felületén 215°C volt. A 11. táblázatban az AM50 ötvözet határfelületén és a betétjében a hőmérsékletviszonyok átlagos értékei találhatók. 11. táblázat AM50 ötvözet öntése során kialakult hőmérsékletviszonyok

határfelület: minimum maximum különbség

AM50 határfelület 4 mm – 200°C 200 415 215 8 mm – 200°C 246 459 213

12 mm – 200°C 266 562 295 AM50 betét

4 mm – 200°C 202 226 24 8 mm – 200°C 217 243 26

12 mm – 200°C 227 283 56

Az 52. ábrán az AZ91 és AM50 ötvözet betétjének átlagos hőmérsékletértékeit ábrázoltam. Megállapítható, hogy az AZ91 ötvözet öntésénél a betét átlaghőmérséklete a 4 mm-es laphoz tartozó betétben alacsonyabb volt, mint AM50 ötvözet esetében, viszont mind a 8, mind a 12 mm-es betétben az AZ91 ötvözet esetében volt magasabb az átlaghőmérséklete.

52. ábra

Magnéziumötvözetek öntése során kialakult hőmérsékletviszonyok a betétben

A betétekben kialakult hőmérsékletviszonyok magnéziumötvözetek esetén

0

50

100

150

200

250

300

350

4 mm 8 mm 12 mm 4 mm 8 mm 12 mm 4 mm 8 mm 12 mm

minimum maximum különbség

Hőm

érsé

klet

[°C

]

AZ91AM50

72

Alumíniumötvözetek öntése során kialakult hőmérsékletviszonyok

A következő ábrákon, a határfelületen és az acélbetétekben kialakult hőmérsékleti viszonyokat mutatom be. A hőelemek elhelyezkedése a határfelületen és a betétekben a 22. és 26. ábrákon látható. Mivel az acélbetétek eltérő hővezető képessége nem elegendő ahhoz, hogy lapok vastagság növekedéséből eredő megnövekedett hőmennyiségek elvezetése közel azonos időben megvalósuljon, a betétekben áramoltatott olaj hőmérsékletét is változtattam, ahogy a 12. táblázatban látható. 12. táblázat Az öntési szériák során alkalmazott temperáló közeg hőmérsékletei

Falvastagság Temperáló közeg hőmérséklete

1. széria 4. mm 200 °C 8. mm 200 °C 12. mm 200 °C

2. széria 4. mm 200 °C 8. mm 160 °C 12. mm 120 °C

3. széria 4. mm 200 °C 8. mm 120 °C 12. mm 80 °C

Az 53 ábrán az AlSi9Cu3 alumíniumötvözetre vonatkozó, az öntés előtti minimumhőmérsékleteket, az öntés utáni maximumhőmérsékleteket, az öntési ciklus során a minimum és a maximumhőmérsékletek közötti különbségeket mutatom be. A kiértékelésekor ugyanazon hőelemek által mért hőmérsékleteket ábrázoltam a különböző szériákban.

73

53. ábra

Az öntés előtti minimumhőmérsékletek a határfelületen

Lövések előtti minimum hőmérsékletek a határfelületen - 1. széria

150

170

190

210

230

250

270

0 5 10 15 20 25Lövésszám

Hőm

érsé

klet

[°C

]

4 mm8mm12mm

Lövések előtti minimum hőmérsékletek a határfelületen - 2. széria

100

120

140

160

180

200

220

240

260

0 2 4 6 8 10 12 14 16

Lövések száma

Hőm

érsé

klet

[°C

]

4 mm8 mm12 mm

Lövések előtti minimum hőmérsékletek a határfelületen - 3. széria

50,00

100,00

150,00

200,00

250,00

300,00

0 5 10 15 20

Lövések száma

Hőm

érsé

klet

[°C

]

4 mm8 mm12 mm

74

A minimumhőmérsékleteket összefoglaló 53 ábrán látható, hogy belövés előtt a kontaktfelületen mindhárom esetben a 8 mm-es laphoz tartozó 1.2367 minőségű acélbetét határfelületén a legmagasabb hőmérséklet és a 12 mm-es laphoz tartozó 1.2999 minőségű betét határfelületén a legkisebb. Ennek oka az, hogy a 8 mm-es laphoz tartozó acélbetét a szerszám közepén van, azt körülveszi mind a 4, mind a 12 mm-es laphoz tartozó acélbetét, melyekben a temperáló közeg kering. A 4 mm-es laphoz tartozó betét hőmérséklete azért magasabb, mint a nagyobb térfogatú 12 mm-es laphoz tartozó acélbetété, mert mellette a beömlőrendszer nagyméretű betétje helyezkedik el, míg a 12 mm-es laphoz tartozó betét és a környezettel érintkező szerszámkeret között csak egy 30 mm vastag kiegészítő betét van. A temperáló közeg hőmérsékletének csökkenésével a különböző acélbetétekben, a határfelület hőmérséklete is csökkent. Kiindulási hőmérsékletek különbségében jelentős eltérés nincs. A tendenciákból látható, hogy a lövések számának növekedésével a szerszámbetétek minimumhőmérséklete növekszik. A 54. ábrán látható, hogy az 1. széria esetében a legmagasabb hőmérséklete a 4 mm-es laphoz tartozó acélbetét határfelületének van, hiszen ennek a legkisebb a hővezetési tényezője, így az mintegy 20-30°C-kal magasabb, mint a 12 mm-es laphoz tartozó acélbetét határfelületi hőmérséklete. A hőmérsékletviszonyok a 2. széria során sem változnak jelentősen, a hőmérsékletkülönbség a lapok között viszont csökkent. A határfelületek között 8-10 °C a hőmérsékletkülönbség. A 3. széria hőmérséklet adatai alapján megállapítható, hogy a legmagasabb hőmérséklete a 8 mm-es laphoz tartozó betét határfelületén tapasztalható, a 4 és 12 mm-es lap betétjének felületi hőmérséklete közel azonos. A tendenciákból következik, a különböző hőmérsékletű acélbetétek hatással vannak egymásra, mert a 2. és 3. szériában a betétek hőmérséklete folyamatosan emelkedő. A temperáló közeg hőmérsékletének csökkenésével, a különböző falvastagságú lapok által bevitt hőmennyiségek elvezetése kiegyenlíthetővé válik, a határfelületi hőmérsékletek a 3. szériában az 1. szériához képest jóval kisebb szórást mutatnak.. A maximum és minimum hőmérsékletek közötti különbségek a 55. ábrán láthatóak, mindhárom széria esetén. Megállapítható, hogy a maximum és minimum hőmérsékletek különbségei csökkennek a temperáló közeg hőmérsékletének csökkenésével. Az első széria esetében a legnagyobb különbség a 4 mm-es laphoz tartozó határfelületen tapasztalható, azután a 12 majd a 8 mm lap hőmérsékletkülönbsége a legkisebb. A tendenciákból következik, hogy az öntés során a betét legkisebb hőmérséklete emelkedik, illetve a legnagyobb hőmérséklete csökken, azaz a közöttük lévő különbség mindhárom széria esetén csökken. Az öntés során, megfelelő ciklusszám után a szerszám optimálisan fog üzemelni, hőegyensúlya beáll. Az átlaghőmérsékleteket a 13 táblázatban foglaltam össze.

75

13. táblázat Határfelületi átlaghőmérsékletek

Határfelületi hőmérsékletek Olajhőmérsékletek: minimum maximum különbség

1. széria 4 mm – 200°C 223°C 542°C 319°C 8 mm – 200°C 242°C 532°C 291°C

12 mm – 200°C 218°C 525°C 307°C 2. széria

4 mm – 200°C 207°C 537°C 329°C 8 mm – 160°C 209°C 524°C 315°C

12 mm – 120°C 181°C 517°C 336°C 3. széria

4 mm – 200°C 220°C 526°C 306°C 8mm – 120°C 218°C 529°C 311°C 12 mm – 80°C 194°C 524°C 329°C

76

54. ábra

A határfelületen mért maximumhőmérsékletek a különböző szériákban

Lövések utáni maximumhőmérsékletek a határfelületen1 széria

510

520

530

540

550

560

0 5 10 15 20 25Lövésszám

Hőm

érsé

klet

[°C

]

4 mm8 mm12 mm

Lövések utáni maximumhőmérsékletek a határtfelületen - 2. széria

470

490

510

530

550

0 2 4 6 8 10 12 14 16

Lövések száma

Hőm

érsé

klet

[°C

]

4 mm8 mm12 mm

Lövések utáni maximumhőmérsékletek a kontaktfelületen - 3. széria

460

480

500

520

540

560

0 5 10 15 20

Lövések száma

Hőm

érsé

klet

[°C

]

4 mm8 mm12 mm

77

55. ábra

A határfelületen mért maximum és minimumhőmérsékletek közötti különbségek az öntési ciklusok során

A maximum és minimumhőmérsékletek közötti különbségek a határfelületen - 1. széria

250

270

290

310

330

350

370

0 5 10 15 20 25

Lövésszám

∆T

[°C

]

4 mm8 mm12 mm

A maximum és minimumhőmérsékletek közötti különbségek a határfelületen - 2. széria

250

270

290

310

330

350

370

390

410

430

0 2 4 6 8 10 12 14 16Lövések száma

∆T

[°C

] 4 mm8 mm12 mm

A maximum és minimumhőmérsékletek közötti különbségek a határfelületen - 3. széria

250

270

290

310

330

350

370

390

410

430

450

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Lövések száma

∆T

[°C

]

4 mm8 mm12 mm

78

A 13. táblázat átlagértékei az 56. ábrán láthatóak.

56. ábra

A határfelületi hőmérsékletek átlagértékei

Az 56. ábráról, az átlaghőmérsékletek kiértékelése alapján megállapítható, hogy a 8 mm-es lap betétjének a legnagyobb a hőingadozása és a 4 mm-es lap betétjének a legkisebb.

