etapa 1/2014
TRANSCRIPT
PARTENERIATE IN DOMENII PRIORITARE
DOMENIUL 7 MATERIALE ,PROCESE SI PRODUSE INOVATIVE
AUTORITAEA CONTRACTANTA UEFISCDI
COD PROIECT PNII-PT-PCCA-2013-4-1864
Denumirea proiectului
Aplicatii performante ale materialelor
compozite cu gradient functional
Acronim,ComGrad
Contract de finantare nr. 246/2014
RAPORT STIINTIFIC SI TEHNIC IN EXTENSO
(RST)
Etapa I:Proiectare materiale compozite cu
gradient functional FGM/FGCM
01.07.2014-15.12.2014
CONSORTIUL PROIECTULUI
(CO) UNIVERSITATEA POLITEHNICA BUCURESTI -CCMA
(P)1 SC IMA-METAV SA BUCURESTI
(P2) SC TEHNOMAG SA CLUJ NAPOCA
DIRECTOR DE PROIECT
DR.ING. ION BADOI
CUPRINS
1.Obiectivele Etapei I
2.Introducere in conceptele materialelor avansate FGM/FGCM
3.Conceptul FGM
4.Clasificarea gradientelor functionale
5.Proiectarea FGM
6.Conceptul FGCM
7.Oteluri PM modele precursoare ale matricelor materialelor FGM/FGCM
8.Selectare pilberilor aferente matricelor materialelor FGM/FGCM
9.Pulberi de otel slab aliat din clasa ANCORSTEEL
10.Date tehnologice de procesare a pulberilor de otel slab aliat ANCORSTEEL
11.Tipuri de carburi primare din otelurile de scule conventionale
12.Carburile primare din otelurile conventionale si particulele de ranforsare a FGCM
13.Aplicatii industriale ale MMCs
14. Rezistenta la obosala a otelurilor PM
15.Tratamente termomecanice
16. Tratamente termochimice
17.Studiul fenomenelorde uzura
17.1 Analiza uzurii Componentelor Mecanice Reprezenative
17.2 Tipuri de uzura
17.3 Oteluri conventionale pentru scule de lucru la rece
17.4 Oteluri Powder Metallurgy
17.5 Oteluri rapide Powder Metallurgy
17.6. Microstructura otelurilor conventionale si otelurilot PM
17.7. Determinarea rezistentei la uzura cu ultrasunete
18.Expertiza tehnica a CMR dingrupele Asi B
19. Expertiza tehnica a CMR din grupa C
20.Proiectare procese de procesare componente FGM/FGCM
20.1 Compactarea mecanica si izostatica
20.2 Sinterizarea
20.3 Represarea/defromarea plastica
20.4 Tratamente termice
21. Proiectare procese de procesare componenete din FGM/FGCM din grupa A
22. Proiectare procese de procesare componenete din FGM/FGCM din grupa B
23.Proiectare procese de procesare componenete din FGM/FGCM din grupa C
24. Concluzii
25.Bibliografie
1. Obiectivele Etapei I /2014
Obiectivele Etapei I /2014, Proiectare materiale compozite cu gradient functional
FGM/FGCM sunt urmatoarele
-analiza proprietatilor otelurilor PM fabricate prin tehnologii specifice Metalurgiei
Pulberilor (Powder Metallurgy) ca date initiale pentru proiectarea matricelor FGM/FGCM
-stabilirea bazelor proiectarii materialelor FGM/FGCM;
- selectarea pulberilor de otel P/M mediu si inalt aliate posibile matrice ale materialelor
FGM/FGCM si a particuleleor dure de ranforsare;
-caracterizarea proprietatilor matricelor in diferite stadii de procesare;
-analiza/expertiza comportarii la uzura abraziva, adeziva si coroziune a Componenetelor
Mecanice Reprezentative (CMR) executate actualmente din oteluri si materiale/aliaje neferoase;
-proiectare procese tehnologice cadru pentru procesare componente mecanice
reprezentative;
2.Introducere in conceptele materialelor avansate FGM/FGCM
In ultimul deceniu, doua noi clase de materiale avansate s-au impus tot mai insistent pe
piata internationala a otelurilor de scule. Aceste materiale sunt procesate prin tehnologii specifice
Metalurgiei Pulberilor (PM), au proprietati unice in comparatie cu otelurile conventionale de
scule si se numesc Materiale Gradate Functional (Functionally Gradient Materials-FGM) si
Materiale Compozite Gradate Functional (Functionally Gradient Composites Materials-
FGCM)
Ambele grupe de materiale avansate FGM si FGCM, au proprietati unice si complexe,
repartizate exclusiv in anumite zone ale pieselor. Spre deosebire de otelurile conventionale care
sunt caracterizate predominant de anumite proprietati cum sunt rezistenta la uzura, limita de
curgere sau duritate materialele FGM/FGCM pot prezenta in anumite zone proprietati adecvate
unei functionalitati optime:rezistenta la uzura, tenacitate, rigiditate rezistenta la coroziune, sau
bariera termica.
Ambele grupe de materiale, FGM si FGCM, au aplicatii inindustria constructiilor de
masini, industria chimica si petrochimica, prelucrarea maselor plastice
prin injectie, prelucrarea cauciucului, aviatie si domeniul aerospatial, automobile, energie,
senzori, optoelectronica, medicina, sport etc.
