DIZERTATIE 2012

UPB

Studiu privind proprietatile aliajelor de magneziu ZK60 pentru industria auto

-2012-

UNIVERSITATEA POLITEHNICA BUCURETI FACULTATEA DE TIINA I INGINERIA

MATERIALELOR

INGINERIE ECONOMIC N INDUSTRIA CHIMIC I DE MATERIALE

Conductori tiinifici: Prof. dr. ing. Popescu GabrielaAs. ec. drd. Drago Marcu

Absolvent: Croitoru N. Adrian Ciprian

1

Cuprins Cuprins ...................................................................................................................................1 Introducere .............................................................................................................................2 1. Aliaje pe baz de magneziu................................................................................................3

1.1. Elaborarea aliajelor de magneziu ................................................................................3 1.2. Clasificarea i simbolizarea aliajelor de magneziu ...................................................14 1.3. Aliaje cu rezisten mecanic mare...........................................................................17

1.3.1. Aliaje comerciale de turntorie cu rezisten mecanic mare ............................17 1.3.2. Aliaje comerciale deformabile cu rezisten mecanic mare .............................21

1.4. Forjarea aliajelor de magneziu cu rezisten mecanic mare: ZK60 ........................22 2. Metode de analiz a proprietilor termofizice ................................................................25

2.1 Metoda de analiz FLASH" .....................................................................................25 2.1.2. Interferene .........................................................................................................26 2.1.3. Dispozitivul ........................................................................................................27 2.1.4. nregistrarea datelor......................................................................................29 2.1.5. Proba testat .................................................................................................29 2.1.6. Calibrarea i verificarea .....................................................................................30

2.2. Metode de msurare a cldurii specifice i de calcul a conductivitii termice ........31 2.2.1. Dilatometria bazat pe mpingerea tijei .............................................................32 2.2.2. Sursele de erori n dilatometria cu tij de mpingere .........................................34

2.3. Determinarea experimentala a difuzivitaii termice .................................................35 2.4. Determinarea experimentala a dilatarii termice ........................................................49 2.5 Concluzii ....................................................................................................................67

3.Costul de producie............................................................................................................68 3.1.Consideraii teoretice..................................................................................................68 3.2 Analiza cheltuielilor de exploatare.............................................................................70 3.4 Calculul costului de productie....................................................................................71 3.5 Costul estimat al productiei aliajelor ZK60 ...............................................................71

3.5.1. Cheltuieli cu materia prim si auxiliar .............................................................71 3.5.2. Cheltuieli cu manopera.......................................................................................73 3.5.3. Cheltuieli cu utilitaile........................................................................................74 3.5.4. Alte cheltuieli .....................................................................................................75 3.5.5 Concluzii .............................................................................................................76

Bibliografie: .........................................................................................................................77

2

Introducere

n prezent, exist o cerere foarte mare de piese din aliaje superuoare pentru industria de automobile, dorindu-se nlocuirea oelului, 80 % din forjele din Europa prelucrnd numai oel.

n acest sens, este din ce n ce mai recunoscut faptul c aluminiul i magneziul sunt nite alternative atractive la oel. n special magneziu, datorit faptului c este cel mai uor metal de inginerie disponibil, fiind cu 75% mai uor dect oelul i cu 35% mai uor dect aluminiu.

n aceast lucrare se urmrete finisarea granulaiei i modificarea n stare lichid a aliajelor pentru mbuntirea calitii pieselor forjate, astfel aliajul ZK60 se finiseaz cu Zr pe care l conine sau prin preforjare multipl i se modific cu RE sau RE+Ca.

Se urmrete mbuntirea proprietilor termofizice ale pieselor forjate pentru industria de automobile, mbuntirea aspectului i structurii pieselor forjate din aliaje de magneziu prin optimizarea parametrilor de forjare, extinderea domeniului de utilizare a

aliajelor de magneziu deformabile n alte industrii ca: aeronautica, microelectronica,

material sportiv.

Lucrarea de fa este mprit n trei pri principale, i anume: 1) Partea teoretic n care sunt prezentate procesele de elaborare, clasificarea i

simbolizarea aliajelor de magneziu, precum i prezentarea aliajelor de magneziu cu rezisten mecanic mare.

n finalul prii teoretice este prezentat succint forjarea aliajelor de magneziu cu rezisten mecanic mare, i anume: ZK60.

2) Partea experimental n care sunt prezentate metodele de analiz a proprietilor termofizice, determinarea experimental a difuzivitii termice, pe baza creia s-a determinat i conductivitatea termic, precum i determinarea experimental a dilatrii termice, pentru aliajul ZK60.

3) Partea economic presupune determinarea costul de producie pentru aliajul de magneziu cu rezisten mecanic mare utilizat, ZK60.

3

1. Aliaje pe baz de magneziu 1.1. Elaborarea aliajelor de magneziu

La elaborarea aliajelor de magneziu se utilizeaz urmtoarele materiale: aluminiu, magneziu, mangan, zinc, feroceriu, ceriu, cadmiu, nichel, lantan, litiu (cu coninut de Na

4

Tabelul 1.1 Compoziia fluxurilor pentru elaborarea aliajelor de magneziu, % Nr. flux

MgCl2 KC1 BaCl2 CaCl2

CaF2 MgF2 A1F3 B203 Altele

1 38.. .46 32.. .40 5.. .8 10 - - - - - 2 38.. .46 32.. .40 5.. .8 - 3.. .5 - - - - 3 33.. .40 25.. .36 - - 15.. .20 - - - - 4 - - - - 13 32 40 16 - 5 25.. .42 20.. .36 4.. .8 - 0,5.. .10 3.. .11 3.. .14 1,8 - 6 26 20.. .40 9 - 6.. .13 - 6.. .13 - - 7 20.. .35 16.. .29 8.. .12 - 14.. .23 14.. .23 - 0,5.. .0,

8-

8 24.. .33 24.. .33 2...1 - 6.. .14 6.. .14 - - 16.. .23 9 18.. .23 30.. .40 30.. .35 10 - - - 0,2.. . 1 TiCl2+TiCl3

10 35.. .39 22.. .26 19.. .23 - 2.. .5 - - - 17.. .20 1 1 - 18.. .23 18.. ,23 rest 2.. .4 - - - NaCl 12 3.. .5 23.. .25 40 2.. .4(fluoru

ri de met. 13 - - - - 17,5 17,5 15 50 - 14 15.. .20 85.. .80

Na2B40

Capacitatea de rafinare a fluxurilor este dat de MgCI2, KCI i MgF2. Un exces de MgCI2 favorizeaz legarea mai bun a MgO sub form de compus MgCl2.5MgO. Oxiclorura de magneziu se umecteaz cu fluxuri mai bine dect metalul. De asemenea, umectarea de ctre fluxuri a metalului lichid nainte de turnare trebuie s fie minim pentru a permite o separare bun a topiturii de fluxuri. ndeprtarea impuritilor va fi cu att mai complet cu ct fluxul umecteaz mai bine oxidul de magneziu i cu ct activitatea superficial a fluxului este mai mic n comparaie cu cea a magneziului i, de asemenea, cu ct este mai mare densitatea fluxului.

Interaciunea magneziului cu oxigenul se caracterizeaz printr-o degajare intens de cldur la formarea oxidului i o energie de activare redus, ceea ce permite oxidarea cu vitez mare a metalului, cantitatea de magneziu oxidat fiind proporional cu suprafaa materialelor ncrcturii i suprafaa bii metalice. Hidrogenul n aliajele de magneziu provine din ncrctura metalic umed sau din fluxurile utilizate la elaborare. Tensiunea mare de vapori a magneziului ngreuneaz elaborarea aliajelor de magneziu n vid, iar topirea n atmosfer inert (argon, heliu) nu prentmpin ntr-un grad important sublimarea magneziului.

5

De aceea, procedeul cel mai indicat i mai simplu const n elaborarea aliajelor de magneziu n cuptoare deschise cu utilizarea obligatorie a mediilor care protejeaz ncrctura mpotriva oxidrii (fluxuri sau atmosfere gazoase).

Fluxurile utilizate la elaborarea magneziului i aliajelor sale se mpart n dou grupe: fluxuri compuse din cloruri i fluoruri i fluxuri fr cloruri. n funcie de utilizare, fluxurile sunt de protecie (acoperire) i de rafinare.

Fluxurile de protecie trebuie s protejeze arja de oxidare i aprindere i s micoreze pierderile de metale din topitur. Fluxurile de rafinare trebuie s rafineze topitura de impuriti nemetalice (oxizi, nitruri etc.) care se gsesc n topitur n suspensie.

Fluxurile pe baz de cloruri i fluoruri ale metalelor alcaline i alcalino-pmntoase protejeaz bine topitura de oxidare, dar abaterile de la regimul normal de topire pot avea ca efect ptrunderea particulelor de flux n produsele turnate, fapt care conduce la coroziunea aliajelor. Pelicula care se formeaz la suprafaa magneziului n atmosfer de CO2 nu-1 protejeaz mpotriva oxidrii.

n atmosfer de azot pur magneziul se evapor ntr-un grad nsemnat. La topirea n atmosfer de N2+CO2 (40..50% CO2), procesul de oxidare este

limitat. La nceput, la suprafaa metalului se formeaz o pelicul de MgO poroas i fisurat. Porii i fisurile se nchid apoi cu negru de fum, formnd un strat compact care nu mai permite oxidarea aliajului.

Utilizarea n ncrctur a magneziului acoperit cu produse de coroziune conduce la apariia la suprafaa topiturii a peliculelor oxidice.

La topirea fr fluxuri la temperaturi sub 800C, ncrctura se poate proteja mpotriva oxidrii, utilizndu-se gaze de protecie. Se recomand utilizarea hexafluorurii de sulf (SF6) care este de 5 ori mai grea dect aerul i este inert fa de aliajele de magneziu. De asemenea, se poate utiliza un amestec de N2+0,5..3% SF6. n aceste condiii, la suprafaa topiturii se formeaz o pelicul compact care conine MgS i MgF2 care protejeaz baia metalic foarte bine i nu permite evaporarea magneziului. De asemenea, trebuie remarcat faptul c produsele disocierii SF6 nu sunt toxice. Procesul de topire fr fluxuri permite mbuntirea calitii produselor turnate, eliminarea coroziunii aliajelor la contactul cu fluxurile, precum i creterea productivitii agregatelor de topire, prin scurtarea ciclului de elaborare.

6

Mecanismul proteciei cu gaze a topiturii nu este nc foarte bine studiat. Se presupune c fluorul ofer cea mai bun protecie deoarece modific factorul Pilling i Bedworth la valoarea de circa 1, ceea ce nseamn formarea unui strat (film) protector continuu (tabelul 1.2). La temperaturi mari CO2 poate reaciona rapid cu magneziul formndu-se CO i MgO.

Tabelul 1.2. Coeficienii de protecie a filmului superficial format deasupra topiturilor de Filmul superficial format Coeficient de protecie

Mg + S = MgS 1,263 Mg + 2 BF3 = 3 MgF2 + 2 B 1,32Mg + 2 HF = MgF2 + H2 1,323 Mg + N2 = Mg,N2 0,79Mg + C02 = 2 MgO + C 0,902 Mg + CO = MgO + C 1,08

Trebuie remarcat faptul c n cazul schimbrii mrcilor de aliaje elaborate este necesar s se efectueze topiri de splare a cuptorului pentru a se obine aliaje de calitate superioar cu compoziie chimic propus.

La elaborarea n cuptoare cu flacr cu creuzet sau cu baie de mare capacitate, este obligatorie utilizarea fluxurilor sau a mediilor gazoase de protecie. Dup topirea deeurilor i a magneziului se efectueaz alierea. Unele elemente de aliere pot fi introduse odat cu deeurile, de exemplu aluminiul i manganul (ca prealiaj Mg-Mn).

Aluminiul, zincul, argintul, cadmiul i siliciul se introduc n topitur la temperatura de 720..760C.