Átlaghőmérsékletek a határfelületen

150

200

250

300

350

400

450

500

550

600

4 mm 8 mm 12 mm 4 mm 8 mm 12 mm 4 mm 8 mm 12 mm

minimum maximum különbség

Hőm

érsé

klet

[°C

]

1. széria2. széria3. széria

79

Az 57. ábrán a betétben a kontúrtól 3 mm távolságra mért hőmérsékletek láthatók. A betétek legalacsonyabb hőmérsékletének vizsgálata alapján megállapítható, hogy a temperáló közeg hőmérsékletének csökkenésével a betétek legalacsonyabb hőmérsékletei annak megfelelően csökkent. Az 1. szériában a 8 mm-es laphoz tartozó betét átlaghőmérséklete 3 mm-re a felület alatt 217°C, a 12 mm laphoz tartozó betété 199°C a 4 mm-es laphoz tartozó betété 196°C. A keringtetett olaj hőmérséklete mindhárom esetben 200°C volt. A 2 széria során, a temperáló közeg hőmérsékletének csökkenésével, a 4 és 8 mm lapok betétjei 3 mm-rel a felület alatt 180°C, a 12 mm-es 160°C. átlaghőmérsékletűek voltak. A 3. széria esetében megvalósítható az az állapot, amikor a 4 mm-es lap betétjének átlaghőmérséklete a felület alatt 3 mm-rel 186°C, a 8 mm-es lap betétjének 180°C és a 12 mm-es lap betétjének 158°C. Látható, hogy a 2. széria esetében a legkiegyenlítettebb a különböző falvastagságokhoz tartozó betétek hőmérséklete, tehát egy bizonyos olajhőmérséklet alatt annak hűtőhatása már nem érvényesül olyan mértékben, mint az optimális hőmérsékletű olaj hűtőhatása. A betétekben a felületek alatt kialakult maximumhőmérsékletek a 58. ábrán láthatók, melyek vizsgálata alapján megállapítható, hogy a betét hőmérséklete mindhárom esetben a 12 mm-es lap környezetében a legmagasabb. A temperáló közeg hőmérsékletének csökkenésével a betétek felületéhez képest 3 mm-es mélységben a hőmérsékleteinek különbsége 8 és 12 mm-es lap betétjei között mindhárom széria esetében 10°C, viszont 4 mm-es laphoz tartozó betét a 8 mm-es betéthez képest az 1. szériában 50°C, a 2. szériában 36°C a 3. szériában 29°C. A betétben kialakult maximum és minimumhőmérsékletek közötti különbség a temperáló közeg hőmérsékletének csökkentésével a betétben is csak egy optimális olajhőmérsékletig növekszik, a 3. széria esetében a 12 mm-es laphoz tartozó betét maximum és minimum hőmérsékletének különbsége megegyezik a 2. szériában kialakult hőmérséklet különbséggel. (59. ábra) Megállapítható, hogy az öntés során, a szerszám hőmérséklet emelkedésével a maximum- és minimum hőmérséklet különbsége egyre kisebb, hiszen az felületi hőmérséklethez képest itt is beáll egy bizonyos lövésszám után a hőegyensúly. A betét hőmérsékletviszonyainak átlagértékei a 14. táblázatban láthatók. 14. táblázat A betétben kialakult átlaghőmérsékletek

A betétben kialakult átlaghőmérsékletek minimum maximum különbség

1. széria 4 mm – 200°C 197 269 73 8 mm – 200°C 218 319 102

12 mm – 200°C 200 330 130 2. széria

4 mm – 200°C 181 255 74 8 mm – 160°C 183 291 108

12 mm – 120°C 160 300 140 3. széria

4 mm – 200°C 186 258 72 8mm – 120°C 180 289 109 12 mm – 80°C 159 300 141

80

57. ábra

A betétben kialakult minimumhőmérsékletek az öntés előtt

Lövések előtti minimumhőmérsékletek a betétben -1 széria

170

180

190

200

210

220

230

0 5 10 15 20 25

Lövésszám

Hőm

érsé

klet

[°C

]

4 mm8mm12mm

Lövések előtti minimumhőmérsékletek a betétben - 2. széria

90

110

130

150

170

190

210

0 2 4 6 8 10 12 14 16

Lövések száma

Hőm

érsé

klet

[°C

]

4 mm 8mm12 mm

Lövések előtti minimumhőmérsékletek a betétben - 3. széria

50

70

90

110

130

150

170

190

210

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20Lövések száma

Hőm

érsé

klet

[°C

]

4 mm 8mm12 mm

81

58. ábra

Az öntés utáni maximumhőmérsékletek a betétben

Lövések utáni maximumhőmérsékletek a betétben - 1. széria

250

270

290

310

330

350

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24

Lövésszám

Hőm

érsé

klet

[°C

]

4 mm 8mm12 mm

Lövések utáni maximumhőmérsékletek a betétben - 2. széria

220

240

260

280

300

320

340

0 2 4 6 8 10 12 14 16Lövések száma

Hőm

érsé

klet

[°C

]

4 mm 8mm12 mm

Lövések utáni maximumhőmérsékletek a betétben - 3. széria

200

220

240

260

280

300

320

340

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Lövések száma

Hőm

érsé

klet

[°C

]

4 mm 8mm12 mm

82

59. ábra

A ciklusok során a betétekben kialakult maximum és minimumhőmérsékletek különbsége

A maximum és minimumhőmérsékletek közötti különbségek a betétben - 1. széria

50

70

90

110

130

150

170

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24Lövésszám

∆T

[°C

] 4 mm

8mm

12 mm

A maximum és minimumhőmérsékletek közötti különbségek a betétben - 2. széria

50

70

90

110

130

150

170

0 2 4 6 8 10 12 14 16

Lövések száma

∆T

[°C

] 4 mm8mm12 mm

A maximum és minimumhőmérsékletek közötti különbségek a betétben - 3. széria

50

70

90

110

130

150

170

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Lövések száma

∆T

[°C

]

4 mm 8mm12 mm

83

A 60. ábrán a 12. táblázatban látható átlageredmények láthatóak.

60. ábra

A betétben kialakult hőmérsékletviszonyok átlagértékei A 60. ábrán látható, hogy a felület alatt 3 mm-rel a kialakult hőmérséklet különbségek kisebbek a határfelülethez képest és a keringtetett hűtőközeg hőmérséklete, itt jobban érvényesül – azaz a szériák közötti különbségek jobban szembetűnnek. A betétekben a felület alatt 3 mm-rel a legnagyobb különbséget a 12 mm-es lap esetében a 3. szériában láthatunk. Megállapítható, hogy az azonos temperálóközeg-hőmérsékletek esetén a szerszám felület alatti igénybevétele a nagyobb falvastagságú részeknél kevésbé nagy, mint a kisebb falvastagságú részeknél.

Átlaghőmérsékletek a betétben

50

100

150

200

250

300

350

4 mm 8 mm 12 mm 4 mm 8 mm 12 mm 4 mm 8 mm 12 mm

minimum maximum különbség

Hőm

érsé

klet

[°C

]

1. széria2. széria3. széria

84

Sűrűség és porozitás vizsgálat A hőmérsékletmérések eredményeinek kiértékelése után megvizsgáltam az acélbetétek és hőmérsékletviszonyok sűrűségre, porozitásra és a mechanikai tulajdonságokra gyakorolt hatását. A sűrűség számításához darabok tömegének mérése folyadékba merítés előtt és folyadékban is megtörtént, a sűrűség a tömegekből az alábbi képlet segítségével számítható:

21

1

MMM folyadék

−

⋅=

ρρ (1.81)

Ahol: M1 - az öntvényrész tömege levegőn [g] M2 - az öntvényrész tömege folyadékban [g]

ρ folyadék - a folyadék sűrűsége [ 3cmg

ρ - a darab sűrűsége [ 3cmg ]

A porozitás számolása a következőképpen történt:

elméleti

valósPρρ

= (1.82)

Ahol: P - porozitás [%]

ρ valós - az öntvényrész valós sűrűsége [ 3cmg ]

ρ elméleti - az öntött ötvözet elméleti sűrűsége [ 3cmg ]

A 61-62-63 ábrákon a különböző öntési szériákból származó 4, 8 és 12 mm-es lapok sűrűség és porozitás értékei láthatóak AlSi9Cu3 ötvözet esetén.

61. ábra

A 4 mm-es lap sűrűség- és porozitás-változása

Sűrűségértékek - 4 mm

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

1 2 3

Széria

Sűrű

ség

[g/c

m3 ]

lágyítás előtt lágyítás után

Porozitásértékek - 4 mm

0%

5%

10%

15%

20%

25%

1 2 3

Széria

Poro

zitá

s [%

]

lágyítás előtt lágyítás után

85

62. ábra

A 8 mm-es lap sűrűség- és porozitás-változása

63. ábra

A 12 mm-es lap sűrűség- és porozitás-változása Megállapítható, hogy a szerszámbetét hővezetőképességének javulásával nem változott jelentősen a darabok sűrűsége, viszont a szerszámban áramoltatott olaj hőmérsékletének csökkentésével (és a falvastagság növekedésével) ugyanabban a lépcsőben a sűrűségértékek jobban megközelítették az ötvözet elméleti sűrűségét. Azonos hőmérsékletű hűtőközeg esetén a porozitás a falvastagság csökkenésével csökkent, továbbá a hőterhelés előtti porozitás a falvastagság csökkenésével (a szerszámbetét hővezető-képességének csökkenésével) illetve a szerszámbetétben áramoltatott olaj hőmérsékletének csökkenésével, szintén csökken. A hőterhelés után mért porozitás a szériák során állandó hőmérsékletű 4 mm-es lap esetén csökkent, viszont a falvastagság növekedésével emelkedett

A lépcsőspróba mechanikai tulajdonságainak vizsgálata A lépcsőspróba öntvény minden lapjából a 64. ábra szerint három darab szakító próbatesteket munkáltam ki, melyeket Aalenben egy finomnyúlásmérő berendezéssel felszerelt szakítógépen szakítottam el.

Sűrűségértékek - 8 mm

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

1 2 3

Széria

Sűrű

ség

[g/c

m3 ]

lágyítás előtt lágyítás után

Porozitásértékek - 8 mm

0%

5%

10%

15%

20%

25%

30%

1 2 3

Széria

Poro

zitá

s [%

]

lágyítás előtt lágyítás után

Sűrűségértékek - 12 mm

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

1 2 3

Széria

Sűrű

ség

[g/c

m3 ]

lágyítás előtt lágyítás után

Porozitásértékek - 12 mm

0%

5%

10%

15%

20%

25%

1 2 3

Széria

Poro

zitá

st [%

]

lágyítás előtt lágyítás után

86

64. ábra

A lépcsőspróba öntvényből kimunkált szakítópróbatestek

A szakítógép a 65. ábrán látható.

