MISKOLCI EGYETEM GÉPÉSZMÉRNÖKI ÉS INFORMATIKAI KAR
Cementálási-betétedzési technológia végeselemes modellezése Kelenföldi Brigitta Gépészmérnök MSc hallgató Témavezető: Dr. Szávai Szabolcs (PhD.) Egyetemi adjunktus Konzulens: Szilágyiné Bíró Andrea Tanársegéd Anyagszerkezettani és Anyagtechnológiai Intézet Mechanikai Technológiák Intézeti Tanszék
Miskolc, 2015.
DIPLOMATERV FELADAT
1
Tartalom Diplomaterv Feladat .............................................................................................................. 1 Abstract .................................................................................................................................. 3 EREDETISÉGI NYILATKOZAT ........................................................................................ 4 1. Bevezetés...................................................................................................................... 5 2. Felülettechnológiák ...................................................................................................... 6 2.1. Felületmódosító eljárások ....................................................................................... 7 2.2. Termokémiai felületkezelések ................................................................................ 8 2.2.1. Cementálás ...................................................................................................... 9 3. Cementált alkatrészek tribológiai tulajdonságokra gyakorolt hatása ......................... 10 3.1. Tönkremeneteli formák ......................................................................................... 10 3.2. A cementált réteg kopási tulajdonságai ................................................................ 12 3.3. Kontakt fáradás ..................................................................................................... 20 4. Vizsgálati módszerek ................................................................................................. 27 4.1. Mikro-Vickers keménységmérés .......................................................................... 27 4.2. Röntgendiffrakciós vizsgálat ................................................................................ 28 4.3. GDOES – Plazmagerjesztésű optikai emissziós spektometria ............................. 31 5. Kísérleti munka .......................................................................................................... 32 5.1. Anyagminőség jellemzői ...................................................................................... 32 5.2. Keménységmérés .................................................................................................. 33 5.2.1. Próbatest előkészítése: ................................................................................... 33 5.2.2. Eredmények ................................................................................................... 33 5.3. Röntgendiffrakciós vizsgálat ................................................................................ 34 5.4. GDOES vizsgálat .................................................................................................. 38 6. Végeselemes modellezés ............................................................................................ 39 6.1. Modell geometria .................................................................................................. 40 6.2. Háló ....................................................................................................................... 40 6.2.1. Érzékenység vizsgálat.................................................................................... 42 6.3. Peremfeltételek ..................................................................................................... 43 6.4. Technológia beállítása .......................................................................................... 44 6.5. Eredmények .......................................................................................................... 51 7. Mérési- és szimulációs eredmények összehasonlítása ............................................... 56 7.1. Keménység............................................................................................................ 56 7.2. Maradó feszültség ................................................................................................. 57 7.3. GDOES ................................................................................................................. 57 8. Összefoglalás.............................................................................................................. 59 9. Irodalomjegyzék ......................................................................................................... 61 10. Mellékletek ................................................................................................................. 64
2
ABSTRACT Tribology is the science and engineering of interacting surfaces in relative motion. Tribology is an important field of mechanical engineering and materials science. It is one of the most complex area in engineering sciences. The tribological behaviour of parts and systems can be affected by other factors. The main purpose of my thesis is to analyze the influence of heat- and surface treatment on tribological behavior of mechanical components. Another aim of the research is to determine the metallographical and mechanical properties (residual stresses, hardness, phases and texture) of carburized surfaces using finite element method and study the failure of surface during relative motion, and the possibilities of the test methods, which can give us information about the behavior of these surfaces. This work focuses on wear and contact fatigue tests and properties. Meanwhile the experimental work we carburized cylindical (disc-like) specimens, made of low alloy case hardening steel (16MnCr5). These specimens were tested with glow discharge optical emission spectroscopy, to measure the chemical composition of the surface layer. It is important to know what kind of residual stresses can be observed in the surface after carburization, therefore the specimens were tested with X-ray diffraction. Furthermore we need to know the value of the hardness in the surface of the specimens, because the hardness and the wear resistance are correlated. Finally, the carburization technology was tested by finite element method and the results were validated by measured datas. We can establish that using Sysweld software is a proper way to simulate carburization. It is possible to determine exact approximation for the hardness and carbon content values near the surface after carburization and quenching, but we need to take into account that the Visual Environment can not be able to simulate tempering, so if the material contains retained austenit, the hardness values of the test will be higher near the surface, because of the retained austenit-bainit transformation. After when we step over the 0,6% carbon content, the hardness values of the simulation will be higher. Unfortunately, the residual stress values could not be compared, but the simulation gave us better results for the expectations. Maybe with an other test methods, simulation results can be validated.
3
EREDETISÉGI NYILATKOZAT
Alulírott ……………………………………………………….; kód:…………………
Neptun-
a Miskolci Egyetem Gépészmérnöki és Informatikai Karának végzős ……………. szakos hallgatója ezennel büntetőjogi és fegyelmi felelősségem tudatában nyilatkozom és aláírásommal igazolom, hogy ……………………………………………………………………………………………… című szakdolgozatom/diplomatervem saját, önálló munkám; az abban hivatkozott szakirodalom felhasználása a forráskezelés szabályai szerint történt. Tudomásul veszem, hogy szakdolgozat esetén plágiumnak számít: -
szószerinti idézet közlése idézőjel és hivatkozás megjelölése nélkül; tartalmi idézet hivatkozás megjelölése nélkül; más publikált gondolatainak saját gondolatként való feltüntetése.
Alulírott kijelentem, hogy a plágium fogalmát megismertem, és tudomásul veszem, hogy plágium esetén szakdolgozatom visszautasításra kerül.
Miskolc,.............év ………………..hó ………..nap
…….……………………………….… Hallgató
4
1. BEVEZETÉS A tribológia, vagyis az egymással kölcsönös mozgási viszonyban levő felületeket kutató tudományág, az egyik legösszetettebb terület a műszaki tudományok körében. Bármilyen hatás módosíthatja az alkatrészek, rendszerek tribológiai viselkedését. Ha a tribológiát definiálni szeretnénk, azt mondhatjuk, hogy olyan mechanikai rendszer, amelyben érintkezési, súrlódási és kopási folyamatok játszódnak le, és mérhető tömegveszteség alakul ki. A diplomamunkám irodalomkutatásának fő célja elemezni, hogy hő- és felületkezelési eljárásokkal hogyan lehet javítani a tribológiai viselkedésen. A kutatási munkám célja a cementálás után kialakuló metallográfiai (fázisok és szövetelemek) és mechanikai állapotok (maradó feszültség, keménység,) meghatározása végeselemes modellezés és mérés segítségével. A dolgozat bemutatja a felületi hőkezelések technológiáit, azon belül is a termokémiai kezeléseket, a cementálásra összpontosítva. A felületi edzések a felület metallográfiai állapotát hőhatás útján változtatják meg, edzett - termodinamikailag instabil - állapotot hozva létre. A termokémiai kezelések során a felületbe különböző ötvözőket juttatva, majd azt célszerűen hőkezelve változtatják meg annak keménységét. A bejuttatott elemtől függően a felület állapota lehet termodinamikailag stabil (nitridálás) és instabil (cementálás) állapotban is. Ez az különbség alapvetően befolyásolja a felületi réteg tulajdonságait és alkalmazhatósági határait. A dolgozat másik fontos témája a felületi károsodási folyamatok fajtái és azok vizsgálatának módszerei. E módszerek közül a dolgozat részletesen a különböző kopásvizsgálatokkal, valamint az edzett rétegek kontakt fáradásával foglalkozik. A dolgozat kísérleti munka részében tárcsaszerű próbatest cementálásának szimulációját és a keletkezett réteg felületi tulajdonságainak mérését mutatom be. A szimulációs eredmények validálásának érdekében keménységmérést, a vegyi összetételt plazmagerjesztésű optikai emissziós spektrométerrel vizsgáljuk, valamint röntgendiffrakciós vizsgálattal maradó feszültség meghatározást végeztünk.
5
2. FELÜLETTECHNOLÓGIÁK Ha egy mérnöki felület nem képes megfelelően ellenállni a külső erőkkel és környezeti hatásokkal szemben, könnyen meghibásodik. A felület anyagát és/vagy állapotát úgy kell változtatni, hogy az képes legyen ellenállni az alábbi terheléseknek: -
hőhatás, optikai hatás, mágneses hatás, elektromos hatások, korrózió, degradáció.
A felülettechnológiák növelik a mechanikai, környezeti hatásokkal és fáradásos tönkremenetellel szembeni ellenálló képességet, csökkentik a gyártási és üzemeltetési költségeket, mivel a felületet olyan kedvező tulajdonságokkal ruházzák fel, amelyek lehetőséget biztosítanak [14]: -
a funkcionális fejlődésnek, leküzdhetetlen mérnöki problémák megoldásának, teljesen új termékek létrehozásának, fiskális kiadások csökkentésének, energiafogyasztás és ipari szennyvíz kibocsátás csökkentésének.
Tribológiai szempontból két jelentős célja van a felületkezeléseknek [13], az egyik a munkadarab felületi keménységének vagy kopásállóságának javítása, a másik a kifáradással szembeni ellenállóság növelése. Az 1. ábra azokat a felületkezelési technológiákat mutatja, melyeket az iparban alkalmaznak.
1. ábra: Felületkezelő eljárások csoportosítása [13]
6
Mint az ábrán is látható, többféleképpen hajtható végre a felület tulajdonságainak célszerű megváltoztatása [13]. Létrejöhet a felület módosításával, ezen belül is az összetétel változtatása nélkül vagy azzal együtt. Az összetétel változása nélküli eljárások esetében a felületi réteg martenzites szövetszerkezetűvé módosítása valósul meg. Az összetétel változtatása során, a hő szerepe a diffúziós folyamatok elősegítése. Dolgozatomban azokkal a felületkezelésekkel foglalkozom részletesebben, ahol a felületi tulajdonságokat az összetétel változtatásával módosítjuk. A legtöbb felületkezelő eljárásnak, az a lényege, hogy egy kemény, kopásálló réteget hozzanak létre a felületen úgy, hogy a munkadarab belső rétegei szívósak legyenek. Néhány eljárás növeli a kifáradási szilárdságot is, valamint nyomó maradó feszültséget hoz létre a felületen. A kezelt alkatrészeket általában olyan helyeken alkalmazzák, ahol előírás a jó kopásállóság, mint pl.: forgástengelyek, szelepek, fogaskerekek, bütykös tengely, csapágyak felületei, dugattyú gyűrű, stb. [16].
2.1. Felületmódosító eljárások A 2. ábra a kezelési hőmérsékletet és rétegmélységet mutatja az egyes felületmódosító eljárások esetében. A technológiák két nagy csoportra oszthatóak aszerint, hogy az acél ferrites vagy ausztenites állapotban van. Ez a különbség alapvetően befolyásolja az alkatrész hőkezelés utáni vetemedését. Az ábrán megjelölt technológiákkal a rétegmélység széles skálája valósítható meg.
2. ábra: Felületmódosító eljárások a hőmérséklet és a rétegmélység szerint [13]
7
3. ábra: Autóipar által megkövetelt tulajdonságok, azok elérésére érdekében hőkezelési típusok és alkalmazási körei [7]
A járműiparban alkalmazott anyagok között egyre nagyobb tért nyer az alumínium, kis sűrűségéhez képest kielégítő szilárdsága miatt. Azonban sok esetben nem képes biztosítani azokat a felületi, tribológiai tulajdonságokat, melyekre szükség lenne. Ezek ismeretében célszerű az alumíniumot ötvözni, vagy öntöttvasba alumínium lemezeket helyezni, így csökkentve az adott alkatrész költségeit. Általában ezt az eljárást a motorblokkoknál használják. A plazmaszórás potenciális technológia a dugattyúk megmunkálásához, mert ezzel a súrlódásukat 30%-al lehet csökkenteni, valamint a kopási sebesség is csupán pár nanométer üzemóránként [7].