Manganul se introduce sub form de MnCl2 la 700..730C cnd are loc reacia MnCl2 + Mg = MgCl2 + Mn, care are un randament de 35 - 90%. De asemenea, manganul

poate fi adugat sub form de pulberi de Mn sau brichete de prealiaj AlMn75. Lantanul i ceriul se introduc la 760..780C, la sfritul elaborrii. Ceriul se poate

aduga sub form de feroceriu la temperatura de 780..800C. Neodimul se recomand s fie introdus sub form de prealiaj Mg-Nd (cu 20% Nd)

la o temperatur a topiturii de 760..780C. nainte de aliere, prealiajul Mg-Nd se prenclzete la 200C. La adaosul de neodim sau lantan i, de asemenea, la rafinare, meninere i turnare se produc pierderi mari prin ardere (20..25%). Cele mai mari pierderi se produc la aliere (7%), transvazare (8%) i meninere n mixer (6%).

7

n unele cazuri, la elaborarea aliajelor speciale cu coninut mare de ceriu, acesta se introduce direct n mixer, cu o or nainte de turnare.

Pentru reducerea pierderilor prin ardere se recomand utilizarea prealiajelor ternare Mg-Zn-Zr (6..8% Zn, 20..25% Zr, rest % Mg) sau binare Mg-Zr (cu 15..20% Zr). Blocurile

de prealiaje Mg-Zr trebuie acoperite cu o pelicul oxidic protectoare sau mpachetate, pentru a evita contactul cu atmosfera, deoarece n aer se corodeaz foarte intens. Prealiajele Mg-Zr se introduc n topitur, n porii, la temperatura de 820C. Prealiajul se prenclzete la 300..400C, nainte de aliere.

Beriliul se introduce n aliajele de magneziu care conin aluminiu sub form de prealiaj Al-Be (cu peste 5% Be). n condiiile utilizrii fluxurilor de protecie la elaborare, a transvazrii topiturii din cuptor n mixer prin sifonare i cu pompe electromagnetice din mixer n cristalizator, nu este nevoie s se adauge beriliu pentru protecie mpotriva oxidrii.

Rafinarea aliajelor de magneziu, la elaborare n cuptoare cu flacr de capacitate mare, se realizeaz fie n cuptorul de elaborare, fie n mixer la temperatura de 740..750C, cu focul ntrerupt. Rafinarea se efectueaz prin amestecarea fluxului (10 kg/t) de rafinare n topitur.

La elaborarea aliajelor care conin zirconiu nu se recomand fluxuri cu AIF3 care interacioneaz cu magneziul, punnd n libertate aluminiul care precipit zirconiul din topitur.

La elaborarea aliajelor de puritate normal nu se recomand utilizarea fluxurilor care conin TiCL deoarece la un coninut de peste 0,005% titanul precipit fierul din topitur, avnd ca efect creterea grunilor aliajelor Mg-Al-Zn-Mn i Mg-Mn.

Fluxul de rafinare recomandat pentru toate tipurile de aliaje de magneziu are

compoziia: 20..35% MgCl2, 16..29% KC1, 8.. 12% BaCl2, 14..23% CaF2, 14..23% MgF2, 0,5..0,8% B2O3. Acest flux asigur rafinarea prin legarea MgO sub form de oxiclorur i oxifluorur de magneziu care se decanteaz mpreun cu fluxul la partea inferioar a cuptorului. De asemenea, cantitatea mai mare de fluoruri din acest flux asigur o separare bun a acestuia de aliajul lichid. Durata meninerii topiturii, dup rafinare prin licuaie, este de peste 1 h.

La elaborarea aliajelor de magneziu n cuptoare electrice cu inducie se aplic metoda de evacuare a topiturii cu ajutorul pompelor electromagnetice. n aceste condiii, partea mai impur din aliaj rmne la nceput n creuzetul cuptorului i apoi este turnat n distribuitor.

La elaborarea aliajelor de magneziu deformabile n cuptoare cu inducie, pierderile nerecuperabile sunt de 1,8..2,8%.

8

Pentru aliajele care conin zirconiu pierderile de metal depind de procedeul de aliere cu zirconiu. La alierea cu utilizarea srurilor de zirconiu pierderile sunt mai mari (2,6%) dect la alierea cu prealiaje Mg-Zr (1,7%) deoarece n primul caz este necesar supranclzirea topiturii pn la 800..820C.

Zirconiul se adaug n topitur sub form de prealiaj MgZr33 (Zirmax). Cantitatea de fluxuri la turnarea din cuptor a tuturor aliajelor de magneziu

reprezint 2.-2,3% din masa ncrcturii. La turnarea din mixer pierderile de metal i consumul de fluxuri crete datorit oxidrii suplimentare n operaiile de evacuare i tratare a topiturii. Totui, pierderile de metale sunt mai reduse de 2..6 ori dect la elaborarea n cuptoare cu flacr.

La turnarea din mixer ciclul tehnologic cuprinde trei topiri succesive. Dup transvazarea topiturii n mixer, reziduul din cuptor se evacueaz dup fiecare topire. n mixer, reziduul se evacueaz dup a treia topire. n cazul evacurii reziduului din cuptor i mixer, dup fiecare topire, extracia anual de metal reprezint numai 20..25%. n cazul tehnologiei cu trei topiri se obine o extracie avansat de metal (>96%). Nu se recomand utilizarea ciclurilor de elaborare-turnare cu peste trei topiri, deoarece aceasta conduce la

impurificarea lingourilor i semifabricatelor. La topirea n cuptoare cu inducie a ncrcturilor cu dimensiuni medii reduse,

cantitatea de arj nu trebuie s depeasc 60..70% din capacitatea cuptorului. n acest fel se mbuntete densitatea ncrcturii i contactul acesteia cu peretele creuzetului, micorndu-se durata topirii, gradul de oxidare i consumul de energie. Durata topirii depinde i de temperatura creuzetului care este funcie de numrul de topiri efectuate.

Puterea electric specific la topirea n creuzet rece este de 0,65.. 1 kW/kg, iar la topirea n creuzet fierbinte este de 0,5..0,7 kW/kg.

Repartiia uniform a temperaturii pe nlimea ncrcturii n procesul de topire creeaz posibilitatea introducerii elementelor de aliere mpreun cu arja solid.

nainte de meninere i turnarea topiturii, cuptorul se deconecteaz de la reeaua electric pentru a ntrerupe micarea electrodinamic a topiturii. Dup deconectarea cuptorului temperatura scade cu lC/min.

Pentru micorarea pierderilor de metale rare (Nd, Ce .a.) se recomand introducerea acestora n mixer. Totui, adaosul de neodim sub form de prealiaj Mg-Nd (cu 20..25% Nd) poate conduce la precipitarea manganului i zirconiul ui din topitur mai ales la un coninut redus

9

de neodim n aliaj. La un coninut mai mare de neodim, cantitatea de prealiaj Mg-Nd fiind mare, temperatura topiturii scade cu 80..100C, avnd ca efect micorarea solubilitii manganului i zircontiului i deci i separarea lor din soluie.

n procesul de elaborare a aliajelor cu coninut mare de pmnturi rare i zirconiu sau mangan se recomand s se introduc toate elementele de aliere n acelai timp. La elaborarea aliajelor cu coninut de ceriu, pentru obinerea compoziiei dorite este bine s se utilizeze ceriu metalic sau feroceriu cu coninut de peste 90% Ce. La aliajele care conin lantan (~1%), se recomand alierea n cuptorul de topire. Aliajele la care alierea cu pmnturi rare sub form de mischmetal (40 - 45% Ce, 20 - 25% La, 15 - 20% Nd, 4 - 6% Pr, 1 - 4% Sm, 6 - 10% Fe) se face n mixer, se rafineaz cu fluxuri care au un coninut redus de cloruri, la temperatura de 740..760C, dup terminarea alierii.

Ytriul este preferabil s se adauge sub form de prealiaj Mg-Y/Pmnturi rare cu coninut de 25% Y n atmosfer de CO2/SF6 pentru a reduce pierderile prin oxidare.

Degazarea i finisarea granulaiei aliajelor de magneziu Pentru obinerea unor aliaje dense, compacte i pentru scderea microporozitii

este necesar degazarea topiturii. Degazarea cu argon. La solidificarea aliajelor de magneziu n condiii de echilibru

la 100g metal se degajeaz 8cm3 hidrogen. Aceast cantitate depete de 8 ori cantitatea maxim de hidrogen care se poate degaja la solidificarea aliajelor de aluminiu.

Porozitatea, format n lingouri din aliaje de magneziu, este legat de apariia, la cristalizare, a microretasurilor i de degajarea gazelor. Degazarea aliajelor de magneziu se poate realiza complet i simplu prin tratarea topiturii cu gaz activ (clor) sau cu gaze neutre (I Ie sau Ar). Pentru obinerea unor lingouri compacte este suficient s se barboteze topitura cu 0,5% Ar la temperatura de 750..760C; aceasta permite scderea coninutului de hidrogen de la 15..19 cm3/100 g pn la 10 cm3/100 g. Prin combinarea tratrii aliajelor Mg-Al-Zn, Ia 750..760C, cu argon (0,5%) i CCI4 (0,4%) se pot obine lingouri compacte, cu proprieti mecanice superioare.

10

Degazarea cu azot a aliajelor de magneziu se efectueaz prin barbotarea acestui gaz n topitur (cu ajutorul unei evi de oel), la temperatura de 660..685C. La temperaturi mai nalte dect 700C se formeaz nitrur de magneziu, care poate rmne ca incluziune n aliajul turnat.

Degazarea cu clor se realizeaz prin barbotarea topiturii cu ~3% clor gazos la temperatura de 740..760C. Clorul interacioneaz cu magneziul, formnd clorura de magneziu. Pentru degazarea i modificarea concomitent a aliajelor de magneziu, se recomand tratarea cu un amestec de 1,0.. 1.5% Cl2 i 0,25% CCl4 la temperatura de 690..710C. Datorit ns toxicitii, metoda de degazare cu clor nu a gsit utilizare larg n industrie.

Metode complexe de degazare. Rezultate bune s-au obinut prin tratarea succesiv a topiturilor cu gaz carbonic i gaz inert sau cu gaz inert i tetraclorur de titan.

Tratarea topiturii succesiv cu gaz carbonic i heliu mrete mult eficiena degazrii, micornd coninutul de hidrogen pn la 8..10cm /100g.

Tratarea topiturii succesiv cu TiCL4+He i respectiv heliu este mai efectiv dect tratarea concomitent a topiturii cu CCl4 i heliu. n primul caz, coninutul de hidrogen scade pn la 6..8 cm3 /100 g, iar n al doilea caz pn la 13..16cm /100g.

Cea mai bun degazare se realizeaz prin barbotarea cu argon sau cu amestecul argon + flux nr. 7.

Aliajele Mg-Mn. n stare turnat, se caracterizeaz ca i magneziul prin structur columnar.

Lingourile din aliaje Mg-Al-Zn au structur cristalin echiaxial i n ruptur prezint cristale mici.

Cele mai mici cristale le iau lingourile dih aliaje Mg-Zn i Mg-Y care conin zirconiu. Aliajele de magneziu se finiseaz prin dou tipuri de metode: metalurgice i fizice. Aliajele Mg-Al-Zn se finiseaz prin urmtoarele metode de baz:

- supranclzirea topiturii pn la 875 ... 925C; - tratarea topiturii cu substane care conin carbon; - tratarea topiturii cu clor i compui ai clorului.

Pentru aliajele din aceast grup, un rol important n finisarea structurii l are fierul.

11

Supranclzirea Aliajele, dup rafinare, se supranclzesc cu 180..300C peste curba lichidus, un

timp scurt, iar apoi se rcesc rapid. Aluminiul este elementul cheie n procesul de finisare a granulaiei; de asemenea, prezena fierului i a manganului sub form de particule intermetalice favorizeaz procesul de nucleere. Gradul de finisare este redus n prezena unor elemente ca: Ti, Zr i Be. Metoda de supranclzire este puin folosit n practic mai ales la elaborarea unei cantiti mari de aliaj, pe scar comercial, datorit consumului excesiv de energie i timp.

Tratarea topiturii cu substane cu coninut de carbon Inocularea carbonului n topitur devine eficient dac aliajul conine peste 2% Al.