65. ábra

A szakítóberendezés (FH_Aalen)

A 66-70 ábrákon az alumínium lépcsőspróba lapjaiból kimunkált szakítópróbatestek szakítóvizsgálattal meghatározható mechanikai tulajdonságainak összefoglalása látható. Az értékek minden esetben átlagértékek, melyek a 3. mellékletben találhatók. A 66. ábrán a lapok rugalmassági modulus változása látható a különböző szériák esetén mindhárom lap esetében. Megállapítható, hogy a temperáló közeg hőmérsékletének csökkenése mindhárom lap esetében a rugalmassági modul növekedését eredményezi.

87

66. ábra

A rugalmassági modulus változása A 67. ábrán a különböző szériák egyezményes folyáshatárra gyakorolt hatása látható. Megállapítható, hogy a folyáshatár mindhárom lap esetében növekszik a keringtetett temperáló közeg hőmérsékletének csökkenésével.

67. ábra

Az egyezményes folyáshatár változása A 68. ábrán a szakítószilárdság értékek változása látható. Megállapítható, hogy a szakítószilárdság-növekedés érhető el a temperáló közeg hőmérsékletének csökkenésével, mindhárom lap esetében.

68. ábra

A szakítószilárdság változása

A 69 ábrán a nyúlás-értékék változása figyelhető meg. A diagramból leolvasható, hogy a 4 és a 12 mm-es lap nyúlása nagyobb mértékben változott, mint a 8 mm-es lapé.

4 mm - Rm

100

150

200

250

300

1. széria 2. széria 3. széria

Rm

[MP

a]

8 mm - Rm

100

150

200

250

300

1. széria 2. széria 3. széria

Rm

[MP

a]

12 mm - Rm

100

150

200

250

300

1. széria 2. széria 3. széria

Rm

[MP

a]

4 mm - Rp0,2

100

120

140

160

1. széria 2. széria 3. széria

Rp0

,2 [M

Pa]

8 mm - Rp0,2

100

120

140

160

1. széria 2. széria 3. széria

Rp0

,2 [M

Pa]

12 mm - Rp0,2

100

120

140

160

1. széria 2. széria 3. széria

Rp0

,2 [M

Pa]

4 mm - E modul

70000

71500

73000

74500

76000

77500

79000

80500

82000

1. széria 2. széria 3. széria

E m

odul

[MP

a]8 mm - E modul

70000

71500

73000

74500

76000

77500

79000

80500

82000

1. széria 2. széria 3. széria

E m

odul

[MP

a]

12 mm - E modul

70000

71500

73000

74500

76000

77500

79000

80500

82000

1. széria 2. széria 3. széria

E m

odul

[MP

a]

88

69. ábra

A nyúlás változása A 70. ábrán, a szakítóvizsgálat során kialakult maximális erő változása látható. Megállapítható, hogy a maximális erő a szériák során mindhárom lap esetében növekszik a szakadáshoz tartozó erő.

70. ábra

A szakadáshoz tartozó erő változása Megállapítható, hogy a temperáló közeg hőmérsékletének csökkenésével a mindhárom falvastagság esetében növekednek a szakítóvizsgálattal meghatározható mechanikai tulajdonságok. A 71-72-73. ábrán az előbbi értékek 4 mm-es laphoz viszonyított változása látható (4 mm-es lap értéke 100%) Megállapítható, hogy a temperáló közeg hőmérsékletének – azaz a szerszám hőmérsékletének – a csökkenésével a mechanikai tulajdonságok nőnek. A legnagyobb értékeket a 3. széria során tapasztaltam, tehát minél nagyobb a szerszám és az olvadék közötti hőmérséklet különbség, annál nagyobb a szakítóvizsgálattal meghatározható tulajdonság. A szilárdsági tényezők növekedése mellett a jelentősen emelkedett a próbatestek nyúlása is.

4 mm - Fmax

10

15

20

25

30

1. széria 2. széria 3. széria

Fmax

[kN

]

8 mm - Fmax

10

15

20

25

30

1. széria 2. széria 3. széria

Fmax

[kN

]

12 mm - Fmax

10

15

20

25

30

1. széria 2. széria 3. szériaFm

ax [k

N]

4 mm - A

1

1,5

2

2,5

1. széria 2. széria 3. széria

A [%

]8 mm - A

1

1,5

2

2,5

1. széria 2. széria 3. széria

A [%

]

12 mm - A

1

1,5

2

2,5

1. széria 2. széria 3. széria

A [%

]

89

71. ábra

4 mm-es lap mechanikai tulajdonságainak változása az 1. szériához képest

72. ábra

8 mm-es lap mechanikai tulajdonságainak változása az 1. szériához képest

A 8 mm-es lap mechanikai tulajdonságainak változása

90%

100%

110%

120%

130%

140%

150%

160%

170%

180%

E[Mpa]

RP0,2[Mpa]

Rm[Mpa]

A [%] F [kN]

1. széria2. széria3. széria

A 4 mm-es lap mechanikai tulajdonságainak változása

90%

100%

110%

120%

130%

140%

150%

160%

170%

180%

E[Mpa]

RP0,2[Mpa]

Rm[Mpa]

A [%] F [kN]

1. széria2. széria3. széria

90

73. ábra

12 mm-es lap mechanikai tulajdonságainak változása az 1. szériához képest

A 12 mm-es lap machanikai tulajdonságainak változása

90%

100%

110%

120%

130%

140%

150%

160%

170%

180%

E[Mpa]

RP0,2[Mpa]

Rm[Mpa]

A [%] F [kN]

1. széria2. széria3. széria

91

6. Összefoglalás A doktori munkám elsődleges célkitűzése irányított dermedés megvalósítása nyomásos öntészetben, különböző hőfizikai tulajdonságú szerszámacélbetétek alkalmazásával, mely a napjaink összetett öntvény-geometriái miatt hagyományos szerszámanyagok felhasználásával nem valósíthatók meg. A dolgozat első részében összefoglaltam a nyomásos öntés hőtechnikai viszonyaira vonatkozó elméleti ismereteket. A kísérleti munkám bemutatása során ismertettem a méréshez használt lépcsőspróba nyomásos öntőszerszám tervezésének legfontosabb lépéseit, felhasznált anyagokat és a mérési elrendezést. A fejezetekben látható a mérési eredmények feldolgozása, kiértékelési folyamata. A mérések során bebizonyításra került, hogy a Chvorinov összefüggés szerinti dermedési időállandó nemcsak az olvadék és a forma hőfizikai tulajdonságaitól függ, hanem az öntvény(rész) falvastagságától is. Minél kisebb egy öntvény(rész) falvastagsága, annál nagyobb a dermedési időállandója (egységnyi térfogatú anyag megdermedéséhez szükséges idő). A kidolgozott összefüggések segítségével a dermedési időállandó (k) egyszerűen kiszámítható a falvastagság és szerszám felületi hőmérsékletének az ismeretében. Meghatároztam az AlSi9Cu3 alumíniumötvözet és AZ91, illetve AM50 magnéziumötvözet öntésekor a különböző hőfizikai tulajdonságú szerszámacélbetétek hővezetőképességének, illetve a temperáló közeg hőmérsékletének a változtatásával elérhető, azonos dermedési időhöz tartozó falvastagságot. A mérések kiértékelése alapján bevezettem a falvastagság-korrekciós tényezőt (FKT), amelynek alkalmazásával számolható, hogy mennyivel nagyobb falvastagság dermed meg azonos dermedési idő alatt, a szerszámbetét eltérő hővezetőképességének hatására, azonos temperálóközeg-hőmérséklet mellett A kiegyenlíthető falvastagság különbség korlátja a temperálóközeg legnagyobb és legkisebb hőmérsékletének illetve az acélbetét hővezető képességének a szűk tartománya. Mérésekből meghatározható, hogy 2 mm-nél nagyobb falvastagság-különbség felett, olaj temperáló közeg alkalmazása esetén, a nagyobb falvastagságok dermedési idejének kiegyenlítéséhez olyan nagy hőmérsékletkülönbségre lenne szükséges, amely már kívül esik a hőközlő folyadék alsó és felső üzemelési hőmérséklettartományán. Megvizsgálva a temperáló közeg hőmérsékletének a dermedési időt, befolyásoló hatását számítási módszer kidolgozása vált lehetővé a különböző falvastagságú részek azonos idő alatti dermedéséhez szükséges temperáló közeg hőmérsékletének meghatározására a vizsgált (szokásos) falvastagság tartományban. A mérésekkel meghatároztam, a szerszámbetét anyagának és hőmérsékletének hatását az öntvény sűrűségére és porozitására, illetve a mechanikai tulajdonságaira. A vizsgált próbatestek sűrűség- és porozitásvizsgálata alapján megállapítottam, hogy a kialakuló porozitás összefügg a szerszámbetétek hőfizikai tulajdonságaival és hőmérsékletével. Igazoltam, hogy a kisebb temperáló közeg hőmérséklet alkalmazásával csökken a porozitás mindhárom falvastagságú nyomásos öntvény esetén. Megállapítottam, hogy a szerszámbetét hővezetőképességének növelésével is csökken a porozitás. Nagyobb hővezető képességű és kisebb hőmérsékletű szerszámbetét alkalmazása a mechanikai tulajdonságok növekedését eredményezi, az eltérő temperáló közeg hőmérséklet alkalmazása a kialakuló kristályszerkezeten keresztül, befolyásolja a szilárdsági tulajdonságokat, AlSi9Cu3 ötvözet és mindhárom vizsgált falvastagság esetén. A temperáló olaj hőmérsékletének 200-ról 100°C-ra csökkentése esetén a szakítószilárdság és a folyáshatár

92

kismértékű növekedése mellett a nyúlásérték jelentősen, mintegy 70%-kal növelte a 4 és 12 mm-es falvastagság esetén. Az elvégzett kísérleti munka alapján meghatározott összefüggések nagyon fontosak a nyomásos öntés hőtechnikai tervezés számára. A kapott eredmények ráirányítják az öntvénykonstruktőrök figyelmét arra, hogy az eltérő dermedési idejű öntvényrészek azonos öntvénytulajdonságokkal történő előállításának igen szoros korlátai vannak. Ez azt is jelenti, hogy az eltérő falvastagságú öntvényrészek azonos időben történő megszilárdulása és azonos mechanikai tulajdonságai öntéstechnológiai eszközökkel csak rendkívül szűk tartományokban biztosíthatók. A kapott eredmények alkalmazása a nyomásos öntészeti technológia és az oktatás területén elősegíti a korszerű nyomásos öntvénygyártás megvalósítását, az eredmények a gyakorlatban közvetlenül alkalmazhatók.