2.2. Termokémiai felületkezelések A felületmódosító technológiákkal elérhető eredmény nagy mértékben függ a kiinduló anyag összetételétől, mikroszerkezetétől. Vannak azonban olyan technológiák, amelyek helyileg változtatják meg úgy a mikroszerkezetet és a mechanikai tulajdonságokat, hogy a kezelt felület vegyi összetétele is más lesz az alapanyaghoz képest: a termokémiai felületkezelések során a felületi réteg vegyi összetételének célszerű változtatásával a munkadarab felületi igénybevétellel szembeni ellenállása javítható [13]. A felületötvöző hőkezelés során a munkadarabot olyan szilárd, folyékony vagy gáznemű közegbe helyezik el, amely nagy koncentrációban tartalmazza az ötvöző elemet. A közeg és a munkadarab felülete közötti nagy ötvözőtartalom-különbség és a nagy hőmérséklet hatására a felületen 8
abszorbeálódott ötvözőelem bediffundál a felületi kéregbe. A diffúzió feltételei javulnak a hőmérséklet növelésével, de ennek határt szab, egyrészről a felület oxidációja, másrészt a mag hőkezeléssel elért kedvező tulajdonságainak romlása, szemcseméretének durvulása. A felületi réteg keménységének növelését célozza a karbon diffúziójával végzett cementálás, a nitrogénötvözést eredményező nitridálás, valamint a bórt a felületi rétegbe juttató boridálás [3].
2.2.1. Cementálás A legszélesebb körben alkalmazott felületötvöző hőkezelés a cementálás, amelynek során a kis (általában 0,2%-nál kisebb) karbontartalmú acél felületén abszorbeálódott karbon a kéregbe diffundál. Ezt követően a cementált darab felületi rétegét edzik. A cementálást és az ezt követő edzést együttesen alkalmazó hőkezelés a betétedzés. A karbonban feldúsult, vékony felületi rétegből a karbon a koncentráció különbség hatására egyre mélyebbre diffundál, így növelve a rétegmélységet [3]. A folyamat 0,15-0,2 % karbontartalmú acélok használata esetén a legeredményesebb. Ebben az esetben ugyanis csak a nagy karbontartalmú felületi réteg lesz edzhető, míg az alkatrész magja szívós lesz. A betétedzést ausztenites fázisban végzik, általában körülbelül 900 °C fokon. A cementálást követő edzésnek köszönhetően igen kemény felületi réteg keletkezik. A martenzites átalakulás nyomó maradó feszültségeket hoz létre a felületben, mellyel az élettartam jelentősen növelhető. Ellenállóbb lesz az anyag a repedéseknek, így hosszabb lesz az alkatrész élettartama. Az elérhető rétegmélység és a keménységet befolyásoló tényezők:
hőkezelési idő, cementálási hőmérséklet, és a felületen mérhető karbon aktivitás (amely a cementáló közeg jellemzője).
A cementálásnak az alábbi technológia változatai ismeretesek:
cementálás porban, cementálás gázzal, vákuum cementálás, plazmacementálás.
A nitrocementálás során nitrogént is diffundálnak a felületbe (szintén 800-900 °C között végezik). Ezzel az eljárással általában 0,05 - 0,75 mm közötti rétegmélység érhető el. A nitrogén jó hatással van a kopásállóságra, kifejezetten az alkatrész csúszásból adódó kopással szembeni ellenállóságát javítja. A felületen 0,5 - 0,8% körüli nitrogén tartalom érhető el ezzel az eljárással. Különböző típusai vannak; gáz nitrocementálás, sófürdősvagy folyékony nitrocementálás [13].
9
3. CEMENTÁLT ALKATRÉSZEK TRIBOLÓGIAI TULAJDONSÁGOKRA GYAKOROLT HATÁSA 3.1. Tönkremeneteli formák Az egymáson terhelés alatt elmozduló felületek súrlódása, kopása valamint a súrlódás és kopás hatékony felügyelete megfelelő kenéssel rendkívül összetett folyamat, melyet nagyon sok tényező befolyásol. A súrlódást és kopást elsősorban a kölcsönhatásban lévő szilárd testek anyaga, kenésállapota, valamint működési paraméterei határozzák meg, melyen belül szerepet játszik: -
az anyag összetétele, szövetszerkezete, fizikai, kémiai tulajdonságok, reológiai (kenőanyag áramlási) jellemzők, súrlódó szerkezetek terhelése, csúszási, gördülési sebesség.
A súrlódást és kopást befolyásoló tényezők hatása a hőmérséklettől is függ. A hőmérsékletet viszont a súrlódási veszteség és a szerkezet termodinamikai jellemzői határozzák meg. A súrlódó szerkezetek állandó kölcsönhatásban vannak. A kölcsönhatás eredményeképpen adott szerkezeti rendszerelem esetén igénybevételtől függően károsodási formák jönnek létre [2]. A dolgozatban a cementált rétegek két károsodási formát befolyásoló hatását tanulmányozom szakirodalmi adatok alapján: -
a kopást,és a kontakt fáradást.
A kopás szilárd testek felületén folyamatosan létrejövő anyagveszteség a súrlódás és/vagy a felületi tartomány plasztikus alakváltozása következtében. Az alkatrész méreteinek és/vagy alakjának fokozatos megváltozásával jár [29]. A 4. ábra súrlódás következtében kialakult anyagveszteséggel járó kopási mechanizmust ábrázol.
4. ábra: Bütyöktárcsa kopása [29]
10
Acélok esetén az összes anyagjellemző közül, általában a keménységet hozzák a legszorosabb korrelációba a kopásállósággal, azonban ezt sok tényező befolyásolja. A keménység és kopásállóság közötti összefüggés korántsem egyértelmű, mert pl. a 200 HV keménységű Hadfield acél és a 800 HV keménységű acél azonos relatív kopásállóságot mutat. A kopásállóságot, a fázisok típusa, mennyisége és morfológiája erősebben befolyásolja, mint a keménység. Az, hogy egy súrlódó szerkezeten belül melyik kopási mechanizmus érvényesül a fajlagos terhelés és a sebesség szabja meg. Kopás során a darab felülete képlékeny deformációval keményedik, a kopásállóságot tulajdonképpen nem a darab eredeti keménységének függvényében, hanem a koptatott darab tényleges/aktuális keménységének és a kopási mechanizmust jellemző tényezőnek a függvényében kellene vizsgálni. A kopásállóságra a kopás közbeni alakítás hatására módosuló szilárdság is hatással van, ami a keménység megváltozásában is látszik. Minél nagyobb az ily módon kialakult alakítási szilárdság, annál kopásállóbbnak minősül az anyag az adott tribológiai rendszeren belül. A kopásállóság növekedése fémek esetében tehát csak nagy szilárdság és keménység esetén várható [15]. További hatással van a kopásállóságra a mechanikai instabilitás, mely alatt két eltérő folyamatot értenek. Az egyik az alakváltozás homogén, illetve inhomogén eloszlása a szövetben, valamint az alakítás aktiválta szerkezetváltozás. Homogén esetben a rendelkezésre álló csúszási síkokon egyenletesen oszlik el az alakváltozás, inhomogén esetben pedig kevés csúszási síkra korlátozódik, így a lehetséges síkok többsége passzív állapotban van. Ezt a durva szemcsenagyság és a különböző blokkoló mechanizmusok okozhatják. Az inhomogén eloszlás ridegedéssel, kisebb kopásállósággal jár. Az alakítás aktiválta szerkezetváltozás erősen ötvözött ausztenites Cr-Ni acélokra jellemző. Az alakítás hatására ausztenit-martenzit átalakulás mehet végbe, s ez magyarázza az ausztenites acélok, különösen az ausztenites Mn acélok kiemelkedő kopásállóságát. A termikus instabilitás a hőmérséklet-növekedéssel járó szerkezetváltozást jelenti. Az egyensúlyi szövetszerkezetek stabilnak tekinthetők, a nem egyensúlyi szövetek (martenzit, bainit) különböző hőmérsékleten elkezdenek a stabilabb állapot irányába változni, keménységük, szilárdságuk változik. A szövetszerkezetek kritikus átalakulási hőmérsékletei erőteljesen befolyásolják a kopásállóságot. Minél kisebb ez a hőmérséklet, annál inkább számításba kell venni a termikus instabilitásból adódó hatást [15]. Sorrendben a ferrit-perlites, perlites, bénites, martenzites állapot növekvő keménységet eredményez. Az egyensúlyi állapot felé mutató megeresztés azonban csökkenti a keménységet, elsősorban a megeresztési idő és hőmérséklet függvényében. Ha első közelítésben a kopásállóságot a keménység függvényének tekintjük, akkor a kopásállósági sorrend megegyezik a keménységi sorrenddel. A maradék ausztenit tartalom növekedésének többirányú hatása van, egyrészt csökkenti a keménységet, másrészt lehetővé teszi a szövet nagyobb mértékű lokális képlékeny alakítását. Az előbbi hatás csökkenti, az utóbbi növeli a kopásállóságot [15]. A zárványok mennyiségének növekedésével romlik a kopásállóság, melynek két oka van. Egyrészt könnyebben képződnek mikrorepedések, másrészt az alapanyagból kitöredezett zárványok abrazív koptató szemcsékként viselkednek. Különösen jelentős a 11
zárványok hőtágulási együtthatójának különbsége az alapanyagéhoz képest: ha ez jelentősen eltér, kopás során fellépő melegedés jelentős lokális feszültséget kelthet. A pittingesedés erősen visszaszorítható, ha olyan komplex oxi-szulfid zárványokat hoznak létre, melyeknél az oxidokat szulfidburok veszi körül [15]. A felületek másik jelentős tönkremeneteli oka a kifáradás. Ez alatt azt a károsodási jelenséget érjük, mely során ismétlődő igénybevétel hatására, folyáshatár alatti feszültségszinten felületi vagy felület alatti hibák jelennek meg. Ezek a hibák egy meghatározott ismétlődési szám felett repedés, felületi kitöredezés, hámlás formájában jelennek meg, és az alkatrész tönkremenetelét, törését okozhatják [29]. Az 5. ábra a tribológiai rendszerben megjelenő repedéseket illusztrálja.
5. ábra: Súrlódó felületekben megjelenő repedések [17]
3.2. A cementált réteg kopási tulajdonságai Ebben a fejezetben a cementálás hatását tanulmányoztuk a kopási mechanizmusra irodalmi adatok alapján. Belfiore és társai [18] a fogaskerekek kopását vizsgálták gyűrűgyűrű (ring-on-ring) modellel, melyhez a próbatesteket úgy választották meg, hogy a fogaskerekek kinematikai és dinamikai viszonyait modellezni tudják. A próbatest geometriáját a 6. ábra mutatja.
12
6. ábra: Gyűrű - Gyűrű (ring-on-ring) modell próbatestei és sematikus ábrája [18] Háromféle, 18NiCrMo5 anyagminőségű próbatestet vizsgáltak különböző cementált rétegmélységgel és azonos felületi érdességgel. A különböző rétegek jellemzőit az 1. táblázat tartalmazza. 1. táblázat: Próbatestek jelölése rétegmélység szerint [18] Próbatestek
Edzési mélység [mm]
A B C
~0,3 ~0,5 ~0,8
7. ábra: Az egyes próbatestek esetében mért keménység [18] A pittingesedés az A minta esetében sűrűbben fordult elő, mint a B és C minták esetében. A B mintáknak volt a legnagyobb keménysége (7. ábra), a C mintáknál a cementált rétegmélység a legnagyobb volt (1. táblázat). Az A minták esetében nagyobb a károsodás esélye, ami azzal magyarázható, hogy az A minták esetén a legkisebb a 13
betétedzett felület mélysége. Ezek az eredmények arra engednek következtetni, hogy nem elegendő a rétegmélységre és felületi érdességre koncentrálni, ha károsodások vizsgálatáról van szó, ugyanis a terhelés, a geometria és a súrlódási együttható értéke egyenletes felületi feszültség eloszlást eredményez [18]. Selcuk és társai [19] AISI 5115 (16MnCr5) és AISI 1020 (C22) anyagok kopási viselkedését vizsgálták test-henger (block-on-disc) modellel (8. ábra).