Stadiul actual al cunoasterii in domeniul proiectarii si procesarii FGM/FGCM prin
tehnologii specifice Metalurgiei pulberilor este rezultatul modelarii si simularii microstructurii si
proprietatilor acestor materiale avansate, coroborate cu experimentele active, studii de caz si
numeroasele investigatii de laborator care au avut la baza conceptul conform caruia, diferitelor
tipuri de solicitari mecanice complexe si diferitelor tipuri de uzura, sau de rezistenta la coroziune
le corespund anumite microstructuri specifice dispuse dupa o arhitectura spatiala graduala care
genereaza proprietati complexe de duritate si tenacitate sau rezistenta la rupere si ductilitate
ridicata.
“Incapacitatea” tehnologiilor si proceselor industriale conventionale de fabricatie a
otelurilor in general si a a otelurilor de scule in mod specaial de a dezvolta microstructuri si
proprietati complexe, dispuse dupa o arhitectura spatiala care optimizeaza proprietatile si
costurile ridicate ale elementelor de aliere (wolfram, cobalt, vanadiu) din compozitia chimica a
otelurilor conventionale au determinat aprofundarea cercetarilor privind noi procedee de
dezvoltare a otelurilor de scule si a conferit tehnologiilor specifice metalurgiei pulberilor statutul
de tehnologii cu potential inovativ ridicat iar Materialelor cu Gradient Functional (Functionally
Graded Material -FGM) si Materialelor Compozite cu Gradient Functional (Functionally
Graded Composite Material -FGCM) statutul de materiale avansate ale secolului XXI.
La nivel international principala metoda de proiectare analitica si optimizare continua a
proprietatilor materialelor FGM/FGCM este modelarea si simularea proceselor de compactare
si sinterizare respective a proprietatilor preformelor crude si in stare sinterizata.
Ecuatiile constitutive ale modelelor matematice dezvoltate de Cam-Clay, descriu
procesele de compactare ale pulberilor metalice si se bazeaza pe modelele de plasticitate care
pornesc de la limita de curgere, duritate, de la forma si marimea particulelor de pulbere, respectiv
de la procesele de impachetare influentate de frecarea dintre particule si dintre particule si sculele
de compactare (matrita si poanson. Aceste modele permit obtinerea unor informatii importante
privind corelatiile dintre proprietatile particulelor de pulberi in special forma si plasticitatea,
rspectiv presiunea de compactare, natura lubrifiantului si densitatea relative a preformei crude
Ecuatiile constitutive ale modelului matematic Shima-Oyane descriu procesele de
sinterizare si pornesc de la densitatea relativa in stare cruda a preformelor,de la gradul de
ecruisare al particulelor de pulbere dupa compactarea la presiuni de 400-800 MPa. Modelul
descrie procesele de difuziune care se produc la limitele de graunti si in volumul particulelor de
pulbere, procesele de crestere a grauntilor cristalini si contractia preformelor dupa sinterizare.
Modelele matematice Drucker-Prager sunt complementare modelelor Cam-Clay si
permit identificarea conditiilor in care se produce ruperea preformelor crude la extragerea din
matrita.
Datorita porozitatii dar si a puritatii si omogenitatii chimice a particulelor de pulbere
marimii grauntilor cristalini, marimii reduse si distributiei uniforme a carburilor metalice
proprietaile fizice si mecanice, respective comportamentul mecanic al componentelor mecanice,
sculelor si matritelor procesate din pulberi metalice este fundamental diferit de cel al materialelor
metalice monolitice.
Dezvoltarea unor instrumente computerizate de modelare si simulare a microstructurii si
proprietatilor prim metoda elementului finit (FEM) adaptate specificitatilor metalurgiei
pulberilor a permis construirea spatiala tridimensionala a arhitecturii spatiale a componenetelor
procesate din materiale conventionale si oteluri PM (Powder Metallurgy)
Softul PreCad dezvoltat de firma CEA-CEREM, Departamentul de Studiul Materialelor,
din Franta, contine mai multe module care permit proiectarea pieselor si optimizarea formei si
proceselor de fabricatie. Utilizarea acestui soft asigura o acuratete de ±50 μm intre geometria
simulata a piesei sinterizate si geometria obtinuta prin experiment activ, o predictie a densitatii
relative de ±1% si o reducere la cca. 2% a preformelor care se rup la extragerea din matrita.