93

7. Summary The high-pressure die-castings have difficult geometries because the different wall thicknesses in one casting have different solidification times. The presumption of shrinkage formation can be minimized with directional solidification in the gate direction. The posterior mechanical properties are influenced by the different solidification times and temperature-distributions of the different wall thicknesses. The directional solidification can be expedited with applying different die-inlet materials with different heat conductions. The inlets of high pressure die casting moulds are made of hot work steel with low heat conduction and can hereby produce thin walled castings, but the conduction of induced heat is limited. In engineering practice, the processes of the casting cycles can be simulated virtually which supplies the practical analysis and research. By high-pressure die casting near the casting parameters, the heat conduction from the casting and the cavity is also assigned the quality of the casting. The heat induced by the casting should be conducted through the die-inlet and the die frame. This is not possible in every case, due to the low heat conduction of the die materials. The heat balance of the mould assigns the properties of the casting and the industrial efficiency. If the heat balance (the cooling system) of the mould is optimized then the time that is necessary to remove the heat from the liquid metal is minimized, i.e. the next casting cycle can be started. The surface of the mould is sprayed in every cycle with lubricant. Usually this is aqueous colloid, which can also be used to cool the mould. But added release agents cannot compensate for the extra heat, which comes from the thicker casting parts. If the heat balance is controlled with immoderateness lubricant then the properties of the casting are modified along with the lifetime of the mould because its surface temperature reaches the 400-500°C. Hence, the sprayed lubricant with a temperature of 25°C can reduce the lifetime of the mould with the thermal shock effect. The heat balance adjusting in mass production happens with accurately calculated and constructed cooling channels. To adjust the thermal balance of the mould it is necessary to conduct the extra heat through these cooled – or heated – oil or water-cooling channels. The heat balance calculation and thermal distribution can be supplied, as can the fluid mechanics and thermodynamics. Form-filling and solidification processes can be modelled with high reality computer simulation. It is necessary to create an authentic calculation method to the directional solidification because the thermodynamical processes are aborting it. The aim of my research is the conduction of the induced heat by the liquid metal with different thermo physical properties at the mould inlet so that the balanced wall thickness will be calculated conscious of the inlet thermo physical properties. I analyzed the influence of the different cooling capacity and the cooling temperature to the solidification process and time. Along with the thermal circumstances, how the cooling parameters influence the mechanical and physical properties should also be analyzed. Experimental and examination methodology In the first part of the dissertation state of the art thermodynamic knowledge and calculation methods in high-pressure die-casting are summarized. I constructed a bench-shaped plate with 4, 8 and 12 mm wall thicknesses to make my analysis, which can be seen in the figure 1. I made technological and cooling channel calculation, and their result simulated the form filling parameters and solidification processes before the construction. The heat balance and temperature distribution of the mould were also virtually analyzed with cycle simulation. The

94

mould of the benched-plate was constructed with three different physical properties and irrespective hot work steel. The inlet for 4 mm was made of usual 1.2343 hot work steel. The 8 mm inlet was made of 1.2367 steel that had 30% higher heat conduction coefficient. The 12 mm inlet was made of 1.2999 hot work steel, which had 70% higher heat conduction coefficient compared to 1.2343. The aim was to reach the heat balance in every inlet and define its correlation with the quality of the casting. The positions of the inlets are 4, 8 and 12 mm according to the gating system but it is possible to interchange them. This order is not optimal for high-pressure castings, but does provide the most conspicuous perspective on directional solidification. The casting parameters were continuously measured during the casting, such as the velocity and the distance of the plunger in the 1st and 2nd phase and the gathering pressure on the 3rd phase. Additionally I measured the casting/mould surface contact temperature in the middle of the plate and the temperature of the mould 3 mm under the contact surface. It was anticipated that only the heat conduction differences were not enough to achieve the directional solidification in this wall thickness range. Accordingly it was possible for the cooling of the inlets separately from each other with different temperatures of oil. I analyzed the heat balances with the cooling temperatures in table 1. After the evaluation of the thermophysical results, I measured the density and the porosity of the different wall thicknesses. I analyzed the casting with computer tomography (CT) also and compared the results of the different casting parts. After this I turned out tensile 3 test specimens from each casting part and measured the tensile properties. Nowadays the most important requirement of the castings is to reach the best strength/mass ratio, i.e. the strength requirements should meet with the less weight of the casting. It can be achieved with the modification of the construction, but it is also possible with the application of other materials with lower density. Accordingly, I also enlarged my analysis for the most common magnesium alloys. Cooling channel temperature differences in casting series

Nr. 4 mm 8 mm 12 mm 1 200 °C 200 °C 200°C 2 200 °C 160 °C 120°C 3 200 °C 120 °C 80 °C

Figure 1.

a, The HPDC mould with the

casting

b, Cover die

95

New scientific results 1. It was proven with my measurements that the solidification constant (k), used in

Chvorinov’s rule [18] are depending not only on the thermophysical properties of the liquid metal and the mould material properties, but also depend on the wall thickness of the casting. The less the wall thickness of the casting the more is the solidification constant.

1.1.The “k” solidification constant can be easily established from my correlations that are depending only on the wall thickness and the mould temperature.

wall thickness correlations R2 value

mould materials 4 mm – 1.2343 k = 0,0785T - 1,5157 0,9983 8 mm – 1.2367 k = 0,0656T - 1,8599 0,9979 AlSi9Cu3 12 mm – 1.2999 k = 0,0528T - 1,1358 0,9998

4 mm – 1.2343 k = 0,2628T - 25,859 0,9724 8 mm – 1.2367 k = 0,2296T - 24,765 0,993 AZ91 12 mm – 1.2999 k = 0,15T - 14,185 0,9972

4 mm – 1.2343 k = 0,1804T - 17,003 0,9966 8 mm – 1.2367 k = 0,171T - 17,669 0,9944 AM50 12 mm – 1.2999 k = 0,1124T - 10,061 0,998

k: solidification constant

2

scm

⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

; T: Contact temperature of the mould [°C]

1.2.It was proven with my measurements that the solidification constant (k) of magnesium alloys are more than the solidification constant (k) for aluminium alloys

2. I established the practical wall thicknesses whose solidification time can be balanced,

depending on the heat conductivity of the mould material and the cooling temperature for AlSi9Cu3 Al-alloy and AZ91 and AM50 magnesium alloys. I proposed the wall-thickness correction coefficient (FKT). With the application of this coefficient the bigger wall thickness can be calculated which solidifies in the same time due to the higher heat conductivity of the mould material at the same cooling temperature. The wall-thickness correction coefficient (FKT) can be calculated with the application of the “k” constant. The correlation is:

1KT

2

kFk

=

Where: FKT: wall-thickness correction coefficient (without dimension) k1: the solidification constant of the thinner part k2: the solidification constant of the thicker part

96

2.1. It was proven that the wall-thickness correction coefficient (FKT) for the mould pairs made of same materials do not depend on cooling temperature in the examined range of temperature.

2.2. I established the values the wall-thickness correction coefficient (FKT) for the present day common high pressure die casting alloys. For AlSi9Cu3 Al-alloy, if die material for the thinner part made of 1.2343, and for the thicker part made of 1.2367, the wall-thickness correction coefficient (FKT) is 1,08 (8% thicker), and if the thicker made of 1.2999, than the wall-thickness correction coefficient (FKT) 1,23 (23% thicker). For magnesium alloys, if the mould for the thinner part made of 1.2343 and the thicker part made of 1.2367, the wall-thickness correction coefficient (FKT) is 1,1 (10% thicker) and if the thicker part made of 1.2999, then the wall-thickness correction coefficient (FKT) is 1.62 (62% thicker)

3. I established that the higher heat conductivity mould material alone is not enough to achieve directional solidification at different wall thicknesses. Further, it is also not possible to balance bigger wall-thickness differences with the traditionally oil-circulated cooling agent.

3.1. The limit of the balance of the wall thicknesses is the lower and upper range of the

cooling temperature and the narrow range of the heat conductivity of the mould materials. I proved with my measures that if the wall thickness-differences are higher than 2 mm, then for the balance of the thicker part the necessary temperature differences between the two parts is too high and beyond of the operating range of the cooling agent.

3.2. Comprehensive examination was performed to explore the influence of the cooling

temperature to the solidification time. To calculate the cooling temperature for the different wall thicknesses to achieve same solidification

3.3. time in the range of typical wall thicknesses for HPDC, the following correlation can

be used: ( ) 2

oil_1 2oil_ 2 oil_1

1

0,0093 T 0,343 sT T0,0192 s⋅ − ⎡ ⎤

= − ⋅ ⎢ ⎥⎣ ⎦

Where: Toil_1: the cooling temperature of the oil for the thinner part [°C] Toil_2: the cooling temperature of the oil for the thicker part [°C] s1: thinner wall thickness [mm] s2: thicker wall thickness [mm]

4. After the results of the density and porosity examination I can establish that the forming porosity is influenced by the thermal properties of the die material and its temperature. I proved that the lower the cooling temperature the lower the porosity in all types of examined wall thickness by high pressure die casting. I also established that the higher heat conductivity, the lower porosity.

5. I established the casting time limit values for AlSi9Cu3 alloy, which can be applied as

the maximum value for different wall thicknesses and for different die materials with different cooling temperatures.

97

wall thickness/die material AlSi9Cu3 200°C 160°C 120°C 80°C 4 mm/1.2343 0,051 - - - 8 mm /1.2367 0,182 0,155 0,134 - 12 mm /1.2999

Casting time[s] 0,392 - 0,287 0,253

6. After the examination of the tensile specimens turned out from different wall

thicknesses, made of AlSi9Cu3 Al-alloy, I can establish that the heat conductivity of the mould material influences the tensile properties.

6.1. The higher heat conductivity generates higher tensile properties.

6.2. I established that the temperature of the cooling agent also influences the tensile

properties for AlSi9Cu3 alloy in the examined range of the wall thickness. The decreasing of the temperature of the cooling oil from 200°C to 100°C generates a certain percent higher tensile strength and notable increase (70%) of the elongation.