8. ábra: Test - henger (Block-on-disc) modell [19] A próbatesteket cementálták, illetve boridálták, majd a koptató vizsgálat eredményeit összehasonlították: a boridált rétegek ellenállóbbak koptatással szemben. A kopást jellemző paraméterek és a súrlódási együttható meghatározható a csúszási úthossz és a terhelés függvényében [19]. A felületek keménységét a boridálás esetében a 9. ábra, míg cementálás után a 10. ábra mutatja.
9. ábra: AISI 1020 acél boridált felületi rétegének keménysége [19] 14
10. ábra: Cementált réteg keménysége a felülettől mért távolság függvényében [19] A boridált réteg keménysége jóval nagyobb AISI 1020 acél esetén azonban csak nagyon kis rétegmélység érhető el. Ezek után nem meglepő, hogy a boridált próbatest tömegvesztesége a legkisebb ugyanolyan koptatási körülmények között (11. ábra).
11. ábra: Anyagveszteség a csúszási távolság függvényében mindkét acél esetében [19] Ha a nagy rétegvastagság meghatározó a felületkezelési eljárás kiválasztásakor, akkor a cementálás az előnyösebb eljárás, azonban annak kisebb a maximális keménysége. Súrlódási tulajdonságokat nézve, ha összehasonlítjuk a két eljárást, a boridálás előnyösebb technológia, még száraz súrlódás esetén is, mert kisebb súrlódó erő keletkezik (12. ábra). 15
12. ábra Súrlódási erő a terhelőerő függvényében (t=180 s) [19] A fentiekből arra következtethetünk, hogy kis karbontartalmú acélok esetén a boridálás kedvezőbb eljárás kopással szembeni ellenállóság növelésére [19]. Azonban, amint az a későbbiekben látható lesz, a betétedzés relatív fontossága sokkal nagyobb, ha a koptató igénybevétel mellé fáradás is társul, hiszen az ilyen terhelésből adódó feszültségek maximuma a felület alatt ébred [18], így nagyobb rétegmélység esetében kedvezőbb a fáradással szembeni ellenállás. Ha a cementálás eredményét nem a boridáláshoz viszonyítjuk, akkor mindkét esetben jelentősen csökkent a súrlódó erő (12. ábra). Ulutan és társai AISI 4140 (42CrMo4) acél súrlódási és kopási jellemzőit vizsgálták edzett, cementált és boridált állapotban. A koptatási vizsgálatokat test - henger modellen végezték el száraz súrlódási körülmények között [20]. Az eljárásokat összehasonlítva a cementált réteg mutatta a legkisebb anyagveszteséget, ezután a boridált réteg mutatkozott kedvezőbbnek, majd az edzett réteg, és végül a legtöbb anyagveszteséget a felületkezelés nélküli próbatesteknél mérték. A 13. ábrán jól látszik, hogy a cementál, boridált és edzett próbatestek közel azonos mértékben koptak [20].
16
13. ábra: Kezelt és kezeletlen próbatestek koptatásából származó anyagveszteség [20] A cementált minták alacsonyabb súrlódási együttható értéket mutattak a kezeletlen darabokhoz képest (14. ábra), közel azonos értékeket az edzett darabhoz viszonyítva, míg a boridált réteghez képest nagyobb a súrlódási tényező [20].
14. ábra: A súrlódási együttható értéke a különböző felületi rétegek esetében [20] Atik és társai [22] abrazív koptató vizsgálatokat hajtottak végre SAE 1010 (C10) és SAE 1040 (C40) szerkezeti acélokon, D2 jelű (X155CrMo12-1) szerszámacélon és 304 jelű (X5CrNi18-9) korrózióálló acélon. Vizsgálták az anyagok viselkedését cementálás, boridálás valamint nitridálás után. A 15. ábra mutatja be a kialakult rétegmélységeket az egyes próbatesteken.
17
15. ábra: Az egyes mintákon elért rétegvastagság [22] A koptatás során a kutatók egy speciális kialakítású próbatestet (16. ábra) és abrazív koptató berendezést (17. ábra) használtak. A koptató közeg kvarchomok, a próbatest forgási sebessége 0,157 m/s volt.
16. ábra: A vizsgálatok során használt próbatest [22]
17. ábra: A vizsgálatok során használt koptató berendezés [22]
18
A koptatás során fellépő legkisebb súlyveszteség minden anyagminőség esetében a boridálás alkalmazásakor volt megfigyelhető (18. ábra). Azonban azt is fontos megállapítani, hogy a 2. helyen a nitridált réteg áll ebben a sorrendben.
18. ábra: A próbatestek súlytömeg vesztesége 40 órás koptatás után [22]
19
3.3. Kontakt fáradás A kontakt fáradás a hengeres felületek érintkezésekor - egymáson való gördülésekor keletkező helybeli feszültségállapot változás következtében kialakuló anyagveszteséggel, (ún. pittingesedéssel) járó folyamat. Ez a jelenség általában golyós vagy görgős csapágyaknál jelentkezik, de előfordul fogaskerekeknél, vasúti kerékpároknál illetve síneknél is [30].
19. ábra: Kontakt fáradás példa: Fogaskerék pittingesedése [30]
20. ábra: Kontakt fáradás példa: Golyóscsapágy mikropittingesedése [30]
21. ábra: Kontakt fáradás példa: Vasúti sín fáradása [30]
20
Ez a károsodási típus fémötvözetekben, kerámiákban lép fel. A korábban említett gördülő mozgás hatására keletkező helybeli feszültségállapotot a szakirodalom Hertz feszültségnek nevezi. Az érintkező geometria és a gördülő elemek mozgása a felszín alatt egy alternáló nyíró feszültséget eredményez. A felszín alatti képlékeny nyúlás következtében repedéseket keletkeznek, melyek addig terjednek, míg anyagleválást okoznak. A kontakt fáradás során fellépő kopás hatására az üzemelő szerkezetek működése zajos lesz és mozgásuk is korlátozódik. Ha az alkatrészek így működnek tovább, végleg tönkremennek [30]. Mivel a gördülő érintkezés során a szerkezetek ciklikus terhelésnek vannak kitéve, a folyamat a Wöhler diagram segítségével tanulmányozhatjuk. Ez alapján a gördülő kontakt fáradás az ultra nagyciklusú fáradáshoz (22. ábra) tartozik [32].
22. ábra: Wöhler görbe tartományai [31] Hertz-elmélet: A két szilárd testre vonatkozó rugalmas kontakt deformációt leíró Hertz-elméletet a térbeli feszültségállapot leírására használják. A kezdeti alakváltozást és nyomó maradó feszültség keletkezését az energia transzport hipotézise szabályozza. A 23. ábrán a pontok jelölik a három elsődleges normálfeszültséget (σx, σy, σz) és a von Misses egyenlettel kiszámolt feszültséget (σevMisses) a középvonal jelöli [32].
21
23. ábra: Hertz kontakt terület a normál- és von Misses feszültségekkel [32] A középvonal alatt látható görbék a tisztán radiálisan terhelt súrlódásmentes rugalmas vonali érintkezést mutatják, ahol a maximális normál feszültség (Hertz nyomás, p0) megjelenik. A koordinátarendszer három tengelye mutatja az axiális, tangenciális és radiális irányt. A von Misses egyenletből számolt feszültség maximumát a következő egyenlettel lehet kiszámolni: 𝑀𝑎𝑥 𝜎𝑒,𝑎 = 0,56 ∗ 𝑝0
A távolságot pedig: 𝑧0𝑣𝑀𝑖𝑠𝑠𝑒𝑠 = 0,71 ∗ 𝑎 [𝑚𝑚] mely egy jó közelítés görgős- és golyós csapágyak esetén. A terhelést jelenti a p0, az a pedig a kontakt ellipszis kisebbik tengelyét jelöli [32]. Ahogy a 23. ábrán is látható, a von Misses egyenletből számolt feszültség meghaladja helyileg a folyáshatárt, az, hogy meghaladja-e attól függ, hogy milyen hőkezelést alkalmaztak, mekkora a deformáció foka, valamint hogy milyen magas az üzemi hőmérséklet [32].
22
Kontakt fáradás vizsgálata Ramanathan és társai [33] kísérleteket végeztek cementált En36A típusú acélon, a cementált acél kontakt fáradási viselkedésének tanulmányozása céljából. Vizsgálták a rétegvastagság és a próbatest keménységének hatását a kontakt fáradásra és a pittingesedésre. A vizsgálatokat egy olyan berendezésen végezték el, melyet csavaranyák fárasztóvizsgálatára alkalmaznak. A hengeres próbatestet mindkét oldalon önbeálló golyós csapággyal rögzítették. Az ily módon összeállított berendezés egy síktárcsán csúszik. Amikor a próbatestet terhelik, a terhelendő görgőt érintik a vezető görgővel, mely fixen helyezkedik el a gépben, merev testként. Az acél próbatesteket különböző keménységűre hőkezelték, így vizsgálva a keménység hatását a kontakt fáradásra. A vizsgált próbatestek keménysége: -
45 HRC, 50 HRC, 55 HRC, 60 HRC.
A görgőket csiszolással munkálták meg. Annak érdekében, hogy a csiszolás során keletkezett maradó feszültségek mértékét csökkentsék, a próbatestekre letörést munkáltak. A cementálást ciánfürdős edzéssel végezték el 920 °C-on. Különböző rétegvastagságokat alkalmaztak: -
0,5 mm, 0,75 mm, 1,00 mm [33].
A próbatesteket 840 °C-on áztatták sófürdőben, levegőn hűtötték majd olajban edzették. A próbatesteket 7100 rpm, 14200 feszültségciklus/percen tesztelték Shell Tellus 25 olaj kenés alkalmazásával, melyet a kontakt területre csepegtettek 50 csepp/perc sebességgel. A vizsgálati hőmérsékletet 65-80 °C között változtatták. A próbatestet acetonnal tisztították [33]. Minden feszültségszinten három próbatestet vizsgáltak és ebből számoltak átlag értéket. Magasabb kontakt nyomásnál az értékek szórása nagyobb volt, mint kisebb kontakt nyomás esetén. A különböző rétegvastagsággal edzett kis keménységű próbatesteknél nem észleltek lényeges különbséget a kifáradási tulajdonságok tekintetében. Egyre nagyobb keménységű próbatestek vizsgálatakor, egyre nagyobb jelentősége lett a rétegvastagságoknak is. Két kontakt nyomás esetében (258 és 224 kg/mm2) a rétegvastagság növelésével nőtt a kontakt fáradási élettartam. Amikor a kontakt nyomás emelkedik a rétegvastagság változása nem jelentős. Kis kontakt feszültség esetén nincs jelentős hatása a keménység változásának. A mérési tapasztalatok alapján az alkalmazott berendezésen jobb nagyobb keménységű próbatesteket tesztelni, mert a geometriai különbség miatt a feszültségciklusok frekvenciája nagy és ez korai tönkremenetelt okozhat [33]. 23
Jól ismert tény, hogy a folyáshatár növelhető a ferrit szemcsék méretének csökkentésével, így a kifáradási élettartam növekedése megfigyelhető. A [34]-es irodalomban bemutatott kutatás fő célja egy újrakristályosított martenzites szerkezet létrehozása JIS-SUJ2 csapágy acélon. A cél 5 μm szemcseméret. Ehhez egy úgynevezett ausforming (FA) módszert alkalmaztak, melyet Ac1 hőmérséklet felett végeztek el. Pontbeli érintkezés vizsgálata A gördülő kontakt fáradási jellemzők meghatározásához hengeres próbatesteket (Ø12xL22) használtak tiszta kenési állapotot alkalmazva. A próbatest anyaga SUJ2. 2. táblázat: Pontbeli kontakt fárasztó vizsgálat körülményei [34] Próbatest
Hengeres próbatest (Ø12xL22)
Acél golyó
¾” (19,05 mm)
Maximum kontakt feszültség (GPa)
5,88
Terhelési sebesség (cpm)
46240
Kenő olaj
Turbine VG68
24. ábra: Vizsgálati berendezés ábrája [34] Az 3. táblázat mutatja a vizsgálat eredményeit, melyből jól látható, hogy a karbonitridált próbatest 3,1-szer hosszabb élettartamot ért el, mint a hagyományosan edzett próbatest, míg a termomechanikusan (TM jelölés) kezelt darabok 5,4-szer hosszabb ideig üzemeltek. Így jól megállapítható, hogy a pontbeli gördülő kontakt fáradással szembeni ellenállóság is jól növelhető szemcseméret csökkentéssel [34].