Soft-urile comerciale CadMould, COMSOL, SIMUFACT, DEFORM 3D asigura
proiectarea si analiza proprietatilor componentelor mecanice procesate din pulberi metalice si
permit urmatoarele activitati si evaluari:
- proiectarea CAD a gradientului functional şi modelarea comportarii materialelor
FGM/FGCM
- evaluarea comportamentului componenteleor mecanice procesate din FGM/FGCM prin
metoda corelarii digitale a imaginilor ARAMIS-GOM si metoda fotoelasticitaii;
- evaluarea starilor de tensiune şi de deformaţie şi a rigiditatii structurilor FGM/FGCM,
prin analize cu elemente finite, utilizând programe specializate;
- optimizarea geometriei structurilor de rezistenţa prin analize cu elemente finite;
-evaluarea functionalitaii si evaluarea integritaţii componentelor mecanice procesate din
FGM/FGCM;
Informatiile relevante referitoare la pulberile de otel PM destinate dezvoltarii matricelor
FGM/FGCM sunt:
- compozitia chimica ,forma, distributia granulometrica, compresibiliatea si proprietatile
fizice si mecanice care pot fi generate de matricele din pulberi de otel inalt aliate ;
-reteta de mix a straturilor care genereaza gradientul functional respectiv evolutia fractiei
volumice de carbon sub forma de pulbere de grafit, pulbere de cupru sau pulberi de fero-aliaje
aditionate in mix pentru generarea unor microstructuri si proprietati mecanice dispuse dupa o
arhitectura spatiala prestabilita;
-natura particulelor de ranforsare, dimensiunile particuelor si gradul de ranforsare
volumica a matricei cu particule de Al2O3, TiC, WC, TiN etc;
-parametrii tehnologici de procesare: presiunea si temperatura de compactare
(compactare la 200C sau compactare la semicald la 140-160
0C;
-temperatura, durata si atmosfera de sinterizate;
-temperatura si presiunea de represare /sintermatritare;
-parametrii tehnologici de tratament termice de calire si revenire sau tratamente de oxi-
nitro-carburare;
Dezvoltarea in cadrul proiectului ComGrad a materialelor FGM/FGCM porneste de la
studiul compozitei chimice a otelurilor PM de scule si otelurilor rapide PM, de la studiul
parametrilor de procesare a pulberilor respective si de la analiza comparativa a proprietatilor
de rezistenta la uzura abraziva intensa in corelatie cu compozitia chimica, duritate, rezilienta si
parametrii tehnologici de procesare a otelurilor PM prin tehnologii specifice Metalurgiei
Pulberilor-PM
Deoarece Prima constatare de la care porneste proiectarea materialelor FGM/FGCM
in cadrul proiectului ComGrad este faptul ca la dezvoltarea otelurilor PM se vor utiliza
pulberi obtinute prin atomizare pentru a genera in matrice o compozitie chimica uniforma.
Selectarea pulberilor de otel de scule inalt aliat sau de otel rapid care vor fi utilizate
in proiectul ComGrad pentru dezvoltarea matricelor aplicatiilor concrete procesate din
FGM/FGCM porneste asa cum se prezinta in continuare de la analiza compozitiei chimice
si a proprietatilor pulberilor de oteluri de scule/de otel rapid, utilizate de peste un deceniu
la fabricarea prin otelurilor PM inalt aliate/rapide pentru scule de lucru la rece.
3.Conceptul FGM
Conceptul materialelor cu gradient functional Functionally Graded Material-FGM a
aparut in Japonia in anul 1984, cand in cadrul unui proiect aerospatil de anvergura nationala a
fost realizat un material cu proprietati complexe cu o grosime de 10 mm utilizat ca bariera
termica pentru temperaturi mai mari de 900°C
Materialele FGM procesate prin tehnologii specific metalurgiei pulberilor sunt materiale
constituite din mai multe straturi ale caror mixuri au o evolutie graduala a fractiilor
volumice/masice a constituentilor astfel incat dispar interfetele intre straturi, iar modificarea
proprietatilor se face gradual. /114/
Materialul FGM prezentat in Figura 3.1, este procesat din sase mixuri de pulbere de
aluminiu si pulbere de fier cu trecere graduala de la 100% pulbere de fier in partea stanga la 100%
pulbere de aluminiu in partea dreapta.
Fig.3.1 Material FGM procesat din sase straturi de mix Al-Fe
Cu cat numarul de straturi este mai mare, suprafetele de interfata dinte straturi se
estompeaza si gradientul microstructural este mai continuu, Figura 3.2
Fig3.2 Materiale FGM din 9 straturi (sus) si 21 straturi (jos)
Tehnologiile specifice Metalurgiei Pulberilor (M/P) permit dezvoltarea urmatoarelor
tipuri de gradiente:
(1) Gradiente de porozitate generate din matrice cu dimensiuni si forme diferite ale
particulelor sau prin utilizarea unor presiuni diferite de compactare. Pulberile de natura diferita
necesita o atentie speciala in conducerea proceselor de compactare, sinterizare si de deformare
plastica a preformelor sinterizate;
(2) Gradiente microstructurale generate de o singura matrice de pulbere: In acest caz
gradientele de compozitie chimica ale matricei sunt generate in baza diagramelor de echilibru ale
pulberii care reprezinta matricea si pulberi ale elementelor aditionate in matrice: pulbere de
grafit, bor sau pulberi de feroaliaje care in timpul sinterizarii in faza lichida difuzeaza in matrice
conform diagramelor de echilibru. Pulberile matricei pot fi ale unor materiale metalice feroase
sau neferoase sau pot fi adoptate compozitii chimice care corespund gradientului de
microstructuri proiectat si obtenabil conform diagramelor de faze in stare solida. Gradientele de
microstructura si proprietatile aferente sunt generate dupa tratamentele termice de calire-revenire
sau alte tratamente specifice ingineriei suprafetelor;
(3) Gradiente microstructurale generate de mixul a mai multor pulberi: In acest caz
microstructurile staturilor sunt rezultatul diagramelor de echilibru in stare solida corespunzator
limitelor de solubilitate ale elementelor componente. Microstructurile rezultate sunt formate din
doua sau mai multe faze, cu distributie volumica variabila si pot include inclusiv sisteme metal-
metal, metal-ceramica si sisteme ceramica-ceramica.
Procesarea materialelor FGM este posibila cu urmatoarele metode:
- compactarea in matrita a straturilor unor mixuri de pulberi cu schimbarea
negraduala/graduala a compozitiei chimice a matricelor;
- compactarea si sinterizarea straturilor matricelor umede depuse prin pulverizare cu
schimbari in trepte ale compozitiei chimice;
- procesul de sinterizare cu laser a straturilor depuse prin pulverizare;
- formarea centrifugala a pulberilor;
- depunere de straturi dure subtiri (10-25 µm) prin metodele: Depunere chimica de vapori
(Chemical Vapour deposition-CVD) prin metodele activare termica, activare in plasma, activare
cu laser; Depunere fizica de vapori (Phisical Vapour Depositon-PVD) prin evaporare termica,
pulverizare catodica, placare ionica.