Carbonul se poate introduce sub form de: grafit, hexacloretan (C2CI6), carburi (AI4C3, SiC, Al4C3SiC-Al, CaC2) sau gaze (CO2, CH4, CO). Nucleerea pe particule de AI4C3 se

realizeaz ntruct att particulele de AI4C3 ct i ssa-Mg au structur hexagonal cu parametrii reelei foarte apropiai (a=0,3331 nm, c=0,499 nm pentru AI4C3 i a=0,3203 nm, c=0,52 nm pentru ssa-Mg). Nucleerea pe particulele de SiC este favorizat de orientarea planelor (111) ale SiC i (0001) ale magneziului. Hexacloretanul este un finisor foarte activ, care produce i degazarea topiturii, dar emisia de gaze toxice la tratarea topiturii creeaz probleme de mediu. Avantajele procedeului sunt: temperatur joas de operare, posibilitatea prelucrrii unor volume mari de topituri i stabilitatea n timp a tratamentului. Din punct de vedere al coroziunii materialelor cptuelilor refractare este necesar meninerea coninutului de carbon la un nivel sczut.

Procedeul ELFINAL

Procedeul const n tratarea aliajelor lichide Mg-Al-Zn cu adaos de FeCl3 anhidr la 740..780C cnd are loc reacia:

FeCl3+ 1,5 Mg = l,5MgCl2 + Fe G0740oC = -501kJ si G0780oC=-498kJ n regiunea central a aliajelor solidificate se observ particule intermetalice bogate n Fe i Al, care explic mecanismul procesului. Zirconiul i beriliul inhib procesul de finisare, conducnd la creterea granulaiei aliajelor.

Consumul de FeCb este de 0 , 5 - 1 % masice. Fa de supranclzire avantajul tratrii cu FeCl3 este scderea consumului de energie cu 10..30%.

12

Adaosul de zirconiu. Zirconiul este un finisor foarte bun pentru aliajele

magneziului care nu conin aluminiu. Zirconiul poate reduce dimensiunea medie a grunilor pn la ~50 m, la viteze normale de rcire. Finisarea cu zirconiu poate conduce la formarea grunilor sferici care mbuntesc uniformitatea structural a aliajelor finale. Grunii de ss pe baz de magneziu conin nuclee centrale bogate n zirconiu ca rezultat a reaciei peritectice cnd magneziul bogat n zirconiu se solidific primul, iar apoi ss-Mg nucleeaz pe particulele de zirconiu. Dimensiunea grunilor dup finisare cu zirconiu este de 1-5 m. Pentru finisare se utilizeaz prealiaj Z1RMAX (MgZr33,3). Zirconiul are reea hexagonal compact ca i magneziul, cu parametrii de reea apropiai de cei ai magneziului (pentru Zr: a=0,323 nm, c=0,514 nm, iar pentru Mg: a=0,320 nm, c-0,52 nm).

Un rol important la nucleere l are att zirconiul dizolvat n topitur (paradigma elementului dizolvat) ct i nucleele bogate n zirconiu (paradigma nucleantului). Particulele de zirconiu sedimenteaz foarte uor n magneziul lichid ca urmare a diferenei mari de densitate (Z r/M g 4). Beriliul este un element inhibitor pentru finisarea cu zirconiu.

Reducerea consumului de zirconiu i deci a costului procesului este una din dezideratele majore ale procedeului.

Adaosul de calciu. Calciul (circa 1%) se adaug sub form de prealiaj MgCa30, n special pentru finisarea aliajului AM60. Mecanismul posibil de finisare este nucleerea

eterogen a ss-Mg pe compusul intermetalic Mg2Ca i restricia creterii cristalelor de ss-Mg n prezena compusului Al2Ca care se situeaz la limita grunilor.

Adaosul de stroniu. Stroniul este un finisor bun pentru magneziul pur i pentru aliajele cu coninut redus de aluminiu. Stroniul are un rol important n controlul (restricionarea) creterii grunilor i a nucleerii. Adaosul de stroniu produce o scdere semnificativ a granulaiei pn la 75.. 170 m.

Adaosul de pmnturi rare. Pmnturile rare conduc la micorarea granulaiei aliajelor de magneziu la un adaos de 0,2..1,5%. Aceste elemnete se introduc n topitur sub form de mischmetal.

13

Metode fizice de finisare

Metodele fizice de finisare a grunilor sunt legate de efecte dinamice asupra topiturii, n procesul de cristalizare.

Oscilaiile sonore i ultrasonore n lichidul care se solidific sunt capabile s mreasc frecvena de formare a germenilor. Creterea vitezei de formare a germenilor noilor cristale se poate realiza, de asemenea, prin utilizarea cmpurilor magnetice i electrice.

Utilizarea metodelor fizice se poate face n cursul turnrii, reducndu-se astfel durata elaborrii.

Printre metodele fizice de modificare cunoscute se remarc amestecarea electromagnetic sau prin inducie i tratarea cu ultrasunete. Amestecarea topiturii se face cu ajutorul dispozitivelor mecanice, electromagnetice i ultrasonore. Fiecare din acestea se caracterizeaz printr-o anumit frecven i intensitate. La amestecare se accelereaz procesul de difuzie, care favorizeaz formarea germenilor.

Tratarea topiturii, n creuzet, cu ultrasunete (~30 min.) nu conduce la finisarea

structurii aliajelor Mg-Mn-Ce dac procesul de cristalizare a lingoului n form se desfoar n condiii normale.

Amestecarea electromagnetic a topiturii n cristalizor are loc sub influena forelor electrodinamice care apar n baia lichid la alimentarea instalaiei de inducie cu curent alternativ, care, trecnd prin spira inductorului (circuitul primar) induce n topitur (circuitul secundar) o for de electrotransport. Ca rezultat al interaciunii cmpurilor electromagnetice a curentului inductorului i a curentului din topitur, n baia metalic apar fore electrodinamice care produc amestecarea acesteia.

n timp ce amestecarea electromagnetic se realizeaz fr contactul instalaiei cu topitur, tratarea cu ultrasunete se asigur ca rezultat al contactului capului de ultrasunete cu topitur.

Tratarea topiturii cu ultrasunete necesit o aparatur mai complex i mai scump dect amestecarea electromagnetic. Pentru tratarea cu ultrasunete sunt necesare generatoare de oscilaii ultrasonore de putere l0kW. Instalaiile de inducie pentru amestecarea electromagnetic sunt simple din punct de vedere constructiv.

14

Tratarea cu ultrasunete mrete plasticitatea materialului turnat. Eficiena aciunii ultrasunetelor asupra procesului de cristalizare depinde de o serie de parametri tehnologiei,

ca: temperatura topiturii i temperatura formei. La temperaturi joase ale formei, viteza de cristalizare este mare i deci tratamentul cu ultrasunete d rezultate reduse. La temperaturi prea nalte ale topiturii, masa solidificat se deplaseaz n sus spre capul de ultrasunete conducnd, uneori, la fragmentarea (ruperea) lingoului n partea inferioar.

Intensitatea amestecrii topiturii n cristalizor influeneaz finisarea grunilor i valorile proprietilor mecanice ale aliajelor.

Finisarea grunilor i eliminarea neomogenitii structurii n lingouri conduc la mbuntirea plasticitii lingourilor. Lingourile turnate cu amestecare electromagnetic n cristalizor se deformeaz fr formarea fisurilor. La laminarea i forjarea lingourilor din aceleai aliaje, fr modificarea structurii, rezult 40% rebuturi.

Amestecarea electromagnetic a topiturii n cristalizor conduce la micorarea rebuturilor la tablele laminate, datorit reducerii porilor i a peliculelor de incluziuni nemetalice.

1.2. Clasificarea i simbolizarea aliajelor de magneziu

Aliajele de magneziu folosite n tehnic pot fi clasificate n dou mari grupe: - aliaje de turntorie, destinate obinerii pieselor turnate; - aliaje deformabile, folosite pentru obinerea semifabricatelor (table, benzi, profile etc.), prin prelucrare la cald i la rece.

Pentru simbolizarea elementelor aliajelor de magneziu se utilizeaz literele prezentate n tabelul 1.3.

Tabelul. 1.3. Notaii utilizate pentru desemnarea elementelor de aliere Litera Element de aliere

A AluminiuC CupruE Pmnturi rareH ThoriuK ZirconiuL Litiu

15

Litera Element de aliere M Mangan Q ArgintS SiliciuY YtriuZ Zinc

Notaiile utilizate pentru starea aliajelor de magneziu sunt date n tabelul 1.4.

Litera Starea aliajului

F turnatO recopt, recristalizat (aliaje deformabile) H durificat prin deformareT tratat termicW punere n soluie

Tabelul. 1.4. Notaii utilizate pentru starea aliajelor de magneziu Subdiviziunile lui T sunt prezentate n tabelul 1.5.

Tabelul. 1.5. Subdiviziunile lui T

T1 Racire si imbatranire naturala

T2 Recoacere

T3 Puneere in solutie si racire

T4 Punere in solutie

T5 Racire si imbatranire artificiala

T6 Calire de punere in solutie si imbatranire

artificiala

T7 Calire de punere in solutie si stabilizare

T8 Calire de punere in solutie,deformare la rece si

imbatranire artificiala

T9 Calire de punere in solutie,imbatranire artificiala

si deformare la rece

T10 Racire,imbatranire artificiala si deformare la

rece

Compoziia chimic i proprietile mecanice ale aliajelor uzuale sunt prezentate n tabelele 1.6,1.7. i 1.8.

16

Tabelul. 1.6. Compoziia chimic a aliajelor de magneziu, % masice

ASTM Ag Al Fe max

Mn Ni max

Pm. rare

Si Zn Zr Starea

AM50A 4,9 0,004 0,32 0,002 0,22 DCAM60B 6,0 0,005 0,42 0,002 0,22 DCAS41B 4,2 0,0035 0,52 0,002 1,0 0,12 DCAZ31B 3 0,005 0,6 0,005 1 S,P,F,EAZ61A 6,5 0,005 0,33 0,005 0,9 F,EAZ80A 8,5 0,005 0,31 0,005 0,5 F,EAZ81A 7,6 0,24 0,7 SC,PM,ICAZ91D 9 0,005 0,33 0,002 0,7 DCAZ91E 9 0,005 0,26 0,001 0,7 SC,PMEZ33A 3,2 2,5 0,7 SC,PMK1A 0,7 SC,PMMIA 1,6 EQE22A 2,5 2,2 0,7 S,PM,ICWE43A 0,01 0,15 0,005 A 0,2 0,7 S,PM,ICWE54A 0,15 0,005 B 0,7 S,PM,ICZE41A 0,15 1,2 4,2 0,7 S,PM,ICZE63A 2,6 5,8 0,7 S,PM,ICZK40A 4 0,7 EZK60A 5,5 0,7 F,E

A=4%Ytriu,3% pamanturi rare;B=5.1 Ytriu ;4% pamanturi rare;DC=turnat incristalizator;E=extrudat;IC=turnat cu modele usor fuzibile;P=placa;PM=forma permanenta;S=tabla;SC=turnat in amestec de turnare

Tabelul. 1.7. Proprieti mecanice ale aliajelor de turntorie

Aliaj Starea Rezistena la rupere, MPa Rezistena la curgere, MPa Alungirea, % Turnate n forme din amestec i cochile AZ81A T4 276 85 15 AZ91E F 165 95 3

T4 275 85 14 T6 275 195 6

EZ33A T5 160 105 3 K1A F 185 51 20 QE22A T6 275 205 4 WE43A T6 235 190 4 WE54A T6 270 195 4 ZE63A T6 295 190 7 Turnate cu modele uor fuzibile AZ81A T4 275 100 12 AZ91E F 165 100 2

T4 275 100 12 T5 180 100 3 T7 275 140 5

EZ33A T5 255 110 4 K1A F 175 60 20 QE22A T6 260 185 4 Turnate n cristalizor AM50A F 200 110 10 AM60B F 220 130 8 AS41B F 210 140 6 AZ91D F 230 160 3

17

Tabelul. 1.8. Proprieti mecanice ale aliajelor deformabile

Aliaj Starea Rezistena la rupere, MPa Rezistena la curgere, MPa Alungirea, % la ntindere la compresiune "fable i plciAZ31B O 255 150 110 21

H24 290 220 180 15ExtrudateAZ31B F 260 200 95 15AZ61A F 310 230 130 16AZ80A F 340 250 140 1 1 T5 380 275 240 7MIA F 255 180 125 12ZK40A T5 275 255 140 4ZK60A F 340 250 185 14

T5 365 305 250 11ForjateAZ31B F 260 195 85 9AZ61A F 195 180 115 12AZ80A F 315 215 170 8

T5 345 235 195 6T6 345 250 185 5

ZK60A T5 305 205 195 16 T6 325 270 170 1 1

1.3. Aliaje cu rezisten mecanic mare

Aliajele cu rezisten mecanic mare pot fi aliaje comerciale de turntorie i aliaje comerciale deformabile.