24
3. táblázat: Pontbeli kontakt fárasztó vizsgálat eredményei [34] Felületi keménység (HRC)
L10 élettartam (ciklus)
L50 élettartam (ciklus)
Élettartam arány
Tisztaság
Hőkezelés
N mennyiség
Normális
Edzett
14
62,4
8017*104
18648*104
1
Normális
Karbonitridált
7
63,0
24656
33974
3,1
Normális
TM kezelés
6
61,6
43244
69031
5,4
Alacsony
Edzett
4
62,5
-
-
-
Alacsony
Karbonitridált
10
63,6
9018
21653
1,1
Alacsony
TM kezelt14
10
60,5
30327
55040
3,8
Ahol a táblázatban – jel látható, ott az élettartam elemző nem tudta megfigyelni a próbatest pittingesedését, mert nagyon korai szakaszban indult el a folyamat [34]. Szennyezett kenési állapot esetében az FA kezelt darab 3,4-szer nagyobb élettartammal rendelkezik, mint a hagyományos módon edzett, illetve 2,1-szer hosszabb ideig üzemelt a karbonitridált acél [34]. Mattias Widmark és Arne Melander [35] szintén a cementált alkatrészek gördülő kontakt fáradását vizsgálták. Különböző ötvözeteket használtak, melyeket a 4. táblázat mutat. 4. táblázat: Ötvözetek vegyi összetétele [34] Anyag
Szabvány
C (%)
Si (%)
Mn (%)
Cr (%)
Ni (%)
Mo (%)
OVAKO 152A
SS 2506
0,221
0,240
0,900
0,560
0,440
0,180
OVAKO 156F
SS 2523
0,234
0,090
1,050
1,190
0,950
0,120
A gyűrűket először esztergálták, majd cementálták 0,8% karbontartalom eléréséig és 1 mm réteg mélyen. A 25. ábrán látható a hőkezelési ciklust, a 26. ábra pedig a vizsgálat során alkalmazott berendezés sematikus ábráját mutatja [35].
25
25. ábra: Cementálás hőmérséklet-idő diagramja [35]
26. ábra: Vizsgálati berendezés ábrája [35] A vizsgálati eredmények alapján a károsodások mennyisége csökkenthető felületkezelő technológiák alkalmazásával. A kutatók az egyik próbatest felületét duplán edzették, azonban ez nem mutatott lényeges különbséget a károsodások keletkezését illetően. Ezzel szemben a felület keménységének jelentős hatása van az anomáliák keletkezésére. Minél nagyobb a felület keménysége, annál kevesebb felületi hiba keletkezik, tehát annál hosszabb a kontakt fáradási élettartam [35].
26
4. VIZSGÁLATI MÓDSZEREK 4.1. Mikro-Vickers keménységmérés A Vickers keménységmérés szúrószerszáma gyémántból készül, így a legkeményebb anyagok vizsgálatára is alkalmas, a szerszám és az alkalmazott terhelés olyan kicsi, hogy alig észrevehető nyomot hagy, ezért legtöbbször kész tárgyak is károsodás nélkül vizsgálhatók. A kis terhelés miatt nem töri át a vékony kérget, tehát cementált felületek keménysége is mérhető vele. A lenyomat felülete arányos az erővel, így az alkalmazott terhelés – bizonyos határok között – nem befolyásolja a mért keménységi értéket. A 100 – 300 N között különböző terheléssel mért Vickers keménységek (HV) egymás között jó közelítéssel összehasonlíthatók. A Vickers keménységméréshez használt szúrószerszámot úgy alakították ki, hogy a vele mért keménységértékek lehetőség szerint egyezzenek meg a vizsgált darab Brinell keménységével. A Vickers keménységmérés szúrószerszáma olyan négyzetalapú egyenes gyémánt gúla, amelynek lapszöge 136° [38]. Vickers keménységen a terhelőerő és a gúla alakú lenyomat felületének viszonyát értjük. 𝐻𝑉 =
𝐹 𝑆
A lenyomat felületét a 27. ábra mutatja [38].
27. ábra: Vickers lenyomat felülete [38] A felület számítása az ábra segítségével a következő képlettel számítható: 𝑚= 𝑆 =4∗
𝑎 2 ∗ 𝑠𝑖𝑛 ∝
𝑎∗𝑚 4∗𝑎 𝑎 𝑎2 𝑑2 = ∗ = = 2 2 2 ∗ 𝑠𝑖𝑛 ∝ 𝑠𝑖𝑛 ∝ 2 ∗ 𝑠𝑖𝑛 ∝ 27
A gyakorlatban ezért, nem a hanem d értékkel számolunk, mert a lenyomat oldalélek metszéspontja a kivetített képen határozottabban látszik, mint maga az oldal és így d pontosabban mérhető. Azért, hogy az anyag esetleges anizotrópiája a mérés eredményét ne befolyásolja, az egymásra merőleges d1 és d2 átlót mérjük és d ezek számtani közepe: 𝑑=
𝑑1 + 𝑑2 2
Az EDF háromszögből d2=2a2 adja meg a és d között a kapcsolatot: α=68°, így 𝑑2 𝑑2 𝑆= = 2 ∗ 𝑠𝑖𝑛68° 1,854 A terhelő erőt N-ban, d-t mm-ben mérve és biztosítva, hogy a mérőszám megegyezzen a korábban kp/mm2-ben megadott értékkel: 𝐻𝑉 =
𝐹 1.854 ∗ 0,102 ∗ 𝐹 0,189 ∗ 𝐹 = = 𝑆 𝑑2 𝑑2
A Vickers keménységet a keménység számértékével és HV betűkkel kell jelölni, ha a terhelés 294 N és a terhelési idő 15 másodperc [38]. A Mikro Vickers keménységmérés alkalmas arra, hogy a termokémiai hőkezeléssel edzett próbatestek kemény rétegének mélységét meghatározzuk. A próbatesteket a diffúziós felületre merőlegesen kettévágva, sík felületen edzett kéregtől a mag felé adott léptékekkel haladva, meghatározható a keletkezett réteg vastagsága. A léptékek és a keménység feljegyzésével, úgy határozzuk meg a rétegvastagságot, hogy amikor a HVm keménységérték eléri az edzett acél keménységét, addig tart a termokémiai hőkezelés során keletkezett kéreg [38].
4.2. Röntgendiffrakciós vizsgálat Roncsolásmentes mérési eljárások között széles körben használt a röntgendiffrakciós módszer. A maradó feszültség az anyagban, az atomi síkok között változást okoz, a síkok közötti távolságot változtatja meg. Az eljárásban a feszültséget a rácstorzulás értékekből határozhatjuk meg, valamint a módszer segítségével képesek vagyunk közvetlenül mérni a atomi síkok közötti távolságokat. Ezekből az értékekből a fémben lévő teljes feszültség értékre következtethetünk. Amikor a többkristályos fémek feszültség alá kerülnek, akkor rugalmas nyúlás alakul ki a kristályrácsban, valamint az egyes kristályokban egyaránt [27]. Egy jól megalapozott, sokat alkalmazott feszültség mérési módszer, mellyel mind az eredeti, mind a hegesztett, hőkezelt szerkezeteket képesek minősíteni. Mivel a röntgensugaraknak kicsi a behatolási mélysége, ezért csak a felület alatti feszültségeket képes mérni [27]. A röntgendiffrakciós eljárás elvi felépítését mutatja a következő 28.ábra.
28
28. ábra: Röntgendiffrakciós vizsgálat A röntgencsőből érkező sugár atommal való ütközésekor a nyaláb visszaverődik, melyet az ún. detektor érzékel. A ϴ a sugár érkezési szögét jelöli a próbatest felületéhez képest. Ezt a szöget folyamatosan változtatva a nyaláb különböző szögben éri a kristánytani síkokat. Azt a jelenséget, amikor a sugár hullámhossza megegyezik az atomsíkok közötti távolsággal és így felerősítve verődik vissza, interferenciának nevezzük. Az interferencia segítségével meghatározhatjuk a maradó feszültséget. A 29. ábra egy interferencia függvényt mutat.
29. ábra: Interferencia-függvény Az interferencia-függvény vízszintes tengelyén a Bragg szögek helyezkednek el, függőleges tengelyén pedig az interferencia. Minden egyes csúcspont egy-egy miller 29
indexet határoz meg. Így egy szoftver segítségével meghatározható, hogy a próbadarabban milyen fázisok vannak. A próbatest felületén csak síkfeszültségi állapot jöhet létre, így a felületen ébredő maradó feszültség csak az xy síkban található atomokra fog hatni, ennek következtében az atomsíkok közötti d távolság csökkenni vagy nőni fog attól függően, hogy nyomó- vagy húzó maradó feszültség jön-e létre az anyagban. A felülethez képesti ún. -z irányban az atomsíkok távolsága nem fog változni. A próbatest berendezéshez képesti döntésének szöge a Ψ. Ezt a vizsgálatkor mi adjuk meg. Erre azért van szükség, mert a feszültség mérésnél egy síksorozatnak a rácssíktávolságát mérjük különböző döntési szögekben. Ebből az alábbi képlet (𝑠𝑖𝑛2 Ψ módszer) segítségével tudjuk kiszámolni a maradó feszültséget. 𝜎𝜑 =
𝑑Ψ − 𝑑3 𝐸 ∗ 𝑑3 (1 + 𝜐)𝑠𝑖𝑛2 Ψ
A képlet megértéséhez segítséget nyújt a 30., és a 31. ábra. A képlet a 0° és a Ψ döntést veszi csak figyelembe, azonban a valóságban 5 döntési szöget alkalmazunk. Ez a képlet a feszültség számításának megértését szolgálja. Mérés során a maradó feszültség értékeit egy számítógépes program segítségével határozzuk meg.
30. ábra: Feszültségek a felületen
31. ábra: Síkok elfordulási szöge
30
4.3. GDOES – Plazmagerjesztésű optikai emissziós spektometria A Paschen-Runge felépítésű spektrométer működése közben a forrásból érkező, gerjesztett elemek által kibocsátott fényt egy gyűjtőlencsével összegyűjtjük. A fénynyalábot a spektrométer belépő résén át az optikai rácsra irányítjuk, hullámhosszak szerint felbontjuk, és a Rowland-kör mentén elhelyezett kilépő réseken át fotoelektronsokszorozókra leképezzük, amelyekkel megmérjük az intenzitását. Csak olyan elemek meghatározására nyílik lehetőség, amelyek elemzővonalára detektor van beépítve, így maximum 64 elem egyidejű vizsgálatát lehet megvalósítani. A fotoelektron-sokszorozókra adott feszültséggel állítani tudjuk az egyes elemekre vonatkozó érzékenységet. A koncentrációszámítás csak úgy kivitelezhető, ha a mérés előtt elvégeztük a nemzetközi, hiteles anyagmintákkal történő kétféle kalibrációt, melyet minden, a későbbiekben vizsgálni kívánt elemre el kell végezni. A vizsgált elemek kalibrációjakor kapott egyenes meredeksége jelenti a mérés érzékenységét, az egyenes illesztését a program a legkisebb négyzetek módszerének alkalmazásával végzi [28]. A mérés sematikus ábráját a 32. ábra mutatja.