Utilization potentials of the scientific results The above composed new scientific results enlarging the range of the knowledge of aluminium and magnesium high pressure die casting. The achieved new results are also useful in the higher education and in Research and Development. The first thesis outlined the calculation of the solidification time that can provide better results to evaluate the solidification time of the casting. With the application of the more accurate calculated casting technological parameters the production capacity is increased and the efficiency is higher while the cycle time is decreased. In the application of the results outlined from the second thesis it can be establish that the solidification time in the analysed range of temperature is not influenced strongly by the mould temperature or its temperature differences, but by the thermal properties of the mould material. To apply different grade of mould materials for the thicker part in a casting with complex geometry, its solidification time could be decreased, thus contributing to the directional solidification. The application of the results outlined from the third thesis support the calculation method with the wall-thickness correction because it is possible to define the mould material that is able to balance the solidification time of the extra heat induced from the thicker wall thicknesses and less heat induced from the thinner wall thickness. It is possible to cool locally in the mould with the application of my calculations that also effect the directional solidification. It is outlined in the forth and fifth thesis that the observation of the casting time generates lower porosity of the casting, with constant tensile properties. In the application of the results outlined from the sixth thesis, it is possible to increase the tensile strength together with the elongation. The achieved result can be applied directly in the education of the foundry engineers and improve the practical knowledge. The directional solidification can be achieved with more hit probability which can also improve the quality of the casting. The results of the dissertation were used in 2 scientific essays and 2 diploma works. The results were used in international FP6 EU project (IDEA - Project Number: FP6-503826) and also national project. With the above mentioned results, the PEDAL casting, (casted at FEMALK, 2006) won 1st prize, in category Aeronautics, Degree of difficulty.

98

8. Új tudományos eredmények 1. A méréseimmel bizonyítottam, hogy a Chvorinov [18] összefüggés szerinti dermedési

időállandó nemcsak az olvadék és a forma hőfizikai tulajdonságaitól függ, hanem az öntvény(rész) falvastagságától is. Minél kisebb egy öntvény(rész) falvastagsága, annál nagyobb a dermedési időállandója.

1.1 Az általam kidolgozott összefüggések segítségével a k dermedési időállandó egyszerűen kiszámítható a falvastagság és szerszám felületi hőmérsékletének az ismeretében.

falvastagság alkalmazott egyenlet R2 értéke

Különböző betétek alkalmazása esetén 4 mm – 1.2343 k = 0,0785T - 1,5157 0,9983 8 mm – 1.2367 k = 0,0656T - 1,8599 0,9979 AlSi9Cu3 12 mm – 1.2999 k = 0,0528T - 1,1358 0,9998

4 mm – 1.2343 k = 0,2628T - 25,859 0,9724 8 mm – 1.2367 k = 0,2296T - 24,765 0,993 AZ91 12 mm – 1.2999 k = 0,15T - 14,185 0,9972

4 mm – 1.2343 k = 0,1804T - 17,003 0,9966 8 mm – 1.2367 k = 0,171T - 17,669 0,9944 AM50 12 mm – 1.2999 k = 0,1124T - 10,061 0,998

k: dermedési időállandó

2

seccm

⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

; T: szerszám felületi hőmérséklete [°C]

R2: Pearson-féle szorzatmomentum korrelációs együtthatója:

( ) ( )

( ) ( )

2

2

22

x x y yr

x x y y

⎛ ⎞− ⋅ −⎜ ⎟= ⎜ ⎟

⎜ ⎟− ⋅ −⎝ ⎠

∑∑ ∑

1.2 A méréseimmel bebizonyítottam, hogy a magnéziumötvözetek dermedési időállandója

(k) nagyobb, mint az alumíniumötvözeteké.

2. Meghatároztam az AlSi9Cu3 alumínium-, illetve az AZ91 és AM50 magnéziumötvözet öntésekor a különböző hőfizikai tulajdonságú szerszámacélbetétek hővezetőképességének, illetve a temperáló közeg hőmérsékletének a változtatásával elérhető, azonos dermedési időhöz tartozó falvastagságot. Létrehoztam a falvastagság-korrekciós tényezőt (FKT), melynek alkalmazásával számolható, hogy azonos dermedési idő alatt mennyivel nagyobb falvastagság dermed meg, a szerszámbetét eltérő hővezetőképességének hatására azonos temperálóközeg-hőmérséklet mellett.

A falvastagság-korrekciós tényező (FKT) meghatározható a különböző falvastagságokhoz tartozó dermedési időállandók felhasználásával:

99

1KT

2

kFk

=

ahol: FKT: A falvastagság-korrekciós tényező (dimenzió nélkül)

k1: a kisebb falvastagságú lap dermedési időállandója 2

seccm

⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

k2: a nagyobb falvastagságú lap dermedési időállandója2

seccm

⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦

2.1 Bebizonyítottam, hogy az azonos hőmérsékletű szerszámbetét-párokra meghatározott

falvastagság-korrekciós tényező (FKT) a hűtőközeg hőmérsékletétől a vizsgált tartományban nem függ.

2.2 Meghatároztam a napjainkban használt szerszámacél anyagok alkalmazásával a falvastagság korrekciós tényező értékeit (FKT). Alumínium ötvözet esetén az 1.2343 acélbetéthez képest az 1.2367 acélbetétnél 1,13-szoros, az 1.2999-esnél 1,23-szoros, míg magnéziumötvözetek esetén az 1.2343 acélbetéthez képest az 1.2367 acélbetétnél 1,1-szeres, az 1.2999-esnél 1,32-szeres a falvastagság-korrekciós tényező értéke.

3. Megállapítottam, hogy a nagyobb hővezetőképességű acélbetét önmagában nem

elegendő a nagy öntvényfalvastagság különbség irányított dermedésének megvalósítására, továbbá a hagyományos, olajat keringtető temperáló berendezésekkel sem lehetséges a túlságosan nagy mértékű falvastagság átmenetek kiegyenlítése.

3.1 A kiegyenlíthető falvastagság különbség korlátja a temperálóközeg legnagyobb és

legkisebb hőmérsékletének illetve az acélbetét hővezető képességének a szűk tartománya. Méréseimmel meghatároztam, hogy 2 mm-nél nagyobb falvastagság-különbség felett, olaj temperáló közeg alkalmazása esetén, a nagyobb falvastagságok dermedési idejének kiegyenlítéséhez olyan nagy hőmérsékletkülönbségre lenne szükséges, amely már kívül esik a hőközlő folyadék alsó és felső üzemelési hőmérséklettartományán.

3.2 Megvizsgáltam a temperáló közeg hőmérsékletének a dermedési időt befolyásoló hatását és meghatároztam a különböző falvastagságú részek azonos idő alatti dermedéséhez szükséges temperáló közeg hőmérsékletet a vizsgált (szokásos) falvastagság tartományban:

( ) 2olaj1 2

olaj2 olaj11

0,0093 T 0,343 sT T0,0192 s⋅ − ⎡ ⎤

= − ⋅ ⎢ ⎥⎣ ⎦

ahol: Tolaj1- a vékonyabb részhez tartozó temperáló olaj hőmérséklete [°C] Tolaj2- a vastagabb részhez tartozó temperáló olaj hőmérséklete [°C] s1- a kisebb falvastagság [mm] s2- a nagyobb falvastagság [mm]

100

4. A vizsgált próbatestek sűrűség- és porozitásvizsgálata alapján megállapítottam, hogy a kialakuló porozitás összefügg a szerszámbetétek hőfizikai tulajdonságaival és hőmérsékletével. Igazoltam, hogy a kisebb temperáló közeg hőmérséklet alkalmazásával csökken a porozitás mindhárom falvastagságú nyomásos öntvény esetén. Megállapítottam, hogy a szerszámbetét hővezetőképességének növelésével is csökken a porozitás.

5. Meghatároztam AlSi9Cu3 ötvözetre azokat az öntési idő határértékeket, melyek

maximális értékként alkalmazhatók különböző öntvény falvastagságoknál eltérő hőfizikai tulajdonságú szerszámbetétek és temperálóközeg-hőmérsékletek esetén.

Falvastagság/szerszámbetétAlSi9Cu3 200°C 160°C 120°C 80°C

4 mm/1.2343 0,051 - - - 8 mm /1.2367 0,182 0,155 0,134 - 12 mm /1.2999

Öntési idő[s] 0,392 - 0,287 0,253

6. A különböző falvastagságú AlSi9Cu3 lapöntvényből kimunkált próbatestek mechanikai

tulajdonságainak vizsgálata alapján megállapítottam, hogy a szerszámbetét eltérő hőfizikai tulajdonságai befolyásolják a mechanikai tulajdonságokat.

6.1 Nagyobb hővezető képességű és kisebb hőmérsékletű szerszámbetét alkalmazása a

mechanikai tulajdonságok növekedését eredményezi. 6.2 Megállapítottam, hogy az eltérő temperáló közeg hőmérséklet alkalmazása AlSi9Cu3

ötvözet és mindhárom vizsgált falvastagság esetén, a kialakuló kristályszerkezeten keresztül hogyan befolyásolja a szilárdsági tulajdonságokat. A temperáló olaj hőmérsékletének 200-ról 100°C-ra csökkentése esetén a szakítószilárdság és a folyáshatár kismértékű növekedése mellett a nyúlásérték jelentősen, mintegy 70%-kal nőtt.