1.3.1. Aliaje comerciale de turntorie cu rezisten mecanic mare

Aceste aliaje sunt destinate exploatrii ndelungate la temperaturi pn la 150..200C.

Cele mai bune proprieti mecanice le au aliajele n care elementul de aliere de baz formeaz cu magneziul un domeniu mare al soluiei solide (cu solubilitate limitat), cu scderea solubilitii odat cu micorarea temperaturii i, deci, care pot fi tratate termic prin clire i mbtrnire.

Factorul de baz care conduce la creterea rezistenei soluiei solide este distorsionarea reelei cristaline, determinat de rearanjarea atomilor, ca urmare a formrii, la aliere, a soluiilor solide de interstiie i a soluiilor solide de substituie, care favorizeaz creterea rezistenei i a

18

densitii, la mbtrnire, prin compactizarea atomilor. O astfel de distorsionare a reelei ngreuneaz deplasarea dislocaiilor. Distorsionarea static este creat de atomii interstiiali i atomii de substituie. Distorsionarea dinamic apare la deplasarea atomilor de impuriti n cmpul tensional al dislocaiilor mobile.

Printre elementele care formeaz cu magneziul domenii mari de soluii solide cu solubilitate limitat sunt: aluminiul, zincul i ytriul, care au diametre atomice foarte diferite de diametrul atomic al magneziului. Cele mai rspndite aliaje de turntorie care au rezisten mare aparin sistemelor Mg-AI-Zn i Mg-Zn-Zr. Cele mai bune proprieti mecanice le au aliajele din sistemele prezentate care conin elementul de aliere de baz la limita de solubilitate. Cele mai mari valori ale rezistenei mecanice i plasticitii le au aliajele modificate.

Alierea suplimentar a aliajelor din sistemele de baz Mg-AI i Mg-Zn conduce la mbuntirea proprietilor mecanice, dac adaosurile formeaz particule ultradisperse de faze stabile complexe, care creeaz microneomogeniti n interiorul grunilor de soluie solid. Aceste elemente de adaos trebuie s aib solulbilitate limitat n soluia solid.

Aliaje din sistemul magneziu-aluminiu-zinc. Principalul element care mrete rezistena mecanic a aliajelor Mg-AI-Zn este aluminiul. In stare turnat, aliajele cu 6% Al au proprietile mecanice cele mai bune.

Alierea cu peste 1% Zn conduce la creterea tendinei aliajelor spre formarea microporozitilor i a fisurilor la cald.

In aliajele Mg-AI-Zn se adaug mangan (0,1..0,5%), pentru creterea rezistenei la coroziune. Pentru micorarea gradului de oxidare a acestor aliaje se recomand adaosuri mici de beriliu, pn la 0,002% Be la turnarea n forme din amestecuri i n cochile, i pn la 0,01% la turnarea sub presiune. Adaosuri mai mari de beriliu conduc la obinerea unei structuri cu gruni mari.

Principalele impuriti din aceste aliaje sunt: siliciu, fier, nichel, calciu, zirconiu, cupru. Nichelul, fierul, siliciul i cuprul micoreaz rezistena la coroziune a acestor aliaje. Zirconiul are efect antimodificator astfel nct trebuie limitat la 0,002%.

Calciul scade puin gradul de oxidare, mrete densitatea i capacitatea de tratament termic; coninutul su se limiteaz la 0,1%.

Structura aliajelor turnate const din soluia solid de aluminiu i zinc n magneziu i compus Mg17Al12 care se situeaz de obicei la limitele grunilor. Proporia de faz Mg17Al12 se

19

Fig.l.2.Seciune izotermic prin diagrama de echilibru a sistemului Mg-Zn-Zr.

mrete odat cu creterea coninutului de aluminiu n aliaje. La creterea coninutului de zinc n aliaje (la un raport Zn/Al>l/3) poate aprea faza ternar Mg32(Al, Zn)49 . La limita grunilor acestor aliaje apare manganul sub form de particule mici, de culoare albstruie.

Aliaje din sistemul magneziu-zinc-zirconiu. n figura 1.1 se prezint seciunea politermic prin sistemul Mg-Zn-Zr. Se constat trei transformri invariante: 570o C

-de tip peritectic L + Zr a + Zn2Zr3 3400C -de tip eutectic L + Zn2Zr3 + Mg2Zn3

335C

-de tip eutectoid Mn7Zn3 + MgZn + Z2Zr n figura 1.2 se prezint seciunea izotermic prin sistemul Mg-Zn-Zr la 300C, care

trece i prin domeniile a + MgZn i a + MgZn + ZniZrj. Proprietile mecanice ale aliajelor Mg-Zn-Zr sunt mai bune dect ale aliajelor din

sistemul Mg-AI-Zn. Pe lng zinc i zirconiu, aceste aliaje mai conin mici adaosuri de alte elemente (n special elemente rare), care le mbuntesc proprietile.

Fig. 1.1.Seciune politermic prin diagrama de echilibru a sistemului Mg-Zn-Zr prin aliajele Mg+2%Zn i Mg+10?4Zn.

20

Adaosul de cadmiu mrete mult valorile proprietilor mecanice i mbuntete proprietile tehnologice.

Adaosul de neodim pn la 0,3% conduce la creterea rezistenei mecanice la rupere i a limitei de curgere, dup tratament termic (regimul T6), dar plasticitatea acestor aliaje este sczut.

Adaosul concomitent de cadmiu i neodim conduce la mbuntirea proprietilor mecanice ale aliajelor din sistemul Mg-Zn-Zr.

Pentru mbuntirea plasticitii aliajelor Mg-Zn-Zr se recomand adaosul de argint (pn la 4% Ag n aliajele cu pn la 9% Zn). Proprietile cele mai bune le au aliajele cu 6% Zn i 4% Ag. Pentru creterea n continuare a plasticitii, rezistenei mecanice i a limitei de curgere se recomand adaosul de cadmiu n aliajele Mg-Zn-Zr-Ag.

n stare turnat, structura aliajelor Mg-Zn-Zr conine soluia solid ternar a (Zr i Zn n Mg), la limita grunilor aflndu-se o anumit cantitate de faz Mg2Zn3 i particule de faze ZnZr3 sau ZnZr.

In stare tratat termic, structura aliajelor const din soluie solid cu particule de ZnZr3 (sau ZnZr) i Zr elementar. n aliajele bogate n zinc este posibil i existena fazei Mg2Zn3.

Aliajele Mg-Zn-Zr-La, n stare turnat, sunt constituite din soluie solid a (Zn, Zr i La n Mg); la limita grunilor se afl mici cantiti de compui ZnZr i (MgZr)x.(ZnLa)y. n stare tratat termic n structur se mrete cantitatea de faze (MgZr)x.(ZnLa)y i apare o faz nou. n structura acestor aliaje apar de asemenea particule de compui ai zirconiului cu alte elemente.

Aliajele Mg-Zn-Zr-Cd-Ag, n stare turnat, constau din soluie solid i compus MgZn.

Structura aliajelor Mg-Zn-Zr-Ag se deosebete de cea a aliajelor Mg-Zn-Zr prin aceea c n stare turnat lipsesc particulele cu coninut de zinc (ZnZr3 sau ZnZr).

n aliajele tratate termic se mrete cantitatea de soluie solid i se constat prezena fazelor MgZn i Mg2Zn3, precum i a altor faze (X i Y) grobe sub form de plci.

Aliajele Mg-Zn-Zr au urmtoarele avantaje fa de aliajele din sistemul Mg-Al-Zn: - valori mai mari ale rezistenei la rupere i a limitei de curgere; - raportul Rc/R=2/3 este mai mare dect la aliajele Mg-A1-Zn (1/3);

- sensibilitate mic a proprietilor mecanice la microporoziti.

21

1.3.2. Aliaje comerciale deformabile cu rezisten mecanic mare Aceste aliaje fac parte din sistemele Mg-Mn, Mg-AI-Zn-Mn i Mg-Zn-Zr. Aliajele magneziu-mangan. n sistemul Mg-Mn la 652C are loc o transformare

peritectic. n echilibru cu soluia solid pe baz de magneziu se afl practic mangan pur sau .

n sistemul Mg-Mn-Ce (figura 1.3), n echilibru cu soluia solid pe baz de magneziu, se afl dou faze: cristalele de mangan i compusul Mg9Ce. La temperatura de 585C are loc o transformare eutectic:

585 C L a + Mg9Ce + Mn

Adaosul de ceriu n aceste aliaje conduce la mrunirea grunilor i la creterea

rezistenei mecanice i a plasticitii. Solubilitatca manganului scade la adaosul de ceriu. Aliajele Mg-Mn au rezisten mare la coroziune i solubilitate bun, n special

datorit anihilrii influenei negative a flerului. Rezistena maxim la coroziune o au aliajele cu peste 1,3% Mn.

Aliajele magneziu-aluminiu-zinc-mangan. In aliajele Mg-Al-Zn-Mn coninutul de mangan este n general ntre 0,15..0,5%. Pe lng o durificare suplimentar, manganul mrete rezistena la coroziune.

22

Aliajele cu structur heterogen devin fragile; alungirea relativ scade la micorarea rezistenei mecanice.

Aliajele magneziu-zinc-zirconiu conin ca elemente de aliere de baz metale rare i cadmiu. Elementele rare, ca urmare a formrii unor combinaii chimice influeneaz favorabil proprietile mecanice ale aliajelor la temperatur obinuit i la temperaturi nalte.

Cadmiul prezint solubilitate limitat n magneziul solid. Cadmiul mrete plasticitatea aliajelor, crend condiiile pentru realizarea unor grade mari de deformare, ceea ce conduce la creterea rezistenei mecanice.

1.4. Forjarea aliajelor de magneziu cu rezisten mecanic mare: ZK60

Forjarea este o metod de producie industrial, n care piese / componente metalice sunt modelate din materie prim (semifabricate), prin aplicarea forelor de compresiune prin diferite instrumente i matrie. ntruct forjarea cu matri nchis este cea mai comun variant (a se vedea figura 1.4), acesta categorie de prelucrare a metalelor include, de asemenea, astfel de procese ca forjare n matri i extrudare de impact. Formele pot fi complicate, i, ca atare, este un proces competitiv la cel de turnare.

Dei forjarea produce produse cu form (aproape) finit, cele mai multe piese forjate au nevoie de un fel de finisaje, cum ar fi de prelucrare, din motive de precizie i de calitate a suprafaei, de tratare termic pentru a modifica proprietile mecanice, i / sau de acoperire pentru a mbunti aspectul sau rezistena la coroziune i uzur. n timpul prelucrrii, curgerea materialului i structura grunilor poate fi controlat, astfel nct componente forjate au, n general, rezisten i duritate bun n comparaie cu echivalentele lor turnate, precum i nici o porozitate. Prin urmare, acestea sunt adesea folosite eficient pentru piese care sunt supuse condiiilor dificile. Exemple de produse bine-cunoscute sunt sculele manuale, cum ar fi cheile de piulie i cheile fixe, dar gama de produse include o gam larg de componente auto pentru autovehicule dar i aplicaii cum ar fi uneltele roii i osii.

Cel mai comun material fabricat este oelul, dar forjarea aluminiului este, de asemenea, o practic consacrat.