32. ábra: Optikai emissziós spektrométer felépítése [28]
31
5. KÍSÉRLETI MUNKA A diplomamunkámban a Miskolci Egyetem Gépészmérnöki és Informatikai Kar, Anyagszerkezettani és Anyagtechnológiai Intézet Mechanikai Technológiák Intézeti Tanszéken 50 mm átmérőjű, 10 mm szélességű tárcsaszerű 16MnCr5 (MSZEN 10027-1) anyagminőségű próbatestek szilárd közeges cementálását, edzését és megeresztését hajtottuk végre. A cementálás közege BaCO3, faszén aktivátorral, melynek mennyisége 10%, cementálás után a próbatesteket olajban edzették, majd feszültségcsökkentő megeresztést hajtottak végre levegőhűtéssel.
33. ábra: Hőkezelés hőmérséklet-idő diagramja
5.1. Anyagminőség jellemzői A próbatest anyagminősége 16MnCr5, betétedzhető acél. Szabványos vegyi összetétele az alábbi táblázatban található. 5. táblázat: Anyag szabványos vegyi összetétele [37] C%
Si %
Mn %
P%
S%
Cr %
0,14-0,19
0,4
1,0-1,3
0,025
0,035
0,8-1,1
32
Anyagminőség technológiai adatai [37]:
Mag edzése – 860-900 °C, olaj-polimer sófürdő Cementálás – 880-980 °C Felület edzése – 870 °C Cementált felület lehetséges Rockwell keménysége: 64, 63, 62, 60.5, 59, 57 Mechanikai tulajdonságok: o Folyáshatár – Rp0,2: 440-635 N/mm2 o Szakítószilárdság – Rm: 880 – 1100 N/mm2 o Nyúlás – A: 9-11 %
5.2. Keménységmérés 5.2.1. Próbatest előkészítése: A próbatesteket kettévágás után csiszológép (4 különböző finomságú nedves csiszolópapír alkalmazásával: 120, 400, 800, 1500) segítségével vízhűtéssel csiszoltuk, majd 3 μm-es gyémántpasztával políroztuk a felületet, amíg fényes nem lett, végül HNO3 (salétromsav) 2%-os oldata (nitál marószer) marattuk a próbatest felületét, és így láthatóvá válik a cementált réteg. Az előkészítés utáni állapot a 34. ábrán látható.
34. ábra: Próbatest a keménységmérés előtt Ez után a próbatestek vizsgálata következett, a korábban már tárgyalt Vickers keménységmérési elv alapján. A mérés során, a próbatesten a kemény rétegtől befelé haladtuk.
5.2.2. Eredmények A próbatesten 0,05 és 0,1 mm lépésközönként haladtunk. Ezzel a méréssel határoztuk meg a keményréteg vastagságát is oly módon, hogy a mérési sorozatok elkezdése előtt 33
megmértük a mag keménységét, mely jelen esetben 389 HV0,1 volt. A cementált réteg határát az edzett acél keménységének megfelelő 500 HV0,1 értéknél jelöltük ki, tehát addig tart a cementált réteg, amíg ezt az értéket át nem lépjük a mérés során. Ennek a rétegvastagságnak a meghatározása miatt a határkeménység közelében vettünk fel 0,05 mm-es lépésközt. Három mérési sorozatot végeztünk el, melynek eredményeit az 1. számú melléklet tartalmazza. A mérést pontosan a felületen nem tudtuk elkezdeni, a mérés elve miatt, ugyanis a Vickers keménységet a gyémántgúla által a felületbe nyomódott négyszög átmérőinek függvényében számítja a berendezés. Egyrészt a cementált réteg szélén nem kapunk pontos eredményt, másrészt meg van a veszélye annak, hogy a gyémántgúla tönkre megy, ezért 0,02 mm-nél kezdtük a mérést. A mérési eredmények alapján az alkalmazott technológiai paraméterekkel 1,65 mm-es cementált réteg jött létre a próbatesten. A 35. ábrán egy mérési sorozatot emeltünk ki mikroszkópra rögzített kamera segítségével, ahol a lenyomatok láthatók, valamint a mérési eredmények átlaga és adott pontban a felülettől mért távolság. A távolságok milliméterben, a keménység értékek HV0,1-ben értendők.
35. ábra: Lenyomatok a próbatest felületén
5.3. Röntgendiffrakciós vizsgálat A próbatesten két irányban mértük a maradó feszültséget, ezeket rendre 1-es és 2-es iránynak neveztük el, melyek merőlegesek egymásra. A két iránybeli mérés következtében két eredményt kaptunk. Az irányokat a 36. ábra mutatja.
36. ábra: Röntgendiffrakciós mérés során alkalmazott irányok 34
A mérés során alkalmazott berendezés egy Bruker D8, Advance Euler bölcsővel felszerelt röntgendiffrakciós mérő berendezés. Az Euler bölcső a minta döntésére szolgál. A sugárzás kobalt Kα, λ hullámhossza 1,7902 Å. A spektrumot 0,05° lépés közzel vettük fel, 10 s gyűjtési idővel. A feszültség mérés paraméterei: 20 s gyűjtési idő, lépésköz 0,05°, 6 döntési pozíció, egy irányban maximum 45°, a döntési szögeket úgy vettük fel, hogy a sin 2Ψ függvény és a sin2Ψ értékek lineárisak legyenek. Tehát a diagramon a pontok egyenlő távolságra vannak egymástól. Ez növeli a mérés pontosságát. A 16MnCr5 anyagminőségű acél Poisson száma 0,27; rugalmassági modulusza 200 GPa. Röntgendiffrakciós mérés eredményei az 1-es irányban: Két különböző feszültség értéket kaptunk a vizsgálat során, az egyik a normál feszültség, a másik pedig a csúsztató feszültség. A számítógépes szoftver kiszámolja a sin2Ψ értéket, a 0 döntési pozíciónál ez az érték 0, a mérés során további 5 döntési szöget alkalmaztunk, melyekhez a szoftver szintén kiszámolja a sin2Ψ értékét, így a diagramon hat pont keletkezik, a maximális döntési szög a 45°. A vízszintes tengelyen a sin 2Ψ, függőleges tengelyen a d rácssíktávolság található. Minél inkább kidöntöttük a mintát, annál jobban nőtt a rácssíktávolság, mert a próbatestben húzó feszültség keletkezett. A mérés során a szoftverrel rögzítettük a rácssíktávolságot is, majd a kapott pontokra ráfektet egy függvényt. A kapott függvény egy fél ellipszishez hasonlít, mely hosszabbik főtengelyének, az ún. "a" tengely, meredeksége arányos a normál feszültséggel, az ellipszis rövidebbik "b" főtengelyének meredeksége pedig a csúsztató feszültséggel arányos. Az 1es irányban magas a csúsztató feszültség, ami azt jelenti, hogy valahol a mintában található egy jóval nagyobb feszültség, és ez a nagyobb feszültség lesz a főfeszültség. Ezt a görbét a 37. ábra mutatja. Az 1-es irányban elvégzett vizsgálat normál feszültség értéke 118 ± 41 MPa, csúsztató feszültség értéke pedig 102 ± 20 MPa. Az érték pozitív, ami húzó feszültséget jelent. A csúsztatónál nem szoktuk megkülönböztetni a pozitív, negatív feszültségeket. A 40-es szórás azt jelenti hogy a vizsgált tartományban húzófeszültség ébredt a próbatestben cementálás után, azon a röntgen sugár által besugárzott területen, ami körülbelül 4-5 mm-szer 20 mm-es téglalapot jelent a minta közepén.
35
37. ábra: Röntgendiffrakciós mérés az 1-es irányban A 38. ábra a különböző döntési pozíciókban felvett reflexiókat mutatja. A döntési szögek a sárga téglalap jobb felső sarkában találhatóak.
38. ábra: Különböző döntési pozíciókban felvett reflexiók Röntgendiffrakciós mérés eredményei az 2-es irányban: A 2-es irányban a normál feszültség értéke +323 ± 53 MPa, a csúsztató feszültség értéke pedig 37 ± 26 MPa. Ha a csúsztató feszültség értéke alacsony, az azt jelenti, hogy amit a 2-es irányban kaptunk közel azonos a σmax főfeszültséggel. Ha 0 lenne a csúsztató feszültség, az azt jelentené, hogy a mérés során a főfeszültséget mértük volna meg. Így ez azt jelenti, hogy 2-es irányban ettől nagyobb feszültség nincs a mintában. Így megállapítható, hogy a 2-es irányban mért érték közel σmax, mivel az 1-es irány erre merőleges, ezért az abban kapott feszültség érték a σmin, ettől kisebb feszültség nem nagyon található a mintában. 36
A 2-es méréshez tartozó görbéket a 39. és 40. ábrák mutatják.
39. ábra: 2-es irányú mérés eredménye
40. ábra: Reflexiók a 2-es irányban Az 1-es és 2-es irányban mért húzófeszültségek ellent mondanak az elméleti várakozásoknak, a cementálás során a felületben szükségszerűen nyomó feszültség kell, hogy legyen, ezért a kapott eredményeket jelen formában további vizsgálatok nélkül nem tudjuk felhasználni. A mérési anomália tisztázására ismételt mérésekre lenne szükség hasonlóan röntgendiffrakcióval és esetlegesen lyukfúrásos módszerrel. Azonban erre a diplomaterv adta keretek nem teremtenek lehetőséget, bízunk benne, hogy a későbbiekben a megismételt mérésekre lehetőségünk adódik.
37
5.4. GDOES vizsgálat A vizsgálat eredménye megmutatja, hogy cementálás után a felületen körülbelül 1,4%os karbontartalmú réteg keletkezett. A vizsgálattechnikából adódóan csak 60 μm-ig elemeztük a felület kémiai összetételét, amelynek eredménye alátámasztja, a cementálás alkalmazásakor a felület közelében jelentősen megnő a karbontartalom, majd a mérést a mag irányában folytatva, a karbontartalom a várakozásunknak megfelelően csökken (41. ábra). A kis mintavételi mélység miatt a görbe nem alkalmas arra, hogy a mélyebb rétegek karbontartalmára következtessünk, ahhoz, hogy a mélyebb rétegekben meghatározzuk a karbontartalmat további vizsgálatokra van szükség: az eddig elporlasztott mélység szerinti síkra munkálás után következhet a profil felvételének folytatása.
41. ábra: GDOES vizsgálat eredménye A szilárd közegű cementálás során a maximális karbontartalom nem szabályozható jól: a faszén karbontartalma nagyon magas, így a kialakult felületi rétegé is. A méréssel meghatározott 1,4%-os karbontartalom túl magas, mivel jelentős a maradék ausztenit mennyisége, ami rontja a felületi tulajdonságokat. Ez a felületi réteg az alkatrész utólagos megmunkálása során (finishelés, köszörülés) szükség esetén eltávolítható.