Desi sunt practicate de multe firme, metodele de depunere a staturilor dure subtiri au
dezavantajele insuficientei aderente la substratul de otel de scule conventional, porozitatii
stratului depus si al trecerii bruste de la propietatile materialelor stratului dur de TiC, TiN,
TiNAl, la cele ale otelurilor de scule, motiv pentru care stratul depus se rupe uneori prematur -
Figura 3.3.
Fig3.3 Strat dur TiN cu pori depus prin CVD (stanga) si strat rupt (dreapta)
Trecerea brusca a proprietatilor specifica acoperirilor cu straturi dure este prezentata in
Figura 3.4 (mijloc) iar trecerea graduala a proprietatilor specifica materialelor FGM procesate
din pulberi metalice in Figura 3.4 (dreapta).
a) b) c)
Fig.3.4 Evolutia proprietatilor in cazul FGM
a) evolutie constanta; b) evolutie brusca; c) evolutie graduala
4.Clasificarea gradientelor functionale
Comparativ cu alte metode si procedee de realizare a gradientelor functionale si/sau a
materialelor compozite, turnare gravimetrica, turnare centrifugala , slip –casting, vortex,
depuneri de straturi dure, Metalurgia Pulberilor ofera conditii si modele pentru procesarea
componetelor mecanice cu compozitie chimica variabila respectiv cu gradient
microstrucural/functional pe trei vectori de directie Figura 41.
Fig.4.1 Modele/tipuri de gradiente functionale a) pe o directie;
b) pe doua directii, c) pe trei directii
In cazul pieselor procesate din materialul MA – dispus pe suprafata A si materialul MB -
dispus suprafata B, autorii lucarii /4/ au elaborat definitii si ipoteze care au permis stabilirea unei
metodologii de clasificare a modelelor generice de gradiente functionale. Aceasta metodologie
reprezinta un instrument de lucru util atat pentru proiectantii de materiale FGM cat si pentru
fabricantii acestora. Ea consta in clasificarea si descrierea matematica a tuturor tipologiilor de
gradiente functionale.
Fiecare tipologie de gradient functional este definita astfel incat sa permita sectionarea
pieselor si asocierea acestora cu o strategie de producție si un proces tehnologic. Ulterior, datele
matematice sunt folosite si pentru controlul global al proceselor. In Figura 1.1.3.2 se prezinta
clasificarea tipologica a gradientelor functionale dezvolatete din doua materiale.
. a) b)
Fig.4.2 Gradiente bidimensionale
(a) Deschise; (b) inchise
Avand in vedere clasificarea tipologica a gradientelor functionale prezentate mai sus
rezulta ca gradientele functionale uzuale se impart in doua tipuri principale:
-gradient functional bidimensional dezvoltat la exterior
-gradient functional bidimensional dezvoltat la interior
Diagramele de faza ale unui sistem de matrice multi-componente sunt caracterizate prin
limite de solubilitate variabile ale elementelor componente. Microstructurile rezultate sunt
formate din doua sau mai multe faze, cu distributie volumica variabila si pot include inclusiv
sisteme metal-metal, metal-ceramica sau sisteme ceramica-ceramica.
Formarea preformelor gradate functional este posibila cu urmatoarele metode:
-compactarea in matrita a straturilor unor matrice de pulberi cu schimbari in trepte ale
compozitiei chimice a matricelor;
-compactarea in matrita a matricelor cu schimbari continue ale compozitiei chimice;
-compactarea si sinterizarea straturilor matricelor depuse prin pulverizare cu variatie in
trepte ale compozitiei chimice;
-procesul de sinterizare cu laser a straturilor depuse prin pulverizare;
-formarea centrifugala a pulberilor.
Fig. 4.3 Clasificarea tipurilor de gradiente functionale: pe o dimensiune
Fig 4.4. Clasificarea sectiunilor plane si complexe.
Fabricarea componentelor mecanice din FGM presupune :
(1) proiectarea gradientului de proprietati dezvoltate intr-o anumita directie/anumite
directii, in functie de geometria piesei si repartitia materialului in volumul piesei;
(2) stabilirea tehnologiei, proceselor si a strategiei de fabricatie in functie de directia
gradientului si suprafata de echilibru a potentialelor proprietati, de tipurile de sectiuni, de orientarea
piesei si parametrii de procesare,
(3) controlul global al procesului de fabricatie, care vizeaza controlul proceselor si
strategia de control a proprietatilor in corelatie cu controlul parametrilor tehnologici de procesare.