8.1 Az értekezés tudományos eredményeinek hasznosítása A tézisekben megfogalmazott tudományos eredmények új ismeretekkel bővítik az alumínium és magnézium nyomásos öntészet tudományterületét. Az elért új eredmények jól hasznosíthatók az oktatásban, kutatásban és a gyártásfejlesztésben egyaránt. Az első tézisben ismertetett dermedési idő számításának módszere jobb közelítést ad az eddig alkalmazott számításokkal szemben, így az öntvény(rész) várható dermedési ideje pontosabban megbecsülhető. A számított, pontosabb öntéstechnológiai paraméterek alkalmazásával a megfelelő gépbeállítás hatására javul az öntvénykihozatal, csökken a ciklusidő. A második tézis eredményeiből megállapítható, hogy a dermedési időt az általam vizsgált hőmérséklettartományban leginkább nem a szerszám hőmérséklete vagy hőmérsékletkülönbsége határozza meg, hanem az alkalmazott betét hőfizikai tulajdonságai. Egy komplex geometriájú öntvény nagyobb falvastagságú részeihez a megfelelő betét alkalmazásával csökkenthető a vastagabb rész dermedési ideje, ezáltal megvalósítható az irányított dermedés. A harmadik tézisben ismertetett adatok alapján méretezési módszer alkalmazása válik lehetővé a falvastagság egyenérték segítségével. Kiválasztható az a betét, mely hőtechnikai

101

tulajdonságaiból eredően alkalmas lehet a vastagabb rész által bevitt nagyobb hőmennyiségnek és a vékonyabb részek által bevitt kisebb hőmennyiségeknek közel azonos időben történő elvezetésére. A számításaim alkalmazásával az öntvényrészek sajátos, lokális temperálásával megvalósítható a különböző falvastagságú öntvényrészek dermedési idejének kiegyenlítése illetve az irányított dermedés! A negyedik és ötödik tézisben meghatározott, szerszámbetétre és temperálási hőmérsékletre jellemző öntési idők betartásával, a szilárdsági tulajdonságok megtartása mellett az öntvény porozitása minimálisra csökkenthető. A hatodik tézisben megfogalmazott eredmények felhasználásával az öntvény szakítószilárdságának növekedése mellett nyúlásának növekedése is elérhető. Az értekezésben szereplő valamennyi tézis az öntő szakirányos kohómérnökképzés előadásában és gyakorlati anyagának gazdagításában közvetlenül hasznosítható. Az irányított dermedés nagyobb találati pontossággal valósítható meg, ami jobb minőségű öntvények előállítását teszi lehetővé. Az értekezésben foglalt eredmények eddig 2 TDK dolgozat 2 diplomaterv elkészítésénél hasznosultak és nemzetközi FP6 projekt illetve nemzeti OM projekt jelentéseibe is beépültek. Az eredmények alkalmazásával a FÉMALK Zrt. öntödéjében öntött PEDAL öntvény, mely repülőgép irányítására szolgál 1. helyezést kapott az AEROSPACE kategória, DEGREE OF DIFFICULTY minősítés során

102

8.2 Az értekezés témakörében megjelent publikációk Publikációk:

1. Lukács Sándor: Különböző szerszámbetét-anyagok hatása a nyomásos öntvényekre, Doktoranduszok fóruma, Műszaki Anyagtudományi Kar Szekciókiadványa, pp 125-137

2. Lukács Sándor: Különböző fizikai tulajdonságú szerszámbetét-anyagok hatása

nyomásos öntvényekre, VII. Bányászati Kohászati Földtani Konferencia, 2005. március 31-április 3, Nagyvárad; Konferenciakiadvány, pp52.

3. Lukács Sándor: Különböző fizikai tulajdonságú szerszámbetét-anyagok hatása a

nyomásos öntvényekre, X. Fiatal műszakiak tudományos ülésszaka, 2005. március 18-19, Kolozsvár Szekciókiadvány, pp267-270

4. Sandor Lukacs: The affection of different tool parts in high pressure die casting, 42.

Cseh Öntőnapok, 2005. szeptember 20-21. Brno, Konferenciakiadvány, pp27-40

5. Lukács Sándor: Lépcsőspróba öntvény szerszámtervezésének bemutatása, Anyag és

Kohómérnöki Tudományok, II. sorozat, 32. kötet, 1. füzet, kiadvány pp49-59 6. Lukács Sándor, Gurutze Arruebarrena, Sándor Balázs: Magnéziumöntészeti

kutatások, motiváció és első tapasztalatok a Fémalk Rt-ben. Bányászati és Kohászati Lapok, 139. évfolyam, 2006/3. szám, folyóiratcikk, pp19-23

7. Lukács Sándor, Prof. dr. dr.h.c. Friedrich Klein: Untersuchung der Wärmebilanz

beim Stufenplatte, Giesserei, Giesserei, 2007, folyóiratcikk, kiadás alatt 8. Lukács Sándor, Dr. Konrad Weiß: Thermische Verhältnisse der Druckgusswerkzeug

beim Aluminium und Magnesiumgeissen Giesserei Praxis, 2007, folyóiratcikk, kiadás alatt

103

Szóbeli előadások:

1. Lukács Sándor: Nyomásos öntés hőmérsékletviszonyainak mérése és szimulációja, 17. Magyar öntőnapok, 2003. október 5-7, Lillafüred, Szóbeli előadás

2. Lukács Sándor: Különböző szerszámbetét-anyagok hatása a nyomásos öntvényekre,

Doktoranduszok fóruma, 2004. november 4-9, Miskolc, Szóbeli előadás

3. Walter Leis; Sandor Lukacs; Michael Haas, Dr. Friedrich Klein: Giessen und

thixoschmieden – ein gemeinschaftsprojekt das Landes Baden Württemberg. 25. Aalener Giessereisymposium, 2004. árpilis 21-22. Szóbeli előadás

4. Walter Leis; Sandor Lukacs; Michael Haas, Dr. Friedrich Klein: Giessen und

thixoschmieden – ein gemeinschaftsprojekt das Landes Baden Württemberg. Universität Stuttgart 2004. május 13. Szóbeli előadás

5. Lukács Sándor: Különböző fizikai tulajdonságú szerszámbetét-anyagok hatása

nyomásos öntvényekre, VII. Bányászati Kohászati Földtani Konferencia, 2005. március 31-április 3. Nagyvárad. Szóbeli előadás

6. Lukács Sándor: Különböző fizikai tulajdonságú szerszámbetét-anyagok hatása a

nyomásos öntvényekre, X. Fiatal műszakiak tudományos ülésszaka, 2005. március 18-19,Kolozsvár; Szóbeli előadás

7. Sandor Lukacs: The affection of different tool parts in high pressure die casting, 42.

Cseh Öntőnapok, 2005. szeptember 20-21. Brno, Szóbeli előadás 8. Sándor Balázs, Lukács Sándor: IDEA Projekt, Magnéziumöntés, motiváció és első

tapasztalatok a Fémalk Rt-nél, 18. Magyar öntőnapok, 2005. október 9-11. Balatonfüred, Szóbeli előadás

Poszterelőadások:

1. Lukács Sándor: 20 mm lapöntvény szimulációs és mérési eredményei, 17. Magyar Öntőnapok, 2003. október 5-7, Lillafüred, Poszterelőadás

2. Lukács Sándor:Különböző acélbetétek alkalmazása lépcsőspróba öntésénél, 17.

Magyar Öntőnapok, 2003. október 5-7, Lillafüred, Poszterelőadás

104

3. Molnár Dániel, Lukács Sándor: Öntéstechnológia tervezése szimuláció

alkalmazásával, Doktoranduszok fóruma, 2004. november 4-9, Miskolc, Poszterelőadás

105

9. Irodalomjegyzék [1] Kovács Attila: Nyomásos öntési technológia optimalizálása, az alumínium- és magnézium-ötvözetből törtnő gyártás összehasonlító vizsgálata – Egyetemi Diplomaterv 2006. Miskolci Egyetem [2] John Campbell: Castings Butterworth, Heinemann Ltd Oxford, Paperback Edition, 1993. [3] http://www.thermografie-schweiger.de/anwendung/giesserei/druckguss/Druckguss.htm [4] 16. Aalener Giessereisymposium, E. Pokora, F. Klein: Abkühlung und Erstarrung in der Giesskammer horizontaler Klatkammerdruckgiessmaschinen – numerische Simulation 1996. május 3-4 [5] The heat transfer during filling of a high-pressure die-casting shot sleeve • Materials Science and Engineering: A, Volumes 413-414, 15 December 2005, Pages 52-55 Raimo Helenius, Otto Lohne, Lars Arnberg and Hans I. Laukli [6] http://www.thermografie-schweiger.de/anwendung/giesserei/druckguss/Druckguss.htm [7] Prof. Dr-Ing. K Dilger, Dr. H. Pries Technische Universität Braunschweig, Institut für Füge und Schweisstechnik, információs előadás, www.ifs.ing.tu-bs.de [8] Francis Meyer, Yves Hemon, Gil Sciama -Cooling Channel Calculation for High Pressure Die Casting Dies –translated by F.Schein, B. V. Takach. [9] 16. Aalener Symposium, G. Beck, F. Klein, Experimentalle Erfassung der Gesamtwärmehaushaltes beim Vergiessen von Aluminium Druckgusslegierungen, 1996. május 3-4 [10] Rákosi László: Diplomamunka. 2003 Miskolci Egyetem [11] Uwe Paul, Konrad Weiß, Christoph Honsel: Ein Vergleich zwischen der herkömmlichen Bestimmung von Erstarrungsparameter und modernen Wärmefeldberechnungen – Giesserei, 73. 1986, Heft 18, pp 522.528 [12] Chvorinov N: Giesserei, 27 szám, 1940, Nr. 10. pp177-186 [13] G. F. Balandin: Eredmények és perspektívák a az öntvények kialakulásának matematikai elmélete terén. Bányászati és kohászati lapok – Öntöde, 31(113) évfolyam, 7 szám, 1980, július. Pp. 145-151 [14] http://www.khulsey.com/sedan.html [15] http://www.hydro.com/magnesium/en/products_markets/alloy_markets/automotive/index.html

106

[16] Lukács Sándor Gurutze Arruebarrena Sándor Balázs: Magnéziumöntsézeti kutatások – motiváció és első tapasztalatok a Fémalk Rt-ben. Bányászati és Kohászati Lapok 2006/3 szám, 139 évfolyam. pp19-23 [17 Verschliessmechanismen an Druckgiessformen – VDG-TU Braunschweig AiF 12685 N számú projekt zárójelentése TU Braunschweig, Institut für Füge- und Schweisstechnik, K. Dilger, H Wohlfahrt, H. Pries, Z. Liuashvili [18] http://www.edelstahl-witten-krefeld.de/upload/binarydata_ewkinterd4cms/124 /warmarbeitsstahl_komplett_d.pdf [19] Möglichkeiten und nutzen Simulationstechnik (Grundlagen) – Joachim Gundlach, Christoph Honsel, Konrad Weiß, Roetgen, 1997. [http://www.rwp-simtec.de/fileadmin/rw_simulation_grundlagen.pdf] [20] Daniel Molnar: The simulation of castings’ solidification 10. Internationaler Studententag der Metallurgie, Montanuniversität Leoben, Austria 2003 Verlag Glückauf GmbH, Essen; p.105-108 [21] Szóbeli Megbeszélés Prof. Dr. Dr. h.c. F. Klein 2006. szeptember 23 [22] Szóbeli Megbeszélés Prof. Dr. Dúl Jenő 2006. szeptember 20 [23] Borbély Ákos: A CIE 1931 színingermérő észlelő vizsgálata – Doktori (PhD) értekezés, Veszprémi Egyetem, Informatikai Tudományok Doktori Iskola, Veszprém, 2003 [24] http://www.aluminum.org/Content/ContentGroups/News_Releases1/March_20061/ executivesummary.ppt