38
6. VÉGESELEMES MODELLEZÉS A fő tervezési-, gyártási folyamatok elemzésére, üzem közben felmerülő problémák kiderítésére a legjobb módszer a szimuláció. A több mint 20 éves fejlesztés következtében a Sysweld vezető végeselemes szoftverként van jelen a piacon azon cégek számára, akik hőkezeléssel, hegesztéssel és hegesztési összeszerelő folyamatok elemzésével foglalkoznak. Diplomamunkám során a program hőkezelés moduljával foglalkoztam részletesebben. A hőkezelés elengedhetetlen lépése a fémes termékek gyártási folyamatának, főleg az autó- és repülőgépiparban. Hőkezelés során az alkatrészek biztonságos működtetésére, az alakváltozások minimalizálására és az élettartam növekedésére koncentrálnak a mérnökök. A Sysweld utat mutat a mérnökök számára a következőkben: - Maradó alakváltozás meghatározása. - Maradó feszültségek csökkentésének lehetősége. - A geometria, az anyag és a folyamat paraméterek érzékenységének vizsgálata. A Sysweld Geomesh modullal is rendelkezik, mely grafikus modellezési lehetőséget biztosít, így elősegítve a végeselem háló létrehozását. A program matematikai algoritmusok segítségével automatikus hálózásra is képes egy CAD fájl behívása után, .igs kiterjesztésű fájlok felhasználásával. A Sysweld átfogó anyagadatbázissal rendelkezik. A program tartalmazza a fő acélokat, alumínium ötvözeteket és szürke vasakat. Az Advisor menüpont alatt külön található a hőkezelés, és hegesztés modul, mely segítségével a folyamatok könnyen beállíthatók. Hőkezelés esetén a technológia beállítása 7 lépcsőből áll, melyen végig haladva a folyamat részletesen megadható. A program multifizikai posztprocesszel és automatikus megoldóval rendelkezik, valamint szimuláció során minden hőkezelés alatt lejátszódó fizikai jelenséget figyelembe vesz. A Sysweld a következő kérdésekre ad választ a mérnökök számára: - A kiválasztott hőkezelési folyamat megvalósítható? - A kiválasztott acél alkalmazható? - A kiválasztott edző közeg megfelelő? - Edzett az alkatrész azon a részen, ahol edzettnek kell lennie? - A folyamat során felmerül a repedés veszélye? - Az észlelt alakváltozások elfogadhatók? - A nyomó maradó feszültség értéke elég magas, és jó helyen ébred? Összefoglalva az Esi Group Sysweld programcsomagja a legmegfelelőbb célorientált szoftver a hőkezelési és hegesztési folyamatok elemzésére.
39
6.1. Modell geometria A próbatest forgásszimmetrikus, ezért a feladatot két-dimenziós modellre egyszerűsítettük, melynek célja a számítási idő csökkentése. A modellezés során alkalmazott geometria 42. ábrán látható.
42. ábra: Modellezés során alkalmazott geometria
6.2. Háló A Sysweld sajátossága, hogy forgásszimmetrikus két-dimenziós feladatok esetén, az y tengelyt veszi forgástengelynek, ezért a geometriának mindenképpen az xy síkban kell elhelyezkednie. A próbatesteket teljes egészében cementálták, ennek következtében a tengelyszimmetria miatt három oldalon sűríteni kellett a hálót, mert a cementált kéregben pontosabb eredményre van szükségünk. A háló két-dimenziós négyszög elemeket, valamint a hőátadási peremfeltételek miatt egy-dimenziós elemeket tartalmaz. A különböző háló elrendezéseket a 43, 44, 45, 46, 47, 48. ábrák mutatják be.
43. ábra: Ritka háló, 1096 elem
40
44. ábra: Egyszerű sűrítés, 4196 elem
45. ábra: Diffúziós réteg felé orientált sűrítés, 12232 elem
46. ábra: Legkisebb elem méret a 12232 elemből álló modellen 41
47. ábra: Legsűrűbb modell, 50963 elem egy negyed részen
48. ábra: 50963 elemből álló modell legkisebb elemének nagysága A legutolsó legsűrűbb modellnél, csak egy negyedet vizsgáltam, a számítás gyorsaságának megkönnyítése céljából, így fele annyi elemből volt lehetőség egy nagyon finom háló elrendezés alkalmazására.
6.2.1. Érzékenység vizsgálat Az érzékenység vizsgálat célja az, hogy meghatározzuk, milyen mértékben befolyásolja a háló sűrűsége a kapott eredményeket. Kis elemszámú modelleknél fennáll a veszélye annak, hogy a valóságtól távolálló eredményeket kapunk, nagy elemszámú modelleknél viszont nagyon megnő a számítási idő, viszont a szimuláció eredetileg azt a célt szolgálja, hogy rövidebb idő alatt hozzunk adott technológia tekintetében döntést. Az érzékenység vizsgálat segít abban, hogy megtaláljuk azt az optimális hálósűrűséget, amelynél a számítási idő még elfogadható és az eredmények is közelítenek a valósághoz. Az érzékenység vizsgálatot keménység figyelembevételével végeztem el, mert, ahogy az irodalomkutatásból is kiderült, a felületi kifáradás szempontjából a legmeghatározóbb paraméter a keménység. Négy különböző hálósűrűséget vizsgáltam, melyekben rendre 1096 (1. jelű), 4196 (2. jelű), 12232 (3. jelű), 50963 (4. jelű) elem található. A négyféle hálósűrűség érzékenység vizsgálatának eredményét az alábbi diagram mutatja (49. ábra). Az adatokat minden modellnél a felülettől mért 0,5 mm, 1 mm és 1,5 mm távolságra lévő csomópontokban vizsgáltam. A diagramból arra következtettem, hogy az optimális hálóelrendezés a 3. jelű, azaz a 12232 elemmel rendelkező modell. A 4. jelű hálóelrendezés nem mutat lényeges különbséget a 3. jelűhöz képest, így a számítási idő is csökkenthető. A szimulációs eredmények bemutatásakor a 3. jelű modell eredményeit használom fel.
42
Érzékenység vizsgálat Keménység (HV)
850 800 750 0,5 700
1
650
1,5
600 1
2
3
4
Hálósűrűség
49. ábra: Érzékenység vizsgálat eredménye
6.3. Peremfeltételek A hőkezelés szimulálására szolgáló végeselemes programok mechanikai és hőfizikai folyamatokat számítanak, ezért lényeges pontja a modellezésnek a peremfeltételek megadása. Ebben a feladatban a legfontosabb dolog az, hogy a modellen egy réteget kell képezni, amelyen a program értelmezni tudja a hőfizikai változást. Ezt a réteget skinnek hívjuk. Ez a skin, két-dimenziós modellből generált egy-dimenziós elemek sora azokon az oldalakon, ahol a karbon a felületbe diffundál. Mivel a modell tengelyszimmetrikus, így három oldalon értelmezzük ezt a határréteget, az elrendezését a 50. ábra mutatja.
50. ábra: Határréteg a hőfizikai folyamatok számításához Továbbá az elmozdulás megakadályozása érdekében két ponton merevtestszerűen meg kell fogni a próbatestet. Az egyik megfogást a forgástengelyre helyeztük, az y tengely mentén, a másik megfogást az x tengely mentén egy csomópontban.
43
6.4. Technológia beállítása A Sysweld bemutatásakor említettem, hogy a hőkezelési technológia beállításához hét lépcsőn kell végighaladni. Ebben a fejezetben ezt a folyamatot szeretném bemutatni lépésről lépésre. Minden hőkezelési folyamat a projekt nevének megadásával és a munkakönyvtár kiválasztásával kezdődik. A program lehetőséget biztosít rövid leírás készítésére is, ami többféle beállítás alkalmazásakor hasznos lehet. Az első lépés beállítási lehetőségeit a 51. ábra mutatja.
51. ábra: Projekt leírás megadása Második lépésben kiválasztjuk azokat a folyamatokat, amelyeket modellezni szeretnénk. A Visual Environment 9.5 nem alkalmas megeresztés szimulálására, azonban a próbatestet, melyet a diplomamunkám során vizsgáltunk, edzés után megeresztették, ezért a mérési és a szimulációs eredmények között várhatóan eltérés jelentkezik. Ennek következtében három folyamatot szimuláltunk hevítést, cementálást és edzést. Az alábbi ábrán látható továbbá, hogy szükséges megadni azt, milyen két-dimenziós feladatról van szó, keresztmetszeti vagy forgásszimmetrikus-e a modell. A mi esetünkben forgásszimmetrikus két-dimenziós modellről van szó.
52. ábra: Folyamat definiálása 44
Tovább haladva a harmadik fülre, a program az anyag tulajdonságok beállítását kéri. Collector gomb segítségével ki kell választani, hogy a modell mely részére érvényes a kiválasztott anyag, teljes térfogatra, vagy csak adott elemrészt jellemez egy adott anyagminőség. Az én esetemben a teljes térfogaton (VOLUME) értelmezzük a 16MnCr5 anyagminőséget, melynek kezdeti karbontartalma 0,16%, mangán tartalma pedig 1,25 körüli, ezt jelenti az ábrán látható anyagjelölés (16MnCr5_5_016C).
53. ábra: Anyagjellemzők megadása Negyedik lépésben a hőkezelési folyamat adatait adjuk meg. Első lépésben a hevítés részleteit tápláljuk be a programba. Szintén collector segítségével kiválasztjuk a peremfeltételek részben már taglalt határréteget, amit DIFFUSION-nek neveztünk el. Majd megadjuk a folyamat funkcióját, jelen esetben azt, hogy a darabot hevítjük, megadjuk a hevítési hőmérsékletet, ami 860 °C, majd azt az időtartamot, amely alatt a próbadarabot felhevíti a kívánt hőmérsékletre, 1800 másodperc. A Sysweld futtatáskor elsőként a cementálás folyamatot hajtja végre, majd a hevítést, végül pedig az edzést. A hevítés menüpont alatt, ezért az edzési hőmérsékletet kell megadni, mivel külön folyamatként kezeli a cementálást. A hevítés fül részletei az 54. ábrán láthatóak.
45
54. ábra: Hevítés beállítása A második fül biztosítja a cementálás folyamatának leírását. Collector segítségével szintén a DIFFUSION határréteget választjuk, majd táblázatos módon betápláljuk a hőmérséklet-idő (55. ábra) valamint a karbontartalom-idő (56. ábra) diagramokat. Ezek a diagramok a 6. táblázat megadásával jöttek létre. 6. táblázat: Szimulációba táplált technológiai adatok Hőkezelés technológiai adatok
Idő (s)
Hőmérséklet (°C)
Karbontartalom (%)
Cementálás
0
20
0,16
1800
920
1,4
34200
920
1,4
37800
20
1,4
46
55. ábra: Programba táplált hőmérséklet-idő diagram
56. ábra: Programba táplált karbontartalom-idő diagram A diagramok megadása után a program kéri a próbadarab kezdeti karbontartalmát, valamint a hőátadási tényezőt. A cementálási folyamat beállításait az 57. ábra mutatja.
47
57. ábra: Cementálás beállítása Végül a negyedik pont alatt az edzés fül az utolsó lépés, ahol megadjuk az edzés közegét, ami a mi esetünkben olaj volt, és annak hőmérsékletét, ami 20 °C, valamint megadjuk az edzés időtartamát, 1800 másodpercet. Az edzés beállításait az 58. ábra mutatja.
58. ábra: Edzés megadása Ötödik lépésben a megfogásokat állítjuk be, collector segítségével kijelöljük az előre definiált megfogási pontokat, kiválasztjuk a típusát (rigid - merevtestszerű), és megadjuk, 48
hogy mely irányokban szeretnénk megkötni a modellünk szabadságfokait. Végül a hevítési és az edzési idő összege adja a megfogási időt. Az ötödik lépést az 59. ábra mutatja.
59. ábra: Megfogások beállítása Hatodik lépésben van lehetőségünk erővel terhelni a modellünket, amire a feladatom megoldása során nem volt szükség, ezen a program automatikusan túllép, a lépés részleteit az 60. ábra mutatja.
49
60. ábra: Terhelés és deformáció megadásának lehetőségei Az utolsó hetedik lépés egy összegzése a teljes folyamatnak, itt tudjuk ellenőrizni azt, hogy jól állítottuk-e be az időtartamokat, itt bejelölhetjük, hogy számítson keménységet, valamint azt, hogy kiértékelés során részletesen mutassa be a darabban történő változásokat. A Generate Input Data gombra kattintva a program elkészíti a számításhoz szükséges fájlokat, majd a computation managert megnyitva, a számítani kívánt folyamatokat bepipáljuk, és a compute gomb segítségével elindíthatjuk a számítást.