Procesele tehnologice specifice metalurgiei pulberilor pentru fabricarea FGM si FGCM
includ:
-.selectia compozitiei chimice a pulberii matricei;
-.stabilirea retetelor de mix specifice pe anumite directii si zone volumice;
-.realizarea mixurilor matricelor cu diferite compozitii chimice si diferite retete de mix;
-.incarcarea mixurilor de pulberi in matrita in ordinea proiectata pentru obtinerea
gradientului compozitiei chimice si/sau ranforsarea graduala cu particule dure ceramice (Al2O3,
TiC, ZrO2, TC);
-.compactarea mecanica in matrita la presiuni intre 400-700 MPa, la temperatura de 20ºC
(compactare la rece) sau la 140-160ºC (compactare la semicald);
-.sinterizarea preformei crude in atmosfera controlata
-.dupa sinterizare semifabricatele/preformele din (FGM)/(FGCM) pot fi procesate prin
laminare, matritare, extrudare, tratamente termice si tehnologii de ingineria suprafetei
5. Proiectarea FGM
Metodologia de proiectare a FGM/FGCM aplicata in proiect este corelata cu de metoda
de procesare si consta in parcurgerea urmatoarelor etape:
- identificarea tipului de gradient functional din clasificatorul de gradiente functionale,
respectiv in functie de geometria piesei si repartitia mixurilor gradate functional pe diferite
directii;
- proiectarea retetelor straturilor materialelor FGM/FGCM;
- stabilirea procesului tehnologic in functie de directiile gradientului si sectiunile piesei in
directiile X,Y,Z;
- proiectarea CAD in 3D a piesei din material FGM/FGCM;
- proiectarea tehnologiilor de procesare;
- modelare prin metoda FEM proprietatilor;
- verificarea prin experimente active a rezultatelor simularilor si modelarilor;
- reproiectarea retetelor si definitivarea tehnologiilor;
- realizarea componentelor mecanice din materiale FGM/FGCM;
Principiile si metoda de proiectare a FGM dezvoltate in proiectul ComGrad pornesc de la
stabilirea si controlul compozitiei chimice a matricelor si retetelor de mix ale acestora care
genereaza microstructuri cu faze si constituenti distribuiti in trepte sau continuu in volum si
carora le corespund proprietati de rezistenta la uzura, duritate si rezilienta variabile
Preforma cruda/sinterizata este proiectata din doua sau mai multe matrice dispuse sub
forma de straturi. Compozitia chimica a policristalelor, grauntilor cristalini se modifica continuu.
Trecerea continua de la o compozitie chimica la alta genereaza o modificare continua a
proprietatilor.
Modificarea compozitiei chimice a matricei si a cantitatii elementelor aditioanate in
matrice, in special carbon sub forma de pulbere de grafit sau fero-aliaje, genereaza gradientul
functional de proprietati, iar materialele respective se numesc Materiale cu Gradient Functional
(Functionally Graded Material)
Compozitia chimica a straturilor materialelor FGM face posibila obtinerea unor
proprietati corespunzatoare solicitarilor in serviciu ale componentei mecanice sau sculelor si
matritelor de lucru la rece sau la cald. In functie de tipul solicitarilor mecanice in serviciu ale
aplicatiilor industriale vizate in proiect: matrite pentru stantare, matrite pentru compactare
pulberi, matrite pentru deformare plastica la rece etc, se va adopta numarul de straturi si se vor
proiecta retele de mix care genereaza gradientul functional. Adoptarea numarului de straturi
constitutive ale materialului FGM se face in functie de dimensiunile pe inaltime ale
matritelor/poansoanelor si tipul solicitarilor mecanice preluate de suprafata matritelor :
Pentru matrite/sau componente mecanice cu inaltimi de 30-60 mm, supuse la uzura
abraziva intensa pe o suprafata , respectiv solicitate la compresiune, indoire, forfecare, asa cum
este cazul matritelor de stantare a tablelor silicioase, (inaltimea actuala matritei de la SC
Electroprecizia SA Sacele Brasov este de 30 mm ) arhitectura spatiala a microstructurii se va
dispune pe trei straturi cu grosimi de 10 mm fiecare strat, Figura 5.1 ;
Fig.5.1Model de material FGM constituit din trei staturi cu proprietati
de rezistenta la uzura dispuse pe stratul superior
-matricea stratului 1 -strat de 10 mm cu rezistenta la uzura maxima va fi constituita in
proportie de100% din otel pulbere de otel rapid HS 6-5-2, + 1,4 % C Figura 5.2.b.
(a) (b)
Fig.5.2.Pulbere de otel rapid PM HS6-5-2(a) pulbere de grafit (b)
- matricea stratului 2 –start de 10 mm va fi constituita dintr-un mix de otel rapid PM HS
6-5-2 +ANCORSTEEL cu un adaos de 0,5 % C sub forma de pulbere de grafit, Figura 4.2.
(a) (b) (c)
Fig 5.3 Pulbere de otel rapid PM HS6-5-2(a),
pulbere de Fe(b), pulbere de grafit (c)
-matricea stratului 3 va fi constituita din pulbere de fier cu o aditie de 0,5 % C sub forma
de pulbere de grafit.
Pentru matritele cu inaltimi de cca 100 mm +/- 20 mm, solicitate la, uzura abraziva,
compresiune, tensiuni tangentiale si radiale si la impact cum este cazul matritelor pentru
deformarea plastic la rece a otelului (matrite de extrudare a organelor de asamblare sau pentru
extrudarea la rece a componetelor pentru autoturisme), sau matrite pentru compactarea mecanica
a pulberilor, arhitectura spatial a microstructurii se va dispune pe mai multe straturi astfel incat
duritatea maxima de 60-64 HRC si rezistenta la uzura sa fie dispusa pe suprafata/inaltimea pe
care se realizeaza deformarea plastic efectiva a semifabricatului din otel sau compactarea
pulberii, Figura 5.4.