23

Fig. 1.4. Principiul forjrii cu matri nchis (stnga) i unele produse tipice (dreapta)

Principala pia pentru componentele forjate este cea auto; industria de forjare se

confrunt cu anumite tendine care se refer la evoluiile din acest sector. Strategiile generale, precum i creterea aplicaiilor pentru autoturisme cu motor diesel i vehicule sport cu mecanism de antrenare cu patru roi implic creteri de volum pentru componentele forjate. Pe de alt parte, exist presiunea continu a preului: n cazul n care costurile (de materiale, de munc, de energie i aa mai departe) cresc, principalii clieni i reeaua lor de furnizorii, nu accept faptul c acestea sunt transmise mai departe livrrilor. Mai mult, industria auto s-a angajat s reduc substanial consumului de carburant i emisiile de gaze (printre altele de CO2), pentru care importana restricionrii la toate nivelurile, este crucial. Prioriti n designul structurii uoare reprezint masa nesuspendat (roi i sistemul lor de suspensie), captul frontal dinaintea osiei din fa i masa dintre osia din fa i tablou de aparate / de bord. Toate acestea sunt domenii tipice n care componentele forjate pot fi folosite.

n acest sens, este din ce n ce mai recunoscut faptul c aluminiul i magneziul sunt nite alternative atractive dect oelul. n special, magneziu este cel mai uor metal de inginerie disponibil, fiind cu 75% mai uor dect oelul i cu 35% mai uor dect aluminiu. Pentru a ntri acest aspect, figura 1.5 ofer o imagine de ansamblu a potenialului intrinsic de reducere a masei pieselor unor aliaje de magneziu forjat raportate la un aliaj de aluminiu

de referin care se utilizeaz pentru piesele forjate. Graficul face distincie ntre unele moduri diferite de solicitare a unui semifabricat, lund n considerare proprietile relevante ale materialelor - modulul de elasticitate R, tensiunea de deformare i densitatea (pentru alte forme i mijloace de

24

solicitare, se aplic ali parametri de proiectare). Dei aceste date depind oarecum de ipotezele i de valorile specifice proprietilor, aceast abordare fundamental, n mod clar, demonstreaz c beneficiile anticipate sunt legate de rezisten i n special pentru ncovoirea pieselor relevante.

Fig. 1.5. Potenialul magneziului n comparaie cu aluminiul pentru unele situaii tipice de solicitare

Cu toate acestea, piesele forjate din aliaj de aluminiu AA6082, produse n serie, au

de exemplu limita de curgere de ~ 340 MPa i alungirea de ~ 10%, n timp ce curent aliaje de magneziu cu rezisten mare au limita de curgere de doar aproximativ 250-260 Mpa. Proceduri posibile de mbtrnire trebuie s fie analizate folosind diferite tratamente de cldur pentru a obine proprieti mecanice mai bune a pieselor forjate de magneziu. Compoziia chimic a aliajului studiat(ZK60) este prezentat n tabelul 1.9.

Tabelul. 1.9. Compoziia chimica a aliajului ZK60

Coninutul de e emente, % masice Aliaj Al Zn Mn Fe Ni Cu Si Zr Mg

ZK60 4,8-6,2 >0,45 rest

25

2. Metode de analiz a proprietilor termofizice 2.1 Metoda de analiz FLASH"

O mostr de forma unui disc mic i subire este supus unui puls energetic luminos de mare intensitate i durat scurt. Energia pulsului este absorbit pe ntreaga fa superioar a mostrei iar creterea temperaturii aprute pe faa inferioar este nregistrat (termografie). Valoarea difuzivitii termice se calculeaz din grosimea probei i timpul necesar temperaturii nregistrate pe faa inferioar de a ajunge la un anumit procentaj din valoarea sa maxim (figura 2.1.1). Atunci cnd difuzivitatea termic a probei este determinat pentru un interval de temperatur, msurtorile trebuie repetate la fiecare temperatur ce prezint interes.

T i m p n o r m a l i z a t , t W 2

Fig.2.1.1. Termografie specific metodei

Flash. 2.1.1. Importana i utilizarea

Difuzivitatea termic este o proprietate important, necesar n cazul proiectrii de aplicaii de genul celor: n condiii de transfer de cldur n regim tranzitoriu, determinarea temperaturii de operare n siguran, controlul procesului, i asigurarea calitii.

Metoda flash" este utilizat pentru msurarea valorilor difuzivitii termice, a, a unui domeniu vast de materiale solide. Aceast metod prezint mai multe avantaje, prin geometria

26

simpl a probei de analizat, cerine dimensionale minime pentru prob, rapiditatea msurtorilor i mnuirea foarte uoar, utilizarea unui singur dispozitiv, a materialelor cu un domeniu larg de valori ale difuzivitii termice ntr-un interval mare de temperaturi.

n anumite condiii impuse, cldura specific a unei probe solide opace omogen izotrop poate fi determinat atunci cnd aceast metod este utilizat din punct de vedere cantitativ.

Rezultatele difuzivitii termice, mpreun cu valorile cldurii specifice (Cp) i densitii (), pot fi folosite n multe cazuri pentru a deriva conductivitatea termic(), conform relaiei:

= a - C p - (1) Pulsul instantaneu

Temperatura crete T0+T(t) Fig.2.1.2. Reprezentarea schematic a metodei FLASH.

2.1.2. Interferene n principiu, difuzivitatea termic este obinut prin calculul efectuat pe baza

grosimii probei i o funcie specific de timp ce descrie propagarea cldurii prin ntreaga prob. Principala surs de nesiguran legat de msurtori apare ncepnd chiar de la nsi proba analizat, msurarea temperaturii, performana dispozitivului de detectare i a sistemului de colectare a datelor, analiza datelor i n mod special efectul n timp al pulsului, nclzirea neuniform a probei i pierderile radiale de cldur. Aceste incertitudini pot fi considerate sistematice, si trebuie luate n calcul foarte atent pentru fiecare

experiment n parte. Diverse erori aleatoare

Faa superioar

Faa lateral

Faa inferioar

Temperatura iniial T0 Grosime L

27

provenite din natur (de exemplu zgomotul) pot fi aproximate prin efectuarea unui numr mare de experimentri repetate, iar apoi comparate rezultatele obinute. Deviaia relativ standard a rezultatele obinute este o reprezentare potrivit a componentelor aleatoare de

imprecizie care sunt asociate cu msurtorile.

2.1.3. Dispozitivul

Prile eseniale ale dispozitivului sunt prezentate n figura 2.1.3. Acestea sunt: sursa de lumin, suportul probei, camera protectoare (optional), detectorul de rspuns al temperaturii i dispozitivul de nregistrare al datelor.

Sursa de lumin este o lamp capabil s genereze un puls instantaneu cu foarte mare putere. Durata pulsului de energie trebuie s fie mai mic dect 2 % din timpul necesar pentru ca temperatura feei inferioare s ating jumtate din valoarea sa maxim.

Pulsul care lovete suprafaa probei este spaial uniform n intensitate. Sursa pulsului este Xenon i red performane comparabile cu cele ale unei surse

laser. Sursele Xenon de puls, dac sunt centrate corect, necesit un cost redus i o ntreinere minim comparativ cu multe aplicaii laser.

Fig.2.1.3. Diagrama bloc a Sistemului Flash

28

O camer de control a mediului nconjurtor este utilizat la msurtorile efectuate sub i peste temperatura camerei. Aceast camer (ncpere) este umplut cu gaz sau vidat atunci cnd se dorete operarea n atmosfer protectoare. nchiderea camerei este prevzut cu o fereastr transparent, pentru sursa de lumina. O a doua fereastr este utilizat pentru detecia optic a creterii de temperatur pe faa inferioar. Detectorul optic este ferit de expunerea direct la fasciculul de energie prin utilizarea unui filtru potrivit.

Fig.2.1.4. Aparat de msur a difuzivitii FLASHLINE 3000

Cuptorul sau criostatul este cuplat flexibil (termic) la suportul probei i este capabil de a menine temperatura probei constant pn n 4 % din creterea maxim a temperaturii pentru o perioad de timp egal cu 5 jumti din timpul maxim de cretere. Suportul probei este de asemenea cuplat flexibil termic de proba n sine. Suportul probei este

construit astfel nct s poate susine una sau mai multe probe n acelai timp, n cel de-al doilea caz obinndu-se mbuntiri substaniale n viteza de msurare i culegere a datelor.

Detectorul este unul cu infrarou, ce poate capta un debit electric liniar proporional cu o mic cretere a temperaturii. Poate detecta o schimbare de 0.05 K peste temperatura iniial a probei. Detectorul i amplificatorul su au un timp de rspuns mult mai mic dect 2 % din valoarea timpului njumtit. Senzorul este poziionat n centrul suprafeei inferioare a probei i este de asemenea protejat de fasciculul de energie, pentru a preveni deteriorarea sau saturarea. Cnd proba este n interiorul cuptorului, fasciculul de energie

poate sri sau lumina dup margini i s intre astfel n detector. Pentru a evita aceasta este utilizat o ecranare corect. Fereastra prin

29

care intr fasciculul sau orice lentile de focalizare, nu absorb o cantitate apreciabil de radiaii n lungimea de und din regiunea detectorului. Acest aspect prezint interes n cazul detectoarelor cu infrarou, i trebuie luate msuri pentru ca n timpul msurtorilor la temperaturi ridicate, suprafeele ferestrelor s fie monitorizate i inute departe de orice depuneri nedorite, ceea ce ar duce la absobia energiei. Astfel de improvizaii conduc la pierderea intensitii semnalului i pot cauza nclzirea neuniform a probei de la sursa de energie.

Analizorul de semnal conine un circuit electronic care polarizeaz n afara citirii temperaturii normale, filtre ascuite, amplificatori i convertizori analog-digitali.

2.1.4. nregistrarea datelor

Sistemul de colectare a datelor are o vitez potrivit, pentru a asigura situaia n care rezoluia timpului necesar determinrii a jumtate din maximul creterii de temperatur pe termografic, este cel puin 1 %, pentru cel mai rapid termografic pe care l poate efectua acest sistem.

Semnalul nregistrat conine informaii care permit o definire precis a timpului de pornire a pulsului de energie.

2.1.5. Proba testat

Proba e de forma unui disc subire circular avnd suprafaa feei superioare mai mic dect cea a fasciculului de energie. Probele au 12.5 mm n diametru. Grosimea optim depinde de magnitudinea difuzivitii termice estimate, i este aleas astfel nct timpul necesar atingerii temperaturii maxime s varieze n intervalul 40 - 200 ms.

Probele mai subiri sunt de dorit n cazul temperaturilor foarte ridicate pentru a minimiza coreciile de pierdere a cldurii; oricum, probele trebuie s fie suficient de groase pentru a putea testa materialul. n mod normal, grosimea variaz n intervalul 1 - 6 mm. Cum difuzivitatea termic este proporional cu ptratul grosimii, este de dorit a se folosi diferite grosimi n diferite intervale de temperatur. n general, o anumit grosime nu va fi suficient pentru msurtorile efectuate la temperaturi criogenice i la temperaturi ridicate.

30

Selectarea probelor cu grosimi nepotrivite poate fi i o surs mare de erori n msurtori. Se pot ncepe msurtorile cu probe avnd grosimea de 2 pn la 3 mm, iar apoi n funcie de informaiile primite de la termogram s se schimbe grosimea probelor. (O prob foarte groas poate foarte uor s sting total semnalul.)

Probele sunt pregtite cu fee plane i paralele ntre 0,5 % din grosimea lor. Neuniformitatea oricrei suprafee (goluri, zgrieturi, semne) trebuie scoas din calcul deoarece poate genera mari erori la msurtori.

2.1.6. Calibrarea i verificarea

Micrometrul utilizat pentru msurarea grosimii probei este calibrat astfel nct grosimea probei s fie redat cu o acuratee de 0,2 %.

Metoda Flash este o metod absolut (primar) n sine, de aceea nu necesit calibrare. In orice caz, nsi executarea msurtorii este supus erorilor ntmpltoare i absolute. De aceea este foarte important verificarea performanelor dispozitivului, pentru a stabili limita n care aceste erori pot afecta generarea datelor. Aceasta se poate rezolva

prin testarea unuia sau a mai multor materiale a cror difuzivitate termic este tiut. Trebuie subliniat c utilizarea materialelor de referin n stabilirea validitii

datelor pentru materialele necunoscute a dus de multe ori la enunuri a cror precizie este incert. Utilizarea bibliografiei este valabil doar n cazurile n care proprietile referinelor (inclusiv timpii de njumtire i valorile difuzivitii termice) sunt aproape identice cu cele ale probei necunoscute, i curbele de cretere a temperaturii sunt determinate ntr-o manier identic cu cele pentru proba necunoscut.