61. ábra: Megoldó paraméterek összefoglalása 50
62. ábra: Számítások vezérlésére szolgáló felület Korábban említettem a Sysweld azon tulajdonságát, miszerint elsőként a cementálást végzi el, ezt a computation manager elrendezése is bizonyítja.
6.5. Eredmények A számítás lefuttatása után Viewer menüpontba átlépve vizsgálhatjuk az eredményeket. A Diplomamunkámban feladatom vizsgálni a cementálás során keletkezett keményréteg vastagságát, karbontartalmát és tulajdonságait. A szimuláció alapján közvetlenül a felületen körülbelül 1,4 %-os karbontartalom keletkezett a próbatestben, valamint körülbelül 1,5 mm vastag a keményréteg a felülettől mérve. Az eredményt a 63. ábra mutatja.
63. ábra: A próbatest karbontartalma cementálás után Az irodalomkutatás részben nagy hangsúlyt kapott annak felderítése, hogy mik azok a tényezők, amelyektől függ a felület kopási tulajdonsága. Irodalmi adatok alapján a 51
keletkezett cementált réteg vastagsága mellett további tényezők, melyek befolyásolják a felület kopási jellemzőit a hőkezelés után a felületen létrejött keménység, valamint a felület alatt ébredő maradó feszültségek. Ezért a szimuláció során is ezeket a tényezőket vizsgáltam. A keménység változását a darabban a 64. ábra mutatja.
64. ábra: Keménység eredmény hőkezelés után (HV) Az ábrán jól látható, hogy nem közvetlenül a felületen a legnagyobb a cementált kéreg keménysége, körülbelül 0,25 mm-rel a felület alatta éri el a maximumot, majd a próbatest magja felé haladva csökken. A keménységet a program HV-ben adja meg. Maradó feszültség vizsgálatakor kétféle feszültséget vettünk figyelembe, a gyűrűirányú feszültséget és a radiális feszültséget. Végeselem modell esetén a negatív feszültségek jelentik a nyomó maradó feszültséget, a pozitív feszültségek pedig a húzó maradó feszültséget. A 65, 66. ábrákból kivehető, hogy cementálás során a felület közeli tartományokban, körülbelül addig, amíg a cementált réteg tart, jelentős nyomó maradó feszültségek keletkeznek, aminek köszönhetően javul a felület kifáradással szembeni ellenállósága, a magban pedig húzó maradó feszültségek keletkeznek. Az eredmények az alábbi ábrákon láthatóak (65, 66. ábra).
52
65. ábra: Gyűrűirányú maradó feszültség Gyűrűirányú feszültségeknél maximális nyomó feszültség helyeit mutatja a 65. ábra, melyek a felületen jelennek meg, maximális értéke 690 MPa, maximális húzófeszültség pedig a próbatest belsejében, melynek maximális értéke 355 MPa.
66. ábra: Radiális irányú maradó feszültség A 66. ábrán látszik, hogy a cementálás hatására jelentős nyomó maradó feszültség keletkezett, melynek maximuma 671 MPa, maximális húzó feszültség a próbatest belsejében keletkezett, melynek maximális értéke 343 MPa. Cementálás hatására a próbatestben különböző fázisok alakulnak ki. Legjelentősebb mennyiségben a gyors hűtés miatt martenzit keletkezik, valamint maradó ausztenit. Hőkezelés hatására minimális mennyiségben marad a próbatestben ferrit és perlit is, valamint elenyésző mennyiségben megjelenik bainit is. A különböző fázisok eloszlását mutatja a 67. ábra.
53
Fáziseloszlás ferrit/perlit
Martenzit
Ausztenit
Bainit
1
Fázisok mennyisége (%)
0,8
0,6
0,4
0,2
0 0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
3,5
4
4,5
Felülettől mért távolság (mm)
67. ábra: Fáziseloszlás a próbatestben a végeselemes szimuláció szerint A geometriai különbözőségek miatt a többoldalú karbon diffúzió következtében a próbatest élénél más lesz a fázisok eloszlása. Ezeket a különbözőségeket a következő ábrák mutatják (68, 69, 70. ábrák). Az ábrákon látható értékek %-ban értendők.
68. ábra: Ausztenit eloszlása a próbatest élénél
54
69. ábra: Ferrit/Perlit eloszlása a próbatest élénél
70. ábra: Martenzit eloszlása a próbatest élénél
55
7. MÉRÉSIÉS SZIMULÁCIÓS ÖSSZEHASONLÍTÁSA
EREDMÉNYEK
7.1. Keménység Ennek a fejezetnek az a célja, hogy a mérési- és szimulációs eredmények összevetésével validáljuk a végeselemes modellünket. Elsőként a keménységmérés eredményeit vetjük össze a szimuláció során kapott keménység értékekkel. Három mérési sorozatot végeztünk a próbatesten, melyből átlag függvény segítségével egy mérési eredmény sorozatot hoztunk létre, hogy a 4. jelű végeselemes modell eredményeivel összevethető legyen. Az eredményeket a 71. ábra mutatja.
71. ábra: Keménységmérés és szimulációból vett keménység értékek összehasonlítása A szimuláció és a mérési sorozatok eredményei harmadrendű polinommal jól közelíthetők. A görbék jellege közel azonos. Az eltérés egyik oka az, amit már a Sysweld bemutatásakor is említettem, hogy a program nem képes megeresztést szimulálni, aminek hatása megmutatkozik az eredményeken is. Az eltérés másik oka, hogy a végeselemes szimuláció az ideális esetet veszi figyelembe, amikor az anyag homogén. A valóságban az anyagban karbidok, és egyéb kiválások vannak, amikbe a Vickers gyémánt kúpot beleszúrva, nagyobb HV0,1 értéket mutat a berendezés. További különbséget okozhat, hogy a program nem veszi figyelembe az anyag szemcseméretét, amely befolyásolja a diffúziót. Emiatt a mérési eredményeknek nagyobb a szórása, mint a szimulációból származtatott értékeknek. Ezek figyelembe vételével elmondható, hogy a Sysweld alkalmas arra, hogy megvizsgáljuk, milyen mértékben növekszik meg adott anyagminőségnél a réteg keménysége, valamint ha elég finom hálóelrendezést alkalmazunk a modellezés során, jó közelítéssel meg tudjuk mondani a réteg vastagságát. Ahogy a mérési eredményekből is látszódott, a próbatest felületétől mérve körülbelül 1,5 56
mm vastag cementált réteg jött létre a próbatestben, amit a szimuláció eredményei is alátámasztanak. A fent leírt okok arra engednek következtetni, hogy a szimulációs és valós eredmények eltérése körülbelül állandó kell, hogy legyen, azonban ez nem így van. Mivel a megeresztés nem modellezhető, az adódó különbségek jóval összetettebbek. Edzett acélok alacsony hőmérsékletű megeresztése során kis mértékben nő a keménység a maradék ausztenit bainitté való átalakulása miatt. Ha nincs maradék ausztenit, akkor az edzett szövet keménysége csökken. A martenzit képződés befejeződése 0,6%-nál éri el a szobahőmérsékletet. Ez azt jelenti, hogy ha az acél karbontartalma nem haladja meg a 0,6%-ot, a maradék ausztenit mennyisége minimális (67. ábra). Mivel a cementálás során a maximális karbontartalom 1,4 %, a felülethez közel jelentős mennyiségű maradék ausztenit volt a megeresztés előtt. Ez a megeresztés során növelte az edzési keménységet. Megnézve a karbontartalmat 0,7 mm-nél érte el a cementált réteg karbontartalma a 0,6%-ot, vagyis ebben az esetben a megeresztés nagyobb keménységet eredményezett. Ennél nagyobb távolságokban a két görbe közötti különbség közel állandó: a szimulációs eredmények nagyobb keménységet mutatnak a megeresztés hiánya miatt.
7.2. Maradó feszültség A röntgendiffrakciós vizsgálat eredményei nem vethetők össze a végeselemes modellezés maradó feszültség eredményeivel, mivel a röntgendiffrakciós mérés eredményeit fenntartásokkal kell kezelni. A modellezés alapján pedig a cementált rétegben nyomó maradó feszültség, a magban húzó maradó feszültség jött létre. Az irodalomkutatás során is kiderült, hogy a cementálás egyik legnagyobb előnye a felület közelében keletkező nyomó maradó feszültség, ami miatt az alkatrészek kontakt fáradási határa kitolódik, ezek alapján elmondható, hogy a modellezés eredménye közelebb áll az általunk elvárt jellemzőkhöz. Fenti állításomat a keménységmérési eredmények is alátámasztják. A próbatest felületi rétegében lévő martenzit, annak más szövetelemekhez viszonyítottan nagyobb fajtérfogata következtében okoz nyomó maradó feszültséget. A modellezés során a szövetelemek aránya alátámasztotta a szimuláció eredményeként kapott maradó feszültséget. A szimuláció eredményeinél nem szabad itt sem figyelmen kívül hagyni, hogy a meresztés modellezésére a Sysweld nem képes. A röntgendiffrakciós vizsgálattal meghatározott kis mértékű húzó feszültség akkor lehet közelítően jó eredmény, ha a felületen lévő nagy mennyiségű maradék ausztenit átalakulása során olyan mértékű húzó feszültséget okoz, amely meghaladja a martenzites átalakulás során keletkező nyomó feszültség nagyságát.
7.3. GDOES A GDOES vizsgálat és a szimulációs eredmények a felületi réteg közelében jó egyezést mutatnak. Ez alapján elmondható, hogy az ESI Group Sysweld programcsomagja 57
megfelelő szoftver a felületben cementálás után kialakult karbontartalom meghatározására végeselemes módszer segítségével. Ahhoz, hogy a próbatest mélyebbi rétegeiben is validálni tudjuk a végeselemes modellt, további vizsgálatokra van szükség, amelyet a diplomamunkám keretein belül nem tudunk végrehajtani. A vizsgálati és szimulációs eredmények összehasonlítását a 72. ábra mutatja.