107

10. Köszönetnyilvánítás Ezúton szeretném megköszönni témavezetőmnek, Dr. Tóth Leventének dolgozatom elkészítésében nyújtott áldozatkész segítségét. Köszönöm, hogy mindvégig segítségemre volt, bármikor, bármilyen problémával fordulhattam hozzá. Köszönöm tanszékvezetőmnek, Dr. Dúl Jenőnek, hogy magas szintű szakmai tanácsaival és ötleteivel mindvégig elősegítette előrehaladásomat. Továbbá köszönöm, hogy gyakran munkaidején túl is rendelkezésemre állt. Dolgozatom nem jöhetett volna létre az Arbeitsgemeinschaft Metallguss (ARGE), Aalen, vezetője, Prof. dr. dr. h.c. Friedrich Klein, és munkatársai – Walter Leis, Thomas Wolfgang Weidler, Léránth Gábor, Otto Bäuerle, Dr. Irmgard Pfeiffer-Schäller, – segítsége nélkül, akik laboratóriumi és félüzemi méréseim megszervezésében és lebonyolításában közreműködtek ill. az iparban szerzett gyakorlati tapasztalataikat megosztották velem. Köszönöm továbbá a FÉMLAK ZRt. vezérigazgatójának, Dr. Sándor Józsefnek és Sándor Balázsnak a mérésekre adott lehetőséget és az elvégzett munkában nyújtott segítségét. Köszönöm az RWP GmbH (Roetgen) vezetőjének, Dr. Konrad Weiß-nek és munkatársainak, Dr. Joachim Wendt-nek kiértékelésben adott nagyszerű tanácsait. Szeretném megköszönni az Fémtani Tanszék munkatársainak, köztük Prof. Dr. Roósz Andrásnak és Dr. Barkóczy Péternek, hogy a kiértékeléshez rengeteg gyakorlati segítséget és tanácsot adtak. Köszönöm a segítségüket. Jó Szerencsét!

11. Mellékletek

1. melléklet A felhasznált acélbetétek tulajdonságai Az 1.2343-es minőségű acélbetét Az 1.2343-as acélbetét kémiai összetétele

C Si Cr Mo V 0,38 % 1,0 % 5,3 % 1,3 % 0,4 %

Nagy melegszilárdságú és szívósságú acél jó hővezető-képességgel. Melegrepedékenységre nem hajlamos, edzhető. Az 1.2343-as acélbetét hőtágulása

20 – 100 20 – 200 20 – 300 20 – 400 20 – 500 20 – 600 20 –700 °C

11.8 12.4 12.6 12.7 12.8 12.9 12.9 6 m10m K

−

⋅

Az 1.2343-as acélbetét hővezetése

20 °C 350 °C 700 °C

Megeresztve 29,8 mKW 30,0

mKW 33,4

mKW

Edzve 26,8 mKW 27,3

mKW 30,3

mKW

Az 1.2343-as acélbetét hőkezelése

Lágyítási hőmérséklet °C Hűtés Keménység HB 750-800 Kemencében Max 230

Edzési hőmérséklet [°C] Hűtőközeg Elérhető keménység

HRC

Szakítószilárdság

2mmN

1000-1030°C-ról Levegő, olaj 54 1910 Az 1.2343-as acélbetét lágyítása

°C 100 200 300 400 500 550 600 650 700 HRC 52 52 52 52 54 52 48 38 31

2mmN 1790 1790 1790 1790 1910 1790 1570 1200 995

Az acélhoz tartozó karakterisztikák a következő ábrákon láthatóak.

Az 1.2343 acél átalakulási diagramja [18]

Az 1.2343 jelű acél lágyulási és melegszilárdsági diagramja [18]

Az 1.2343 minőségű acél kúszási karakterisztikája[18] Az 1.2367-es minőségű acélbetét Az 1.2367-es kémiai összetétele

C Cr Mo V 0,37 % 5,0 % 3,0 % 0,6 %

Jó hővezető-képességű, szívós, hővel szemben való ellenállósága jó, keményíthető, kevésbé deformálódik Az 1.2367-es acélbetét hőtágulása

20-100 20-200 20-300 20-400 20-500 20-600 20-700 °C

11,9 12,5 12,6 12,8 13,1 13,3 13,5 6 m10m K

−

⋅ Az 1.2367-es acélbetét hővezető képessége

20°C 350°C 700°C

Megeresztve 30,8 mKW 33,5

mKW 35,1

mKW

Edzve 29,8 mKW 33,9

mKW 35,5

mKW

Az 1.2367-es acélbetét hőkezelése Lágyítási hőmérséklet °C Hűtés Keménység HB

730-780 Kemencében Max 235

Edzési hőmérséklet [°C] Hűtőközeg Elérhető keménység

HRC

Szakítószilárdság

2mmN

1000-1030°C-ról Levegő, olaj 57 2120 Az 1.2367-es acélbetét lágyítása

°C 100 200 300 400 500 550 600 650 700 HRC 57 55 53 52 55 55 52 45 36

2mmN 2120 1980 1850 1790 1980 1980 1790 1440 1140

Az acélhoz tartozó karakterisztikák a következő ábrákon láthatóak.

Az 1.2367 acél átalakulási diagramja[18]

Az 1.2367 jelű acél lágyulási és melegszilárdsági diagramja [18]

Az 1.2367 minőségű acél kúszási karakterisztikája [18]

Az 1.2999 jelű acélbetét Az 1.2999-es acélbetét kémiai összetétel:

C Si Mn Cr Mo V 0,45 % 0,30 % 0,30 % 3,0 % 5,0 % 1,0 %

A legnagyobb melegszilárdságú, nagy hőmérséklettel szemben való nagyon magas ellenálló képességű szerszámacél, magas hővezető-képességgel a felhasználás teljes hőmérséklettartományában. Hővezető képessége:

100°C 200°C 300°C 400°C

Megeresztve 39,8 mKW 40,1

mKW 39,5

mKW 39,0

mKW

Edzve 33,0 mKW 34,8

mKW 35,8

mKW 36,0

mKW

500°C 600°C 700°C

Megeresztve 39,0mKW 39,3

mKW 39,8

mKW

Edzve 36,7 mK

W 37,4 mK

W 38,8 mK

W

Az 1.2999-es acélbetét hőkezelése

Lágyítási hőmérséklet Hűtés Keménység HB 750-800°C Kemencében Max 230

Edzési hőmérséklet [°C] Hűtőközeg Elérhető keménység

HRC

Szakítószilárdság

2mmN

1050-1100°C-ról Olaj vagy forró fürdő 57 2120 Az 1.2999-es acélbetét lágyítása

°C 100 200 300 400 500 550 600 650 HRC 55 54 54 55 56 57 53 46

2mmN 1980 1910 1910 1910 1980 2050 1620 1480

A lágyítási görbéje a következő ábrán látható:

2. melléklet Lépcsőspróba öntvény hőtechnikai számítása A hőtechnikai számítások

Ötvözet AlSi9Cu3 hűtőközeg: olaj áramlási sebesség: 16 l/perc Helyi szerszámhőmérséklet 300°C 1. széria belépő olaj hőmérséklete kilépő olaj hőmérséklete °C °C 4 mm 200 203,2 8mm 200 206,5 12mm 200 209,2 2. széria belépő olaj hőmérséklete kilépő olaj hőmérséklete °C °C 4 mm 200 203,2 8mm 160 166,8 12mm 120 131,6 3. széria belépő olaj hőmérséklete kilépő olaj hőmérséklete °C °C 4 mm 200 203,2 8mm 120 127,1 12mm 80 90

Ötvözet AZ91 hűtőközeg: olaj áramlási sebesség: 16 l/perc Helyi szerszámhőmérséklet 300°C 1. széria belépő olaj hőmérséklete kilépő olaj hőmérséklete °C °C 4 mm 200 202,9 8mm 200 205,85 12mm 200 208,2 2. széria belépő olaj hőmérséklete kilépő olaj hőmérséklete °C °C 4 mm 200 202,9

8mm 160 166,06 12mm 120 128,8

3. széria belépő olaj hőmérséklete kilépő olaj hőmérséklete °C °C 4 mm 200 202,9 8mm 120 126,3 12mm 80 89,2 Ötvözet AM50 hűtőközeg: olaj áramlási sebesség: 16 l/perc Helyi szerszámhőmérséklet 300°C 1. széria belépő olaj hőmérséklete kilépő olaj hőmérséklete °C °C 4 mm 200 202,1 8mm 200 204,4 12mm 200 206,1 2. széria belépő olaj hőmérséklete kilépő olaj hőmérséklete

4 mm 200 202,1 8mm 160 164,5 12mm 120 126,6

3. széria belépő olaj hőmérséklete kilépő olaj hőmérséklete

4 mm 200 202,1 8mm 120 124,7 12mm 80 87

Az előző táblázat adatai alapján az olaj hűtőközeg hőtechnikai tulajdonságai és a kontúrfelülettől mért távolsága a 20. táblázatban kerülnek bemutatásra.