O verificare important n determinarea valabilitii datelor (n plus fa de comparaia cu curbele de cretere din modelul teoretic), atunci cnd au fost aplicate coreciile, este de a varia grosimea probelor. Deoarece timpul de njumtire variaz ca L2, descreterea grosimii probei la jumtate ar trebui s scad i timpul de njumtire cu un sfert din valoarea lui iniial. Astfel, dac se obin aceleai valori cu cele pentru probele de referin din acelai material la diferite grosimi semnificative, rezultatele pot fi acceptate ca fiind valide.

31

2.2. Metode de msurare a cldurii specifice i de calcul a conductivitii termice

Relaia fundamental dintre difuzivitatea termic (), conductivitatea termic (), cldura specific (Cp), i densitate (),

= / * Cp permite calculul conductivitii termice, o proprietate mult mai important, n comparaie cu celelalte proprieti.

S-a dezvoltat o metod prin care cldura specific a unei probe este determinat n momentul n care se efectueaz testul difuzivitii termice n mod cantitativ. Dei aceasta este o extensie foarte atractiv a metodei, trebuie efectuat cu mare atenie deoarece apariia erorilor este foarte posibil. Pe parcursul unui test normal de determinare a difuzivitii termice, cantitatea de energie este important doar pentru prelungire care va genera un semnal suficient pentru faa inferioar. Pentru operarea ntr-un mod calorimetric, nivelul de energie trebuie s fie cunoscut ndeaproape, controlabil i repetabil. Aproximnd condiiile adiabatice, din fericire pulsul laser i detectorul pot fi calibrate mpreun atunci cnd testul se efectueaz pe o proba cu cldur specific cunoscut. Msurtoarea va determina difuzivitatea termic, precum i msur relativ e energiei exprimat n termeni de valoare absolut a temperaturii maxime obinute. Prin testarea unei probe necunoscute dup aceast calibrare", cldura specific poate fi calculat din temperatura maxim atins, relaionat cu cea obinut pentru o prob standard. Exist anumite condiii care trebuie ndeplinite pentru ca acest proces s fie considerat valid.

Proba de referin i cea necunoscut trebuie s fie foarte apropiate ca dimensiuni, proporii, emisivitate, i opacitate, pentru aproximarea comportamentului adiabatic pentru aceleai caracteristici. Att proba de referin ct i cea necunoscut trebuie nvelite cu un strat subire i uniform de grafit, pentru a asigura o emisivitate identic celor dou probe.

Ambele probe trebuie s fie omogene i izotropice, deoarece ecuaia se aplic doar n cazul acestor tipuri de materiale. Materialele anizotrope i heterogene vor genera mereu valori eronate. Procesul nu este unul strict calorimetric, din moment ce creterea maxim de temperatur deriv din semnalul emis larg de componentele cu cea mai mare difuzivitate termic, n timp ce echilibrul intern apare dup acest moment n timp. Din acest motiv, aceast metod furnizeaz date eronate pentru cldura specific a materialelor cu anizotropie mare (compozite cu

32

structur ordonat direcionat) i pentru amestecuri de componente cu difuzivitate termic foarte diferit.

Proba de referin i cea necunoscut trebuie testate foarte aproape una de cealalt, amndou temporar (preferabil la cteva minute) i termic (strict la aceeai temperatur i n acelai mediu).

Verificarea procesului se face prin folosirea aceleiai probe necunoscute utilizate i la calibrare, n acelai interval exact de timp (ntrziere) pentru care se efectueaz aceast analiz n mod normal. Acelai test se efectueaz pentru trei grosimi diferite. Combinarea datelor din aceste trei teste la fiecare temperatur permit o bun msurare a acurateii.

Aceast msurtoare fiind una diferenial, este necesar ca ambele probe s fie testate mpreun i cu intervale de timp foarte mici ntre msurtori. Este de asemenea necesar testarea standard/prob/standard, pentru a diminua erorile ce apar din variaia pulsului de energie.

Densitatea probei poate fi calculat din rezultatul msurtorilor de cntrire i volumul calculat. Este necesar calcularea densitii la fiecare temperatur diferit de cea a densitii la temperatura camerei, folosind valori de expansiune termic.

Conductivitatea termic poate fi calculat folosind ecuaia, din valorile msurate ale difuzivitii termice, cldurii specifice i densitii.

2.2.1. Dilatometria bazat pe mpingerea tijei

Dilatometria bazat pe mpingerea tijei este de departe cea mai apreciat metod de msurare a expansiunii termice. Aa cum sugereaz i denumirea, implic pri intermediare ale dispozitivului care s transmit modificrile dimensionale cauzate de supunerea unei probe la modificri de temperatur. Nevoia acestor componente este una practic deoarece captatorul care nregistrez aceste modificri nu poate fi n mod normal supus la variaii de temperatur precum proba. Cu ct este mai aproape captatorul care poate fi cuplat la prob, cu att elementul de transmisie poate influena rezultatele, implicit utilizarea dilatometrului devine mai adecvat. n mod specific, cu ct se poate reduce mai mult influena unui astfel de element automatizat cu att valorile datelor vor fi mai reprezentative.

33

Principial, se poate realiza un dispozitiv simplu prin care micarea este transmis din mediu controlat n mediul ambiental, meninerea probei ntre dou tije, aflate n afara regiunii nclzite.

Fig.2.2. Dilatometru vertical de temperatur nalt Unitherm 1161V Proba este plasat ntr-o incint denumit tub dilatometric. Tija din axa tubului intr

n contact cu proba pentru a nregistra creterea dimensiunii, fiind denumit tij de mpingere. Proba mpinge tubul i tija de mpingere n direcii opuse pe msur ce se dilat. Aceast micare este nregistrat de un captator. Tubul i captatorul sunt fixate pe aceeai suprafa de referin cu partea mobil a captatorului cuplat la tija de mpingere. Captatoarele digitale sunt de departe cele mai bune deoarece au o acuratee crescut i nu necesit recalibrri periodice.

La msurarea temperaturii se folosesc de obicei termocuple, exceptnd sistemele cu temperaturi foarte nalte, unde se folosesc pirometre. Este necesar o bun cunoatere a temperaturii din zona probei (nu doar a probei n sine) i un control asupra cuptorului astfel nct proba s aib o temperatur uniform. Adesea este scos n eviden c temperatura probei trebuie determinat ct mai precis iar investigatorii au ataate sau chiar ncastrate termocuplele n prob. Nu este o practic des utilizat deoarece interfereaz cu micarea liber a probei i nu ia n consideraie micarea dilatometrului de-a lungul tubului. Cea mai bun soluie este poziionarea termocuplului ntre cele dou.

34

Probele sunt de obicei materiale solid-rigide, cu form cilindric sau prismatic de 50 mm lungime. Nu este important finisarea ntregii probe. Doar capetele care intr n contact cu captul tubului dilatometric i cu capul tijei de mpingere trebuie s fie plate i paralele.

2.2.2. Sursele de erori n dilatometria cu tij de mpingere

Precizia de determinare a dilatrii termice depinde de msurtorile simultane ale modificrii temperaturii i lungimii probei. Erorile aleatorii sunt de obicei asociate preciziei msurtorilor repetate de temperatur i lungime, dar i celelalte variabile pot afecta rezultatele, de exemplu, proba poate s-i modifice poziia n timpul testului. Erorile sistematice sunt de obicei mai mari, i pot avea mai multe cauze. Acestea sunt: - precizia determinrii lungimii i temperaturii; - devierea temperaturii medii a probei fa de cea indicat de termocuple; - gradientul de temperatur dintre i ntre probe, tub i tija de mpingere; - efectul suprafeei de contact dintre prob i prile dilatometrului; - precizia coeficientul de dilatare termic a materialului; - efectul variaiei temperaturii camerei asupra metalului din care e fcut capul de citire. Odat ce a fost ales echipamentul, erorile aleatoare pot fi minimizate respectnd procedurile experimentale. Erorile sistematice pot fi reduse prin calibrarea atent a sistemului, folosindu-se materiale de referin. Un dilatometru cu tij de mpingere, calibrat i manipulat cu grij ar trebui s furnizeze rezultate cu o eroare maxim de 1% fa de valorile msurate.

Alegerea unei probe potrivite pentru determinri este foarte important n obinerea celor mai bune rezultate. Deoarece dilatometru msoar modificarea lungimii ntr-un interval de temperatur, o prob scurt testat ntr-un interval de temperatur mic va furniza o modificare mic a lungimii totale, acest lucru putnd avea uneori acelai ordin de magnitudine cu rezoluia instrumentului. Aceast lucru se poate agrava dac materialul testat are un coeficient de dilatare termic mic. Aceste aplicaii devin improprii pentru dilatometru tij de mpingere i trebuie direcionate ctre tehnologii mai limitate dar n acelai timp mai precise cum ar fi dilatometria prin interferen sau capacitan.

35

2.3. Determinarea experimentala a difuzivitaii termice

Difuzivitatea termic a fost determinat pentru aliajul ZK60 att n stare nemodificat pe 2 probe: PI i P2, ct i n stare modificat: ZK60 / 0,5RE; ZK60 / 0,7RE; ZK60 / 0,7RE + 0,6Ca.

Difuzivitatea termic pentru aliajul ZK60 (proba PI):

Denumirea probei ZK60 (proba PI)

Grosimea probei 0,3190 (cm) Clark and Taylor Tabelul.2.3.11. Determinarea experimental a difuzivitii termice pentru ZK60 (proba P I )

Segment Temperatura (C) ifuzivitatea (cm2/s) A 57 1,0298 B 106 1,0132 C 155 1,0038 D 205 0,9936 E 254 0,9507 F 293 0,9331 G 303 0,9292 H 313 0,9271 I 322 0,9257 J 334 0,9269 K 344 0,9215 L 353 0,9187 M 363 0,9166 N 371 0,9133 O 381 0,9103 P 392 0,9066 0 401 0,9064

36

Pentru a determina conductivitatea termic () se utilizeaz formula formula:

unde: a reprezint difuzivitatea termic [m2 - s]; Cp reprezint cldura specific [J kg-1 K-1]; p reprezint densitatea specific aliajului [kg m-3 ].

Pe baza relaiei (1) se elaboreaz urmtorul tabel:

Tabelul.2.3.12. Determinarea experimental a conductivitii termice pentru ZK60 (proba P I )

Segment Temperatura (C)

Difuzivitatea termic (m2/s)

Cldura specific

J/(kg K)i

Densitatea (kg/m3)

Conductivitatea termic [W/(m K)]

A 57 1,0298- 10-4 990 1830 186,5689 B 106 1,0132- 10-4 990 1830 183,5614 C 155 1,0038- 10-4 990 1830 181,8584 D 205 0,9936- 10-4 990 1830 180,0105 E 254 0,9507- 10-4 990 1830 172,2383 F 293 0,9331- 10-4 990 1830 169,0497 G 303 0,9292- 10-4 990 1830 168,3432 H 313 0.9271- 10-4 990 1830 167,9627

37

Pentru a determina conductivitatea termic () se utilizeaz formula formula:

unde: a reprezint difuzivitatea termic [m2 - s]; Cp reprezint cldura specific [J kg-1 K-1]; p reprezint densitatea specific aliajului [kg m-3 ].

Pe baza relaiei (1) se elaboreaz urmtorul tabel: Tabelul.2.3.12.Determinarea experimental a conductivitii termice pentru ZK60 (proba P I )

Segment C) Difuzivitatea termic (m2/s)

Cldura specific

J/(kg K)i

Densitatea (kg/m3)


A 57 1,0298- 10-4 990 1830 186,5689 B 106 1,0132- 10-4 990 1830 183,5614 C 155 1,0038- 10-4 990 1830 181,8584 D 205 0,9936- 10-4 990 1830 180,0105 E 254 0,9507- 10-4 990 1830 172,2383 F 293 0,9331- 10-4 990 1830 169,0497 G 303 0,9292- 10-4 990 1830 168,3432 H 313 0.9271- 10-4 990 1830 167,9627

38

Fig.2.3.13. Curba de variaie a conductivitii termice cu temperatura pentru proba PI

n figura 2.3.13., se observ c pentru aliajul ZK60 - proba P I , conductivitatea termic scade odat cu creterea temperaturii.