72. ábra: GDOES és szimulációs eredmények összehasonlítása
58
8. ÖSSZEFOGLALÁS A dolgozat átfogó képet ad a felületkezelő eljárásokról, azok előnyeiről, technológiájáról. Az eljárások kutatása során a tribológiai viselkedésre gyakorolt hatásukra koncentráltunk. A gépipari szerkezetekben sok helyen találkozunk tribológiai rendszerekkel, melyek tervezése komoly, nagy tudást igénylő feladat. A dolgozatban irodalmak alapján következtettünk a felületkezelt mérnöki alkatrészek tribológiai viselkedésére. Különös figyelmet fordítva a kopásra és a kontakt fáradásra. Mindkét károsodási forma súlyos katasztrófához vezethet, azok vizsgálata szükségszerű. A tribológiai tulajdonságok javításához különböző tulajdonságok együttes változtatása szükséges, sok tényezőtől függ, hogy milyen lesz az alkatrész ellenállósága kopással, vagy folyamatosan ismétlődő igénybevétellel szemben. Az eddigi kutatásokból megállapítható, hogy vannak olyan eljárások, melyek kifejezetten jó hatással vannak ezekre a tulajdonságokra, mint pl.: cementálás, nitridálás, boridálás, betétedzés, DLC bevonatolás stb. Sok tényezőtől függ, hogy eredményes lesz-e a termokémiai felületkezelés ilyen célra, ezek a tényezők lehetnek pl.: maradó feszültség, létrehozott réteg vastagsága, keménység, hőmérséklet, szemcseszerkezet, anyag vegyi összetétele, a tribológiai vizsgálatok közege, stb. A második fejezetben a felületkezelések károsodásokra gyakorolt hatását tekintettem át. Károsodások szempontjából a kopásra és a kontakt fáradásra fektettem a hangsúlyt. Több irodalom is tárgyalta a rétegvastagság hatását a kopásállóságra. A legtöbb irodalom azt bizonyítja, hogy a nagyobb réteg vastagság nem biztosít nagyobb kopásállóságot. A réteg által létrehozott felületi keménység szorosabb kapcsolatban áll a súrlódás által létrehozott anyagveszteség mértékével. A cementálás technológiáját összehasonlítva más felületkezelő eljárásokkal, mint pl. a boridálással, arra lehet következtetni, hogy a felületek vegyi összetétele is nagy mértékben befolyásolja azt, hogy melyik eljárás a hatásosabb tribológiai tulajdonságok javítására. A kisebb karbontartalmú acélok esetén például a boridálás bizonyult hatékonyabbnak a fenn említett irodalmak alapján, míg a nagyobb karbontartalmú acélok esetén a cementálás, és betétedzés technológiája biztosítja a szükséges jellemzőket. Kontakt fáradás tekintetében az alapfeltevés az, hogy minél nagyobb a rétegvastagság, annál nagyobb az alkatrészek kontakt fáradási szilárdsága. A fent bemutatásra került irodalmak alapján azonban látható, hogy az ilyen jellegű fáradás mértéke nem csak a rétegvastagságtól függ, hanem minél inkább a felület alatt létrehozott nyomó maradó feszültségek mértékétől. Nyomó maradó feszültségek jelenlétében az esetlegesen kialakult repedések lassabban terjednek, így hosszabbodik az alkatrész élettartalma. Kísérleti munka keretében a vizsgálatokat a cementálás köré összpontosítottuk. A cementált rétegek tulajdonságaival vizsgálati úton ismerkedtünk meg. Célunk volt a cementálás során kialakuló hőfizikai folyamatok megismerése végeselemes szimulációval. 59
Megállapítható, hogy a Sysweld végeselemes program segítségével jó közelítéssel megállapítható a cementálás után létrejövő keménység értéke annak figyelembevételével, hogy a program nem képes a megeresztés szimulálására, továbbá alkalmas arra, hogy pontosan megállapítsuk a keletkezett réteg vastagságát. A dolgozatból kiderül, hogy a maradó feszültség értékek validálásához további vizsgálatok elvégzésére van szükség, amire a diplomamunkám keretein belül nincs lehetőség. Továbbá a Sysweld alkalmas arra, hogy a felület közelében meghatározzuk a cementálás után keletkező réteg karbontartalmát, azonban szintén további vizsgálatok szükségesek ahhoz, hogy a mélyebb rétegekben is validálni tudjuk a modellünket. Összességében úgy gondolom, hogy az ESI Group Visual Environment programcsomagja a legmegfelelőbb célorientált szoftver a cementálás végeselemes modellezésére.
60
9. IRODALOMJEGYZÉK [1]
[2] [3]
[4]
[5] [6]
[7] [8] [9]
[10] [11] [12]
[13] [14] [15]
[16] [17] [18]
Támop-4.2.2.A-11/1/KONV-0029-Kutatási Terv: Járműipari fejlesztések: célzott alapkutatás az alakíthatóság, hőkezelés és hegeszthetőség témakörében, 2012. március 30. pp.109 Kozma Mihály: Tribológia, Budapesti Műszaki és Gazdaságtudományi Egyetem, Gépészmérnöki Kar, Műegyetem Kiadó, 2001. pp.171 Sebestyén Anita, Nagyné Halász Erzsébet, Bagyinszki Gyula, Bitay Enikő: Felületmódosítási eljárások hatása acélok kopásállóságára, XIII. Fiatal Műszakiak Tudományos Ülésszaka, Kolozsvár, 2007. március 16-17. p.161-168 E.I. Meletis, A. Erdemir, G. R. Fenske: Tribological characteristics of DLC films and duplex plasma nitriding, DLC coating treatments, Surface and Coatings Technology 73 (1995) p.35-45 N. J. M. Carvalho, J. Th. M. DeHosson: Microstructure of magnetron sputtered WC/C coatings deposited on steel substrates, Thin Solid Films 388 (2001) p.150-159 Jiawei Qi, Liping Wang, Fengyuan Yan, Qunji Xue: The tribological performance of DLC-based coating under the solid-liquid lubrication system with sand-dust particles, Wear 297 (2013) p.972-985 J. Vetter, G. Barbezat, J. Crummenauer, J. Avissar: Surface treatment selections for automotive applications, Surface and Coating Technology 200 (2005) p.1962-1968 N. Yamauchi, N. Ueda, A. Okamoto, T. Sone, M. Tsujikawa, S. Oni: DLC coating on Mg-Ti alloy, Surface and Coating Technology 201 (2007) p.4913-4918 Olle Wändstrand, Mats Larsson, Per Hedenquist: Mechanical and tribological evaluation of PVD WC/C coatings, Surface and Coatings Technology 111 (1995) p.247-254 C. X. Li, T. Bell and H. Dong: A study of active screen plasma nitriding, 2002 IoM communications Ltd. p.174-181 M. H. Korhut and H. Eren: Effect of silicon content on wear resistance and corrosion tásabehaviour of Al-Si eutectic alloy, 2007., p.154-160 G. Kortal, O. L. Eryilmaz, G. Krumdick, A. Erdemir, S. Timur: Kinetics of electrochemical boriding of low carbon steel, Applied Surface Sience 257 (2011) p.6928-6934 I. M. Hutchings: Tribology - Friction and Wear of Engineering Materials pp. 273 http://www.shef.ac.uk/materials/research/centres/surface/whatis Kovács Tünde Anna: Acélok szövetszerkezetének hatása a lokális kopásra, PhD értkezés, Budapesti Műszaki és Gazdaságtudományi Egyetem, Gépészmérnöki Kar, 2007, Budapest, pp.117 Prasanta Sahoo: Engineering Tribology, 2005, New Delhi, pp.336 ASM Handbook, Vol 18-Friction, Lubrication and Wear Technology Nicola Pio Belfiore, Francesco Iamniello, Stefano Natali, Fabrizio Casadei, Domenico Stocchy: The development of a feasible method for the tribological characterisation of gear teeth surface treatments, Tribology International 39 (2006) p.789-795 61
[19] B. Selcuk, R. Ipek, M. B. Karranis, V. Kuzucu: An investigation on surface properties of treated low carbon and alloyed steels (boridin and carburizing), Journal of Materials Processing Technology 103 (2000) p.310-317 [20] Mustafa Ulutan, Osman N. Celik, Hakan Gasan and Umit Er: Effect of different surface treatment methods on the friction and wear behaviour of AISI 4140 steel, Journal of Material Science Technology, 2010, p.251-257 [21] Y Sun: Tribocorrosion behaviour of low temperature plasma carburized stainless steel, Surface and Coatings Technology 228 (2013), p. S342-S348 [22] Enver Atik, Umut Yunker, Cevdet Meric: The effect of conventional heat treatment and boronizing on abrasive wear and corrosion of SAE 1010, SAE 1040, D2 and 304 steels, Tribology International 36 (2003), p.155-161 [23] L. Ceschini, C. Chiavari, E. Lanzoni, C. Martini: Low temperature carburized AISI 316L austenitic stainless steel - Wear and corrosion behaviour, Materials and Design 38 (2012), p.154-160 [24] Kenan Genel, Mehmet Dermirkol: Effect of case depth on fatigue performance of AISI 8620 carburized steel, International Journal of Fatigue 21 (1999), p.207-212 [25] Yan Liu, Maoqiu Wang, Jie Shi, Weijun Hui Gang Fan, Han Dong: Fatigue properties of two case hardening steel after carburization, International Journal of Fatigue 31 (2009), p.292-299 [26] S. Farfán, C. Rubip-Gonzalez, T. Cervantes-Hernandez, G. Mesmacque: High cycle fatigue, low cycle fatigue and failure modes of a carburized steel, International Journal of Fatigue 26 (2004), p. 673-678 [27] TÁMOP-4.2.2.A-11/1/KONV-0029- Kutatási Terv: Járműipari fejlesztések: célzott alapkutatás az alakíthatóság, hőkezelés és hegeszthetőség témaköreiben, 5. fejezet: Technológiai maradó feszültségek modellezése és azok hatása a járműipari szerkezetek integritására, pp.109 [28] Kukel Gábor: Bevonatok vizsgálata ködfény-kisüléses spektrometriával, Szakdolgozat, Pécsi Tudományegyetem, 2007, pp.26 [29] Szente József: Gépszerkezettan-Tervezés oktatási jegyzet, Miskolci Egyetem, 2014, pp.22 [30] W. A. Glaeser and S. J. Shaffer, Battelle Laboratories: Contact fatigue, ASM Handbook, Volume 19: Fatigue and Fracture, p.331-336 [31] Hael Mughrabi - Microstructural mechanism of cycle deformation, fatigue crack initiation and early crack growth, 23 February 2015., http://rsta.royalsocietypublishing.org/content/373/2038/20140132 [32] Jürgen Gegner: Tribological Aspects of Rolling Bearing Failures, SKF Gmbh, Department of Material Phisics, Institute of Material Science, University of Sieger, Germany, pp.63 [33] S. Ramanthan and V. M. Radhakrisan: Investigation of rolling contact fatigue damage of a case-carburized low alloy steel, Wear, 45 (1977), p. 323-333 [34] Chikara OOKI, Kikuo Maeda, Hirokazu Nakashima: Improving rolling contact fatigue life of bearing steels through grain refinement, NTN Technical Review No71 (2004) pp.6 62
[35] Matthias Widmark, Arne Melander: Effect of material, heat treatment, grinding and shot peening on contact fatigue life of carburized steels, International Journal of Fatigue 21 (1999) p. 309-327 [36] B. Selcuk, R. Ipek, M. B. Karamis: A study on friction and wear behaviour of carburized, carbonitrided and borided AISI 1020 and 5115 steels, Journal of Materials Processing Technology 141 (2003), p. 189-196 [37] Equist [38] Varga Ferenc, Tóth László, Guy Plavinage: Anyagok károsodása és vizsgálata különböző üzemi körülmények között, Keménységmérés, TEMPUS.S_JEP_11271 projekt, Miskolc 1999, pp.35
63
10. MELLÉKLETEK 1. számú melléklet 1. sorozat Felülettől mért Keménység távolság (mm) (HV0,1) 0,02 767 0,07 690 0,12 724 0,17 709 0,22 665 0,27 630 0,32 680 0,37 662 0,47 667 0,57 718 0,67 735 0,77 701 0,87 666 0,97 641 1,07 632 1,17 603 1,27 617 1,37 614 1,47 583 1,57 576 1,67 504 1,72 481 1,77 504 1,82 478 1,87 489 1,92 426 1,97 433 2,02 416
2. sorozat Felülettől mért Keménység távolság (mm) (HV0,1) 0,02 725 0,07 725 0,12 788 0,17 757 0,22 739 0,27 691 0,32 750 0,37 717 0,47 718 0,57 695 0,67 721 0,77 674 0,87 703 0,97 676 1,07 689 1,17 660 1,27 639 1,37 551 1,47 527 1,57 480 1,67 451 1,72 455 1,77 462 1,82 418 1,87 443 1,92 431 1,97 467 2,02 459
3. sorozat Felülettől mért Keménység távolság (mm) (HV0,1) 0,02 749 0,07 725 0,12 656 0,17 725 0,22 663 0,27 707 0,32 741 0,37 703 0,47 736 0,57 738 0,67 725 0,77 702 0,87 709 0,97 697 1,07 667 1,17 628 1,27 580 1,37 562 1,47 537 1,57 523 1,67 493 1,72 518 1,77 472 1,82 435 1,87 429 1,92 409 1,97 430 2,02 417
64