Fig 5.4. Model de Gradient Functional cu mai multe straturi
In cazul matritelor cu inaltime de 100 mm sau mai mare, este recomandabil ca grosime
straturilor sa fie de 10-15 mm. Fiecare strat va fi compactat individual la 400 MPa
Straturile crude compactae la 400 MPa vor fi incarcate in matrita corespunzator
gradientului final de proprietati vor fi compactate simultan in matrita la presiune de 600-800
MPa, dupa care fluxul tehnologic prevede;sinterizare, calire, revenire sau dupa caz
6.Conceptul FGCM
Tehnicile de procesare prin Metalurgia Pulberilor a Materialelor Compozite cu Gradient
Functional (Functionally Graded Composite Materials-FGCM), permit dezvoltarea a patru
tipuri de gradiente functionale generate de particulele dure (Hard Particles-HPs) de ranforsare
ale matricei /5/:
- gradient functional de tip A, generat de dispunerea graduala a volumului de HPs, de la
suprafata A la suprafata B, caz in care particulele de ranforsare sunt de aceeasi natura si au
aceleasi dimensiuni, Figura 6.1 a;
- gradient functional de tip B, generat de forma, dimensiunile si volumul HPs; straturile
matricei contin particule de forme si dimensiuni diferite si implicit volum diferit, Figura 6.1 b;
- gradient functional de tip C, generat de orintarea HPs-whiskers si/sau fibre; matricele
straturilor contin particulele de ranforsare cu raportul l/d mai mare 1,25 dispuse la unghiuri
diferite fata de o axa, Figura 6.1 c;
- gradient functional de tip D, generat de dimensiunile particulelor de ranforsare;
matricele straturilor contin HPs de dimensiuni maxime la suprafata din partea stanga la
dimensiuni care se micsoreza treptat spre suprafata din partea dreapta, Figura 6.1 d;
Fig. 6.1 Gradiente functionale specice FGCM generate
de particulele de ranforsare /5/
In Figura 6.2 se prezinta evolutia gradului de ranforsare de tip A, a unui material FGCM
utilizat in cazul unui disc de frana de motocicleta. Evolutia gradului de ranforsare cu particule de
carbura de siliciu SiC, genereaza proprietati de rezistenta la uzura si de conductibilitate termica
care au permis dublarea duratei de operare in serviciu a discului de frana.
Fig. 6.2 Evolutia gradului de ranforsare care genereaza
rezistenta la uzura si conductibiliate termica controlata /6/
7.Otelurile PM modele precursoare ale matricelor materialelor FGM/FGCM
Pe plan international principalele firme cu traditie in domeniul fabricatiei de pulberi de
otel inalt aliate si pulberi de oteluri rapide respectiv oteluri PM sunt: Crucible Industrie-SUA,
GKN/HOEGANAES-SUA, HOGANAS-Suedia OSPREY SANDVIC-UK .
In Tabelul 7.1 se prezinta compozitia chimica a otelurilor PM inalt aliate, in Tabelul 7.2
otelurile conventionale inalt aliate de scule iar in Tabele7. 3 si 7.4 otelurile rapide PM
respectiv otelurile conventionale rapide fabricate de firma Crucible Industrie-SUA .
Tabelul 7.1: Compozitia chimica a otelurilor PM inalt aliate -Crucible Industrie/1/
Marca otel PM C Cr V Mo
CPM 1V 0,55 4,50 1.00 2,75
CPM 3V 0,80 7,50 2,75 1,30
CPM 4V 1,35 5,00 3,85 2,95
CPM 9V 1,90 5,25 9,10 1,30
CPM 10V 2,45 5,25 9,75 1,30
CPM 15V 3,45 5,25 14,50 1,30
Tabelul 7.2:Compozitia chimica a otelurilor conventioanale inalt aliate-Crucible Industrie
Marca otel
conv. C Mn Cr Mo V W Si
AISI A2 1,00 0,85 5,25 1,10 0,25 --- ---
AISI D2 1,55 --- 11,50 0,90 0,80 --- ---
AISI H13 0,40 --- 5,20 1,30 0,95 --- 1,00
AISI
CRUWEAR 1,10 --- 7,50 1,60 2,40 1,15 ---
Comparand compozitiile chimice ale otelurilor PM si otelurilor conventionale inalt aliate
de scule Tabele7.1 si 7.2 constatam ca in in cazul otelurilor CPM 10V si CPM 15V, continutul
de carbon aditionat sub forma de pulbere de grafit in mixul pulberilor este de cca doua ori
respectiv trei ori mai mare decat al otelurilor conventionale de scule (carbon de 1,00%/1,55%
pentru otelurile conventionale respectiv 2,45%/3,45% pentru otelurile PM), iar continutul de
vanadiu de cca patru ori pana la sase ori mai mare (vanadiu de 0,95%/2,40% pentru otelurile
conventionalesi 9,75%/14,50 % pentru otelurile PM).
Continutul ridicat de carbon si vanadiu specific compozitiei chimice a otelurilor PM
inalt aliate fovorizeaza comparativ cu otelurile conventionale de scule formarea in exces a
carburilor de vanadiu. Carburile de vanadiu au duritate maxima, 2100 HV, comparativ cu
duritate de 1300-1700 HV a celorlalte carburi de crom, molibden sau wolfram si confera oteluri-
lor PM rezistenta la uzura superioara otelurilor inalt aliate conventionale, altfel formulat
rezistenta la uzura este influentata esential de continutul de vanadiu si carbon,Figura 7.1
Se mai observa din Figura 7.1 ca proprietatea de rezistenta la impact/rezilienta are
valoare minima in cazul otelului CPM 15V si valoare maxima pentru otelul AISI A2.