Segment C) Difuzivitatea termic (m2/s)

Cldura specific

J/(kg K)i

Densitatea (kg/m3)


I 322 0,9257- 10-4 990 1830 167,7091

J 334 0,9269- 10-4 990 1830 167,9265 K 344 0,9215- 10-4 990 1830 166,9482 L 353 0,9187- 10-4 990 1830 166,4409 M 363 0,9166- 10-4 990 1830 166,0604 N 371 0,9133- 10-4 990 1830 165,4626 O 381 0,9103- 10-4 990 1830 164,9191 P 392 0,9066- 10-4 990 1830 164,2487 Q 401 0,9064- 10-4 990 1830 164,2125

39

Difuzivitatea termic pentru aliajul ZK60 (proba P2): Denumirea probei ZK60 (Proba P2)

Grosimea probei 0,4140 (cm) Clark and Taylor Tabelul.2.3.13. Determinarea experimental a difuzivitii termice pentru ZK60 (proba P2)

Segment Temperatura (C) Difuzivitatea (ciriVs) A 57 0,9233

B 105 0,8624 C 155 0,8497 D 204 0,8454 E 254 0,8157 F 293 0,8007 G 303 0,8005 H 313 0,7977 I 323 0,7965 J 334 0,7936 K 343 0,7923 L 353 0,7901 M 364 0,7886 N 371 0,7880 O 381 0,7849 P 392 0,7833 0 402 0,7811

40

Pentru a determina conductivitatea termic () se utilizeaz formula:

unde: a reprezint difuzivitatea termic [m2s]; Cp reprezint cldura specific [J kg-1 K-1 ]; reprezint densitatea specific aliajului [kg m-3 ].

Pe baza relaiei (1) se elaboreaz urmtorul tabel: Tabelul.2.3.14. Determinarea experimental a conductivitii termice pentru ZK60 (proba P2)



Cldura specific

[J/(kgK)]

Densitatea (kg/m3)


A 57 0,9233 990 1830 167,274261 B 105 0,8624 990 1830 156,241008 C 155 0,8497 990 1830 153,940149 D 204 0,8454 990 1830 153,161118 E 254 0,8157 990 1830 147,780369 F 293 0,8007 990 1830 145,062819 G 303 0,8005 990 1830 145,026585

41

H 313 0,7977 990 1830 144,519309

I 323 0,7965 990 1830 144,301905 J 334 0,7936 990 1830 143,776512 K 343 0,7923 990 1830 143,540991 L 353 0,7901 990 1830 143,142417 M 364 0,7886 990 1830 142,870662 N 371 0,788 990 1830 142,76196 O 381 0,7849 990 1830 142,200333 P 392 0,7833 990 1830 141,910461 Q 402 0,7811 990 1830 141,511887

.

n figura 2.3.15., se observ c pentru aliajul ZK60 - proba P2, conductivitatea termic scade odat cu creterea temperaturii

42

Difuzivitatea termic pentru aliajul ZK60 / 0,5RE: Denumirea probei ZK60 / 0,5RE Identificarea probei ZK60-05RE Numrul testului 298,0000 Grosimea probei 0,3577 (cm) Clark and Taylor Tabelul.2.3.15. Determinarea experimental a difuzivitii termice pentru ZK60 / 0,5RE

Segment Temperatura (C) Difuzivitatea (cm2 /s)A 209 0,9142 B 260 0,6938 C 309 0,6802 D 359 0,6586 E 408 0,6354 F 459 0,6110

Pentru a determina conductivitatea termic (A.) se utilizeaz formula: unde: a reprezint difuzivitatea termic [m2 s]; Cp reprezint cldura specific [J kg"1 K" ];

43

reprezint densitatea specific aliajului [kg m-3 ]. Pe baza relaiei (1) se elaboreaz urmtorul tabel: Tabelul.2.3.16. Determinarea experimental a conductivitii termice pentru ZK60 / 0,5RE



Cldura specific

[J/(kg K)]

Densitatea (kg/m3)


A 209 0,9142 10-4 990 1830 165,6256 B 260 0,6938 10-4 990 1830 125,6957 C 309 0,6802 10-4 990 1830 123,2318 D 359 0,6586 10-4 990 1830 119,3186 E 408 0,6354 10-4 990 1830 115,1154 F 459 0,6110 10-4 990 1830 110,6949

n figura 2.3.17., se observ o tendin descresctoare a conductivitii termice n raport cu temperatura pentru aliajul ZK60 / 0,5RE.

44

Difuzivitatea termic pentru aliajul ZK60/ 0,7RE: Denumirea probei ZK60 / 0,7RE Identificarea probei ZK60-07RE Numrul testului 297,0000 Grosimea probei 0,3655 (cm) Clark and Taylor Tabelul.2.3.17. Determinarea experimental a difuzivitii termice pentru ZK60 / 0,7RE Segment Temperatura (C) Difuzivitatea (cm2/s) A 211 0,6646

B 263 0,6554 C 311 0,6654

D 361 0,6646 E 411 0,6552

Fig.2.3.18. Curba de variaie a difuzivitii termice cu temperatura pentru aliajul ZK60 / 0,7RE. Pentru a determina conductivitatea termic () se utilizeaz formula:

= - C p - [ W m - 1 K - 1 ] (1) unde: a reprezint difuzivitatea termic [m2 s];

Cp reprezint cldura specific [J kg-1 K-1 ]; p reprezint densitatea specific aliajului [kg m-3 ]

45

Pe baza relaiei (1) se elaboreaz urmtorul tabel: Tabelul.2.3.18. Determinarea experimental a conductivitii termice pentru ZK60 / 0,7RE



Cldura specific

[J/(kg K)]

Densitatea (kg/m3)


A 211 0,6646-10-4 990 1830 120,4056

B 263 0,6554 10-4 990 1830 118,7388

C 311 0,665410-4 990 1830 120,5505 D 361 0,6646 10-4 990 1830 120,4056 E 411 0,6552 10-4 990 1830 118,7026

n figura 2.3.19., aliajul ZK60 / 0,7RE prezint pentru variaia conductivitii termice n raport cu temperatura o curb de tip sinusoidal.

46

Difuzivitatea termic pentru aliajul ZK60/0,7RE + 0,6Ca: Denumirea probei ZK60 / 0,7RE + 0,6Ca Identificarea probei 07RE06Ca 297,0000 Numrul testului 297,0000 Grosimea probei 0,3475 (cm) Clark and Taylor Tabelul.2.3.19. Determinarea ex] perimental a difuzivitii termice pentru ZK60 / 0,7RE + 0,6Ca

Segment Temperatura (C) Difuzivitatea (cm /s)A 211 0,3467 B 262 0,3579 C 311 0,3700 D 361 0,3852 E 410 0,3889

Pentru a determina conductivitatea termic () se utilizeaz formula: = Cp [W m- 1 K-1] unde: a reprezint difuzivitatea termic [m2 s];

Cp reprezint cldura specific [J kg-1 K-1]; reprezint densitatea specific aliajului [kg m-3].

47

Pe baza relaiei (1) se elaboreaz urmtorul tabel: Tabelul.2.3.20. Determinarea experimental a conductivitii termice pentru ZK60 / 0.7RE +6Ca



Cldura specific

[J/(kgK)]

Densitatea (kg/m3)

Conductivitatea termic [W/(mK)]

A 211 0,346710-4 990 1830 62,8116 B 262 0,3579 10-4 990 1830 64,8407 C 311 0,3700 10-4 990 1830 67,0329 D 361 0,3852 10-4 990 1830 69,7867 E 410 0,3889 10-4 990 1830 70,4570

n figura 2.3.21., se observ o tendin cresctoare a conductivitii termice n raport cu temperatura pentm aliajul ZK60 / 0,7RE + 0,6Ca.

48

Compararea conductivitii termice ntre aliajele ZK60 n stare nemodificat i aliajele ZK60 n stare modificat (ZK60 / 0,5RE; ZK60 / OJRE; ZK60 / OJRE + 0,6Ca).

Fig.2.3.22. Curbele de variaie ale conductivitii termice cu temperatura pentru aliajele ZK60 (probele PI iP2);ZK60 /0,SRE;ZK60 /0,7RE;ZK60 / OJRE + 0,6Ca.

n figura 2.3.22., putem observa aliajul ZK60 este reprezentat prin dou probe, ambele varind ntre 141,5119 + 186,5689 W/(mK). Aliajele ZK60 / 0,5RE prezint o abatere la 209C, dar ntre 260 + 459C aliajul ZK60 / 0,5RE are o curb de variaie a conductivitii termice cu temperatura care variaz ntr-un interval apropiat de cel al aliajului ZK60 / 0,7RE (ntre 260 459C, aliajul ZK60 / 0,5RE variaz n intervalul 110,6949 - 125,6957 W/(m-K)). Aliajul ZK60 / 0,7RE are o curb de variaie ale conductivitii termice cu temperatura care variaz n intervalul 118,7026 - 120,5505 W/(mK). Curba de variaie a aliajului ZK60 / 0,7RE + 0,6Ca difer att de curbele de variaie ale aliajului ZK60 (probele P I i P2), ct i de curbele de variaie a aliajelor ZK60 / 0,5RE i ZK60 / 0,7RE.

49

2.4. Determinarea experimentala a dilatarii termice

Dilatarea termic a fost determinat pentru aliajul ZK60 att n stare nemodificat pe 2 probe: PI i P2, ct i n stare modificat: ZK60 / 0,5RE; ZK60 / 0,7RE; ZK60 / 0,7RE + 0,6Ca.

Dilatarea termic pentru aliajul ZK60, n stare nemodificat, proba P I :

Tabelul.2.4.8. Determinarea experimental a coeficientului de dilatare liniar pentru aliajul ZK60(probaPl)

Temperatura Dilatare Alfa Instantaneu Alfa Mediu(C) (%) (x10-6/C) (x10-6/C) 60 0,09354 23,821 23,386 100 0,19057 24,690 23,821 160 0,34261 25,993 24,472 200 0,44833 26,862 24,907 260 0,61341 28,166 25,559 300 0,72781 29,035 25,993 360 0,90593 30,338 26,645 400 1,02902 31,207 27,079 460 1,22017 32,511 27,731 500 1,35195 33,380 28,166

Fig.2.4.16. Curba dependenei coeficientului de dilatare liniara

50

n figura 2.4.16, att alfa instantaneu ct i alfa mediu cresc direct proporional n raport cu temperatura, n cazul aliajului ZK60 (proba PI).