Temperáló körök tervezéséhez szükséges számítások Ötvözet AlSi9Cu3 hűtőközeg: olaj áramlási sebesség: 16 l/perc

Helyi szerszámhőmérséklet 300°C

1. széria

2

Wm K

hőátadási tényező 2788 Szükséges

hűtőteljesítmény 1703 W felülettől mért távolság 29 mm

hőátadási tényező 2788 Szükséges

hűtőteljesítmény 3488 W felülettől mért távolság 16 mm

hőátadási tényező 2788 Szükséges

hűtőteljesítmény 4866 W felülettől mért távolság 5,3 mm

2 széria hőátadási tényező 2788 Szükséges

hűtőteljesítmény 1703 W felülettől mért távolság 29 mm

hőátadási tényező 1957 Szükséges

hűtőteljesítmény 3488 W felülettől mért távolság 18 mm

hőátadási tényező 1566 Szükséges

hűtőteljesítmény 4866 W felülettől mért távolság 4,6 mm

3 széria hőátadási tényező 2788 Szükséges

hűtőteljesítmény 1703 W felülettől mért távolság 29 mm

hőátadási tényező 1566 Szükséges

hűtőteljesítmény 3488 W felülettől mért távolság 21 mm

hőátadási tényező 936 Szükséges

hűtőteljesítmény 4866 W felülettől mért távolság

nem értelmezhető,

Ötvözet AZ91 hűtőközeg: olaj áramlási sebesség: 16 l/perc

Helyi szerszámhőmérséklet 300°C

1. széria

2

Wm K

hőátadási tényező 2788 Szükséges

hűtőteljesítmény 1521 W felülettől mért távolság 32,7 mm

hőátadási tényező 2788 Szükséges

hűtőteljesítmény 3114 W felülettől mért távolság 17,8 mm

hőátadási tényező 2788 Szükséges

hűtőteljesítmény 4345 W felülettől mért távolság 6 mm

2 széria hőátadási tényező 2788 Szükséges

hűtőteljesítmény 1521 W felülettől mért távolság 32,7 mm

hőátadási tényező 1957 Szükséges

hűtőteljesítmény 3114 W felülettől mért távolság 20,7 mm

hőátadási tényező 1566 Szükséges

hűtőteljesítmény 4345 W felülettől mért távolság 6,9 mm

3 széria hőátadási tényező 2788 Szükséges

hűtőteljesítmény 1521 W felülettől mért távolság 32,7 mm

hőátadási tényező 1566 Szükséges

hűtőteljesítmény 3114 W felülettől mért távolság 24,3 mm

hőátadási tényező 936 Szükséges

hűtőteljesítmény 4345 W felülettől mért távolság

nem értelmezhető,

Ötvözet AM50 hűtőközeg: olaj áramlási sebesség: 16 l/perc

Helyi szerszámhőmérséklet 300°C

1. széria

2

Wm K

hőátadási tényező 2788 Szükséges

hűtőteljesítmény 1142 W felülettől mért távolság 61 mm

hőátadási tényező 2788 Szükséges

hűtőteljesítmény 2338 W felülettől mért távolság 32 mm

hőátadási tényező 2788 Szükséges

hűtőteljesítmény 3263 W felülettől mért távolság 15,4 mm

2 széria hőátadási tényező 2788 Szükséges

hűtőteljesítmény 1142 W felülettől mért távolság 61 mm

hőátadási tényező 1957 Szükséges

hűtőteljesítmény 2338 W felülettől mért távolság 37,8 mm

hőátadási tényező 1566 Szükséges

hűtőteljesítmény 3263 W felülettől mért távolság 21,1 mm

3 széria hőátadási tényező 2788 Szükséges

hűtőteljesítmény 1142 W felülettől mért távolság 61 mm

hőátadási tényező 1566 Szükséges

hűtőteljesítmény 2338 W felülettől mért távolság 44,7 mm

hőátadási tényező 936 Szükséges

hűtőteljesítmény 3263 W felülettől mért távolság 10 mm

3. melléklet Az AlSi9Cu3 ötvözetből öntött lépcsőspróba öntvényből kimunkált próbatestek mechanikai tulajdonságai 4 mm-es lap szakítóvizsgálattal meghatározható mechanikai tulajdonságai

1. széria 4 mm Próbaszám E-Modul Folyáshatár Szakítószilárdság Nyúlás Maximális erő

Nr. E Rp0,2 Rm A F [MPa] [MPa] [MPa] [%] [kN]

1 71901 154 242 2 13,07 2 74254 157 211 1,5 11,41 3 72355 151 267 2,5 14,39 4 72072 159 171 0,5 9,24 5 69973 163 226 1,5 12,2 6 73319 165 262 2 14,17 7 64127 154 230 1,5 12,41 8 68255 150 210 1 11,32 9 68814 160 194 1 10,48 10 83217 144 212 1 11,43

Középérték 71828,7 155,7 222,5 1,45 12,012 δ 4975,02 6,39 29,53 0,59 1,59

2. széria Próbaszám E-Modul Folyáshatár Szakítószilárdság Nyúlás Maximális erő

Nr. E Rp0,2 Rm A F [MPa] [MPa] [MPa] [%] [kN]

1 73769 159 289 3,5 15,61 2 73569 174 243 1 13,13 3 72467 174 232 1,5 12,51 4 69449 175 221 1,5 11,95 5 71665 170 231 1,5 12,46 6 68308 159 226 1 12,22 7 73812 161 233 1 12,56 8 70720 0 150 0 8,08 9 74520 167 192 0,5 10,36 10 67637 176 199 0,5 10,75

Középérték 71591,6 151,5 221,6 1,2 11,963 δ 2465,31 53,64 36,30 0,94 1,96

3. széria Próbaszám E-Modul Folyáshatár Szakítószilárdság Nyúlás Maximális erő

Nr. E Rp0,2 Rm A F [MPa] [MPa] [MPa] [%] [kN]

1 75183 150 266 2 14,34 2 70127 156 261 2,5 14,08 3 78859 142 266 3 14,36 4 74418 151 220 1 11,85 5 86855 139 263 3 14,18 6 71299 153 262 2 14,15 7 77025 158 250 2 13,49 8 74630 157 241 1,5 13,02 9 77669 165 267 2,5 14,42 10 75829 182 230 1 12,43

Középérték 76189,4 155,3 252,6 2,05 13,632 δ 4608,56 12,0743 16,82 0,72 0,909

8 mm-es lap szakítóvizsgálattal meghatározható mechanikai tulajdonságai

1. széria 8 mm Próbaszám E-Modul Folyáshatár Szakítószilárdság Nyúlás Maximális erő

Nr. E Rp0,2 Rm A F [MPa] [MPa] [MPa] [%] [kN] 1 67135 163 233 2,11 23,15 2 70568 146 214 1,5 21,28 3 73222 150 217 1 21,58 4 74679 154 213 1 21,2 5 74604 138 224 2 22,28 6 79951 150 211 1,54 21 7 91267 138 195 1,5 19,35 8 123835 149 221 1 21,99 9 72112 148 239 2,5 23,8

10 73214 142 198 1 19,65 Középérték 80058,7 147,8 216,5 1,515 21,528

δ 16715,03 7,52 13,77 0,537 1,38 2. széria

Próbaszám E-Modul Folyáshatár Szakítószilárdság Nyúlás Maximális erő Nr. E Rp0,2 Rm A F

[MPa] [MPa] [MPa] [%] [kN] 1 95535 139 202 1 20,11 2 64670 152 251 2,5 24,98 3 70496 148 219 1,5 21,86 4 113627 149 190 1 18,96 5 77158 157 231 1,5 23 6 81864 148 222 1,5 22,11 7 59782 154 224 1 22,27 8 79729 151 226 1,5 22,49 9 58843 159 251 2,5 25

10 44296 163 214 1 21,35 Középérték 74600 152 223 1,5 22,213

δ 19856,80 6,74 19,06 0,57 1,88 3. széria

Próbaszám E-Modul Folyáshatár Szakítószilárdság Nyúlás Maximális erő Nr. E Rp0,2 Rm A F

[MPa] [MPa] [MPa] [%] [kN] 1 112910 141 227 2 22,1 2 75517 147 215 1 20,88 3 71390 145 210 1 20,39 4 78467 143 204 1,5 19,83 5 60195 137 194 1,5 18,82 6 81903 140 198 1,5 19,25 7 91767 146 232 1,5 22,58 8 74286 154 189 3 18,34 9 75940 157 230 1 22,37

10 60331 131 188 1,5 18,24 Középérték 78270,6 144,1 208,7 1,55 20,28

δ 15348,05 7,65 16,80 1,42 1,65

4 mm-es lap szakítóvizsgálattal meghatározható mechanikai tulajdonságai 1. széria 12 mm

Próbaszám E-Modul Folyáshatár Szakítószilárdság Nyúlás Maximális erő Nr. E Rp0,2 Rm A F

[MPa] [MPa] [MPa] [%] [kN] 1 66776 126 180 1 25,87 2 71980 138 192 1 27,65 3 74327 133 194 1,84 28,01 4 75886 133 181 1,5 26,12 5 115708 132 164 1 23,56 6 65200 132 159 1 22,86 7 66881 135 193 1,73 27,81 8 79292 141 174 1 25,08 9 67428 139 221 2,2 31,84

10 73204 136 205 1,5 29,55 Középérték 75668,2 134,5 186,3 1,377 26,835

δ 14800,93 4,30 18,71 0,44 2,72 2. széria

Próbaszám E-Modul Folyáshatár Szakítószilárdság Nyúlás Maximális erő Nr. E Rp0,2 Rm A F

[MPa] [MPa] [MPa] [%] [kN] 1 72679 148 177 1 25,46 2 70592 138 169 1 24,36 3 67703 135 216 4 31,04 4 88171 135 193 1 27,83 5 70187 143 212 1,5 30,56 6 74572 141 183 1,5 26,41 7 80673 145 209 1 30,13 8 79533 137 193 1 27,84 9 78280 139 204 1,5 29,37

10 87645 147 177 1 25,43 Középérték 77003,5 140,8 193,3 1,45 27,843

δ 7134,68 4,78 16,51 1,65 2,38 3. széria

Próbaszám E-Modul Folyáshatár Szakítószilárdság Nyúlás Maximális erő Nr. E Rp0,2 Rm A F

[MPa] [MPa] [MPa] [%] [kN] 1 130500 141 188 1,5 27,04 2 72759 145 207 3,5 29,81 3 67612 141 217 1,5 31,22 4 74720 132 174 3 25,02 5 61911 128 140 0,5 20,1 6 73408 136 202 3 29,05 7 65275 137 175 3 25,24 8 70218 130 202 3 29,03 9 122232 130 197 1,5 28,43

10 76314 127 192 1,5 27,67 Középérték 81494,9 134,7 189,4 2,2 27,261

δ 24133,85 6,22 21,96 2,34 3,17