Fig.7.1. Rezistenta la uzura otelurilor PM si
otelurilor conventionale inalt aliate pentru scule
Otelul CPM 15V datorita finetei carburilor, unifomitatii distributiei acestora in matrice si
cantitatii acestoara reprezita o alternativa pentru Carburile Metalice Sinterizate Figura 2
Fig.7.2 Marimea, forma carburilor metalice si distrubia acestora
Se mai observa din Figura 3 ca proprietatea de rezistenta la impact/rezilienta are valoare
minima in cazul otelului CPM 15V si valoare maxima pentru otelul AISI A2 cu alte cuvinte este
invers proportinala cu proprietatea de duritate influentata esential de continutul de carbon si
gradul de aliere
Pornind de la importanta care se acorda proprietatii de duriate a otelurilor de scule in
corelatie cu rezistenta la uzura abraziva, in Figura 3.3 se prezinta valorile tipice ale duritatii
otelurilor conventionale inalt aliat si rapide ale firmei Crucible Industrie-SUA
Fig. 7.3. Valori tipice ale duritatii otelurilor conventionale inalt aliate de scule
si oteluri rapide Crucible Industrie.
Fig.7.4 Valori tipice ale rezilientei pentru otelurile inalt aliate de scule si
otelurile rapide Crucible Industrie
Majoritatea otelurilor de scule sunt sensibile la solicitarile de impact si in cazul
epruvetelor cu crestatura se rup la solicitari reduse. Deasemenea rezistenta la rupere prin indoire
este redusa. Deosebirile dintre compozitia chimica a otelurilor rapide PM si otelurilor rapide
conventionale ale firmei Crucible Industrie sunt similare cu cele prezentate anterior in cazul
otelurilor PM inalt aliate si conventionale. Aceste deosebiri vizeaza in principal continutul de
carbon si continutul de vanadiu din Tabelele 3.3 si 3.4 si ca urmare a acestora, deosebirile dintre
proprietatile de rezistenta la uzura, rezilienta si duritate la cald Figura 7.5 si 7.6.
Tabelul 7.3: Compozitia chimica a otelurilor rapide PM Crucible Industrie
Otelrapid PM C Cr V W Mo Co
CPMRexM4 1,40 4,00 4,00 5,50 5,25 ---
CPM RexM45 1,30 4,00 3.00 6,25 5,00 8,00
CPMRexM54 1,50 4,00 3,75 5,50 --- 5,00
CPMRexM86 2,00 4,00 5,00 10,00 5,00 9,00
CPMRexM76 1,50 3,73 3,10 9,75 5,25 8,50
CPMRex121 3,40 4,00 9,50 10,00 5,00 9,00
Tabelul 7.4 Compozitia chimica a otelurilor rapide conventionale Crucible
Fig.7.5 Rezistenta la uzura, duritatea la cald si rezilienta
otelurilor rapide conventionale si oteluri rapide PM
Otel rapid conv C Mn Si Cr V W Mo
M2 0,85 --- --- 4,15 1,95 6,40 5,00
M4 1,30 0,30 0,30 4,30 4,00 5,60 4,50
Fig 7.6. Oteluri rapide PM -rezistenta la uzura in valori relative
Domeniile de utilizarea ale otelurilor PM si otelurilor conventionale ale firmei Crucible
Industrie sunt
-CPM 1V : matrite pentru formare la cald si semicald, matrite pentru refulare cap la rece
si la cald, matrite de extruziune, matrite si poansaone de forjare la cald; poansoane pentru lucru
la rece, matrite care sunt solicitate la impact
-CPM 3V: matrite de formare si stantare, matrite si poansoane de compactare pulberi
metalice, cutite industriale solicitate la impact (taiat hartie, cauciuc, table subtiri, maruntire
deseuri), matrite si poansoane de refulare cap;
-CPM 4V: stantare fina, compactare pulberi si in cazul altor aplicatii unde este necesara
combinarea proprietatilor de rezistenta mecanica tenacitate si rezistenta la uzura;
-CPM 9V; cilindri de laminor, role de formare, scule de extruziune, poansoane, matrite,
lame de granulare si peletizare
-CPM 10 V: scule de stantare si formare, scule de compactare pulberi metalice, cutite
industrial, insertii pentru matrite de mase plastice, component mecanice solicita ela uzura
abraziva, matrite si poansoane, matrite de decupare si perforare, scule de prelucrarea lemnului,
rezervoare injectie mase plastice
-Rex 45: freze, scule de formare la rece, brose, burghie, cutite profilate, poansoane de
extrudare, alezoare
-Rex 121: matrite pentru compactare pulberi, insertii de matrite pentru lucru la rece, role
de ghidare, cilindri de laminar, componenete mecanice solicitate la uzura, freze, brose;
Firma finlandeza METSO produce otelurile P/M Ralloy din clasa otelurilor rapide
Tabelul 7.5 Compozitia chimica a otelurilor PM Metso/Ralloy/
Ralloy P/M C Mn Mo Cr V W Co HRC KCU
Ralloy WR1 1,28 - 5,00 4,20 3,10 6,40 - 55-66 30
Ralloy WR2 1,28 - 5,00 4,20 3,10 6,40 3,50 55-66 30
Ralloy W R3 2,3 - 7,00 4,20 6,50 6,50 10,5 60-69 -
Ralloy W R10 2,3 0,40 1,10 12,5 4,00 - - 60-65 -
Rezistenta la uzura otelurilor P/M WR1, WR2 si WR3 creste cu marirea gradului de
aliere cu molibden, vanadiu si in special cu carbon si crom.Fig. X
Fig 7.7. Rezistenta la uzura a otelurilor P/M Ralloy si
a otelurilor conventionale /111/
Firmele Bohler-Uddelhom si Dorrenberg Edensthall GmbH produc si comercializeaza
in Romania oteluri monolitice pentru scule de lucru la rece si oteluri P/M din clasa otelurilor
rapide de scule si inalt aliate de tipul A2, D2.