Dilatarea termic pentru aliajul ZK60, n stare nemodificat, proba P2: Tabelul.2.4.9. Determinarea experimental a coeficientului de dilatare liniar pentru aliajul ZK60(proba P2)

Temperatura Dilatare Alfa Instantaneu Alfa Mediu(C) (%) (x10-6/C) (x10-6/C)60 0,09816 24,935 24,540 100 0,19948 25,723 24,935 160 0,35737 26,907 25,526 200 0,46657 27,696 25,921 260 0,63630 28,879 26,512 300 0,75339 29,668 26,907 360 0,93495 30,851 27,498 400 1,05993 31,640 27,893 460 1,25332 32,823 28,485 500 1,338619 33,612 28,679

Fig.2.4.17. Curba dependenei coeficientului de dilatare liniar a probei P2

51

n figura 2.4.17., se observ c att alfa instantaneu ct i alfa mediu cresc odat cu creterea temperaturii, n cazul aliajului ZK60 (proba P2). Dilatarea termic pentru aliajul ZK60 / 0,5RE: Rezultatele testului de dilatare termic pentru ZK60 / 0,5RE Data realizrii testului 21.05.2012 Ora nceperii testului 15:08:46 118 Numrul testului ZK60 / 0,5RE Denumirea probei nr. 2 0 Repetri siIdentificarea probei ZK60-05 Lungimea probei 46.650 (mm) Temperatura de referin ncercri utilizate 20C 1 Tabelul.2.4.10. Determinarea experimental a coeficientului de dilatare liniar pentru ZK60 / 0.5RE

1 Dilatare Alfa Instantaneu Alfa Mediu(C) (%) (x10-6/C) (x10-6/C)

20 -0,03945 22,914 0,000 30 -0,01645 23,084 -16,455 40 0,00671 23,254 3,357 50 0,03005 23,425 10,018 60 0,05356 23,595 13,391 70 0,07724 23,766 15,449 80 0,10110 23,936 16,849 90 0,12512 24,106 17,874 100 0,14931 24,277 18,663 110 0,17367 24,447 19,297 120 0,19820 24,617 19,820 130 0,22290 24,788 20,264 140 0,24778 24,958 20,648 150 0,27282 25,128 20,986 160 0,29803 25,299 21,288 170 0,32342 25,469 21,561 180 0,34897 25,639 21,811 190 0,37470 25,810 22,041

52

200 0,40059 25,980 22,255 210 0,42666 26,151 22,456 220 0,45289 26,321 22,645 230 0,47930 26,491 22,824 240 0,50587 26,662 22,994 250 0,53262 26,832 23,157 260 0,55954 27,002 23,314 270 0,58663 27,173 23,465 280 0,61388 27,343 23,611 290 0,64131 27,513 23,752 300 0,66891 27,684 23,890 310 0,69668 27,854 24,023 320 0,72462 28,024 24,154 330 0,75273 28,195 24,282 340 0,78101 28,365 24,407 350 0,80946 28,536 24,529 360 0,83808 28,706 24,649 370 0,86687 28,876 24,768 380 0,89583 29,047 24,884 390 0,92496 29,217 24,999 400 0,95427 29,387 25,112 410 0,98374 29,558 25,224 420 1,01338 29,728 25,335 430 1,04319 29,898 25,444 440 1,07318 30,069 25,552 450 1,10333 30,239 25,659 460 1,13366 30,409 25,765 470 1,16415 30,580 25,870 480 1,19482 30,750 25,974 490 1,22565 30,921 26,078 500 1,25666 31,091 26,180

53

n figura 2.4.18., se observ o tendin cresctoare n intervalul 40 - 500C att pentru alfa instantaneu ct i pentru alfa mediu n raport cu temperatura, n cazul aliajului ZK60 / 0,5RE. Dilatarea termic pentru aliajul ZK60 / 0,7RE: Rezultatele testului de dilatare termic pentru ZK60 / 0.7RE Data realizrii testului 21.05.2012 Ora nceperii testului 15:08:46 118 Numrul testului ZK60 / 0,7RE 0 Exp Denumirea probei nr. 1 ZK60-07 Lungimea probei 46,150 (mm)

Temperatura de referin 20C ncercri utilizate 1

Fig.2.4.18. Curba dependenei coeficientului de dilatare liniar pentru ZK60 /

54

Tabelul.2.4.11. Determinarea experimental a coeficientului de dilatare liniar pentru ZK60 / 0,7RE Temperatura (C)

Dilatare (%)

Alfa Instantaneu (x10-6/C) Alfa Mediu

(x10-6/C)20 -0,02146 24,150 0,000 30 0,00278 24,341 2,783 40 0,02722 24,532 13,610 50 0,05185 24,723 17,282 60 0,07667 24,913 19,166

70 0,10167 25,104 20,335 80 0,12687 25,295 21,146 90 0,15226 25,486 21,752 100 0,17784 25,676 22,231 110 0,20362 25,867 22,624 120 0,22958 26,058 22,958 130 0,25573 26,249 23,248

140 0,28208 26,439 23,506 150 0,30861 26,630 23,739 160 0,33534 26,821 23,953 170 0,36225 27,012 24,150 180 0,38936 27,202 24,335 190 0,41666 27,393 24,509 200 0,44415 27,584 24,675

210 0,47183 27,775 24,833 220 0,49970 27,965 24,985 230 0,52776 28,156 25,131 240 0,55601 28,347 25,273 250 0,58445 28,538 25,411 260 0,61308 28,728 25,545 270 0,64191 28,919 25,676 280 0,67092 29,110 25,805 290 0,70013 29,301 25,931 300 0,72952 29,491 26,054 310 0,75911 29,682 26,176 320 0,78889 29,873 26,296 330 0,81885 30,064 26,415 340 0,84901 30,254 26,532 350 0,87936 30,445 26,647 360 0,90990 30,636 26,762 370 0,94064 30,827 26,875

55

380 0,97156 31,017 26,988

390 1,00267 31,208 27,099 400 1,03397 31,399 27,210 410 1,06547 31,590 27,320 420 1,09715 31,780 27,429 430 1,12903 31,971 27,537 440 1,16109 32,162 27,645 450 1,19335 32,352 27,752 460 1,22580 32,543 27,859 470 1,25844 32,734 27,965 480 1,29127 32,925 28,071 490 1,32429 33,115 28,176 500 1,35750 33,306 28,281

Fig.2.4.19. Curba dependenei coeficientului de dilatare liniar pentru ZK60 / 0,7RE

Figura 2.4.19., prezint o tendin cresctoare att pentru alfa instantaneu ct i pentru alfa mediu n raport cu temperatura, n cazul aliajului ZK60 / 0,7RR.

56

Dilatarea termic pentru aliajul ZK60/0,7RE + 0,6Ca: Rezultatele testului de dilatare termic pentru ZK60 / 0,7RE + 0,6Ca Data realiz rii testului 22.01.2009 Ora nceperii testului 12:33:17 Num rul testului Exp 120 Denumirea probei nr.2 ZK 60 / 0,7RE + 0,6Ca Repet ri (s) 0 Identificarea probei RECa Lungimea probei 46,325 (mm) Temperatura de referin 20C ncercri utilizate 1 Tabelul.2.4.12. Determinarea experimental a coeficientului de dilatare liniar pentru ZK60 / 0.7RE + 0,6Ca

Temperatura (C)

Dilatare (%)

Alfa Instantaneu (x10-6/C)

Alfa Mediu (x10-6/C)

20 -0,01367 24,923 0,000 30 0,01133 25,074 11,330 40 0,03648 25,225 18,239 50 0,06178 25,375 20,593 60 0,08723 25,526 21,807 70 0,11283 25,677 22,566 80 0,13858 25,828 23,097 90 0,16449 25,979 23,498 100 0,19054 26,130 23,818 110 0,21675 26,281 24,083 120 0,24310 26,432 24,310 130 0,26961 26,583 24,510 140 0,29627 26,733 24,689 150 0,32308 26,884 24,852 160 0,35004 27,035 25,003 170 0,37715 27,186 25,143 180 0,40441 27,337 25,276 190 0,43182 27,488 25,401 200 0,45939 27,639 25,521 210 0,48710 27,790 25,637 220 0,51496 27,941 25,748 230 0,54298 28,091 25,856

57

240 0,57115 28,242 25,961 250 0,59947 28,393 26,064 260 0,62793 28,544 26,164 270 0,65655 28,695 26,262 280 0,68532 28,846 26,359 290 0,71425 28,997 26,454 300 0,74332 29,148 26,547 310 0,77254 29,299 26,639 320 0,80192 29,450 26,731 330 0,83144 29,600 26,821 340 0,86112 29,751 26,910 350 0,89094 29,902 26,998 360 0,92092 30,053 27,086 370 0,95105 30,204 27,173 380 0,98133 30,355 27,259 390 1,01176 30,506 27,345 400 1,04234 30,657 27,430 410 1,07307 30,808 27,515 420 1,10396 30,958 27,599 430 1,13499 31,109 27,683 440 1,16617 31,260 27,766 450 1,19751 31,411 27,849 460 1,22900 31,562 27,932 470 1,26063 31,713 28,014 480 1,29242 31,864 28,096 490 1,32436 32,015 28,178 500 1,35645 32,166 28,259

58

n figura 2.4.20., att alfa instantaneu ct i alfa mediu prezint o tendin cresctoare n port cu temperatura, n cazul aliajului ZK60 / 0,7RE + 0,6Ca.

Fig.2.4.20. Curba dependenei coeficientului de dilatare liniar pentru ZK60 / 0,7RE

59

Compararea coeficientului de dilatare liniar ntre aliajele ZK60 n stare nemodificat i modificat.

Compararea coeficientului de dilatare liniar ntre aliajele ZK60 n stare nemodificat (proba P I ) i aliajul ZK60 n stare modificat (ZK60 / 0,5RE), n intervalul de forjare 180 - 440C:

Fig.2.4.21. Compararea curbelor dependenei coeficientului de dilatare liniar ntre aliajul ZK60 n stare nemodificat (proba PI) i aliajul ZK60 n stare modificat (ZK60 / 0,5RE)

n figura 2.4.21. se observ c att curbele dependenei coeficientului de dilatare liniar pentru aliajul ZK60 - proba P1, ct i curbele dependenei coeficientului de dilatare liniar pentru aliajul ZK60 / 0,5RE au o tendin cresctoare.

60

Compararea coeficientului de dilatare liniar ntre aliajele ZK60 n stare nemodificat (proba P I ) i aliajul ZK60 n stare modificat (ZK60 / 0,7RE), n intervalul de forjare 180 - 440C:

Fig.2.4.22. Compararea curbelor dependenei coeficientului de dilatare liniar ntre aliajul ZK60 n stare nemodificat (proba PI) i aliajulZK60 n stare modificat (ZK60/0,7RE)

Figura 2.4.22. prezint att pentru curbele dependenei coeficientului de dilatare liniar pentru aliajul ZK60 - proba P I , ct i pentru curbele dependenei coeficientului de dilatare liniar pentru aliajul ZK60 / 0,7RE o tendin cresctoare. n plus, se poate observa c aceste dou aliaje variaz ntre valori foarte apropiate.

61

Compararea coeficientului de dilatare liniar ntre aliajele ZK60 n stare nemodificat (proba PI) i aliajul ZK60 n stare modificat (ZK60 / 0,7RE + 0,6Ca), n intervalul de forjare 180 - 440C

Fig.2.4.23. Compararea curbelor dependenei coeficientului de dilatare liniar ntre aliajul ZK60 n stare nemodificat (proba PI) i aliajulZK60 n stare modificat (ZK60/ 0,7RE + 0,6Ca)

n figura 2.4.23. se observ o tendin cresctoare att curbele dependenei coeficientului de dilatare liniar pentru aliajul ZK60 - proba PI, ct i curbele dependenei coeficientului de dilatare liniar pentru aliajul ZK60 / 0,7RE + 0,6Ca.

62

Compararea coeficientului de dilatare liniar ntre aliajele ZK60 n stare nemodificat (proba P2) i aliajul ZK60 n stare modificat (ZK60 / 0,5RE), n intervalul de forjare 180- 440C:

Fig.2.4.25. Compararea curbelor dependenei coeficientului de dilatare liniar ntre aliajul ZK60 n stare nemodificat (proba P2) i aliajul ZK60 n stare modificat (ZK60 / 0,5RE)

n figura 2.4.25. se observ c att curbele dependenei coeficientului de dilatare liniar pentru aliajul ZK60 - proba P2, ct i curbele dependenei coeficientului de dilatare liniar pentru aliajul ZK60 / 0,5RE variaz cresctor n raport cu temperatura.

63

Compararea coeficientului de dilatare liniar ntre aliajele ZK60 n stare nemodificat (proba P2) i aliajul ZK60 n stare modificat (ZK60 / 0,7RE), n intervalul de forjare 180- 440C:

Fig.2.4.26. Compararea curbelor dependenei coeficientului de dilatare liniar ntre aliajul ZK60 n stare nemodificat (proba P2) i aliajul ZK60 n stare modificat (ZK60 / 0,7RE)

Figura 2.4.26. prezint o tendin cresctoare pentru curbele dependenei coeficientului de dilatare liniar ale aliajului ZK60 - proba P2, i pentru curbele dependenei coeficientului de dilatare liniar ale aliajului ZK60 / 0,7RE.

64

Compararea coeficientului de dilatare liniar ntre aliajele ZK60 n stare nemodificat (proba P2) i aliajul ZK60 n stare modificat (ZK60 / 0,7RE + 0,6Ca), n intervalul de forjare 180-440C:

Fig.2.4.27. Compararea curbelor dependenei coeficientului de dilatare liniar ntre aliajul ZK60 n stare nemodificat (proba P2) i aliajul ZK60 n stare modificat (ZK60 / 0,7RE + 0,6Ca)

Curbele dependenei coe

DIZERTATIE 2012

Documents

Transcript of DIZERTATIE 2012