Firma Bohler-Uddelholm produce urmatoarele oteluri rapide:
-oteluri rapide P/M: S290; S390;S690;S790;
-oteluri rapide cu destinatii precise: S200 otel rapid inalt aliat cu W cu tenaciate ridicata
destinat sculelor de taiere; S400 otel inalt aliat cu Mo si otel S607 aliat cu W, Mo, V cu rezistenta
ridicata la uzura
In cazul otelurilor conventionale de scule cantitatea de carbon din compozitia chimica a
este uzual cuprinsa intre 0,5-2 % C. Cantitatea minima de 0,5 % C este necesara pentru
durificarea matricei prin tratamentul termic de calire +revenire la duritati de 60 HRC.
Surplusul de carbon de peste 0,5 % are un rol minor in durificarea matricei. Carbonul de
peste 0,5 % se combina cu elemntele de aliere crom, molibden, wolfram si vanadium si
formeaza carburile care confera otelurilor conventionale sau PM rezistenta la uzura.
Duritatea carburilor metalice prezente in proportie de 15-30% in structura otelurilor
conventioanale si in special duritatea carburii de vanadiu VC/2100 HV; carbura de crom
Cr3C2/1350 HV; carbura de molibden Mo3C/1500 HV; carbura de wolfram WC/1700 HV
permite o predictibilitate corecta a rezistentai la uzura.
Valorile duritatii particulelor de alumina, nitrura de titan, carbura de titan utilizate pentru
ranforsare materialelor FGCM (Functionally Graded Composite Material) sunt superioare
valorilor duritatilor carburilor eutectice din otelurile conventionale si otelurile PM inalt
aliate/oteluri rapide si anume: WC/Al2O3/2000 HV; TiN/2800 HV; TiC/3000 HV. In aceste
conditii este de asteptat ca rezistenta la uzura a Materialelor Compozite cu Matrice Metalica
(Metal Matrix Composite-MMCS) si a materialelor FGCM sa fie superioara rezistentei la
uzura
Avantajele deosebite care genereaza superioritate otelurilor procesate din pulberi
metalice de otel de scule fata de otelurile monolitice sunt:
-finetea carburilor metalice de 2-4 µm comparative cu 50 µm sau mai mult a carburilor
metalice din oteluirl elaborate prin topire;
-lipsa retelelor sau a clusterelor de carburi metalice
-distributie uniforma a carburilor in particulele de pulbere;
Aceste avantaje microstructurale ale particulelor de pulberi de otel PM referitoare la
carburile metalice, respectiv, finetea si distributia uniforma a cestora , elimina inconvenientele
generate de acestea in cazul otelurilor conventionale de scule care constau in principal in valori
mai reduse a rezistentei la uzura si tenacitatii transversale.
Datele prezentate fundamenteaza metoda de proiectare a FGM/FGCM care are in vedere
controlul compozitiei chimice a matricelor si retetelor de mix ale acestora astfel incat sa se
genereaze microstructuri cu faze si constituenti cu evoluie in trepte sau evolutie continua in
volum si carora sa le corespunda proprietati de rezistenta la uzura, duritate si rezilienta variabile
Preforma cruda/sinterizata este proiectata din doua sau mai multe matrice dispuse sub
forma de straturi. Compozitia chimica a policristalelor si a grauntilor cristalini se modifica
continuu. Trecerea continua de la o compozitie chimica la alta genereaza o modificare continua a
proprietatilor.
Modificarea compozitiei chimice a matricei si a cantitatii elementelor aditioanate in
matrice, in special carbon sub forma de pulbere de grafit sau fero-aliaje, genereaza gradientul
functional de proprietati, iar materailele respective se numesc Materiale cu Gradient Functional
(Functionally Graded Material-FGM)
Dezvoltarea Materialelor Compozite cu Gradient Functional (Functionally Graded
Composite Materials-FGCM) are in vedere aceeasi maniera de proiectare a matricelor cu
elemnul in plus inrodus de factorii care tin de natura, volumul si dimensiunile particulelor de
ranforsare a matricei.
Compozitia chimica a straturilor materialelor FGM face posibila obtinerea unor
proprietati corespunzatoare solicitarilor in serviciu ale componentei mecanice sau sculelor si
matritelor de lucru la rece sau la cald. In functie de tipul solicitarilor mecanice in serviciu ale
aplicatiilor industriale vizate in proiect: matrite pentru stantare, matrite pentru compactare
pulberi, matrite pentru deformare plastica la rece etc, se va adopta numarul de straturi si se vor
proiecta retetele de mix care genereaza gradientul functional. Adoptarea numarului de straturi
constitutive ale materialelor FGM/FGCM se face in functie de dimensiunile pe inaltime ale
matritelor/poansoanelor si tipul solicitarilor mecanice preluate de suprafata matritelor.
8.Selectarea pulberilor aferente matricelor FGM/FGCM
La selectarea pulberilor de otel de scule pentru lucru la rece adecvate pentru procesarea
din FGM/FGCM a componenetelor mecanice sculelor si matritelor solicitate la uzura abraziva
intensa, se au in vedere solicitarile specifice in serviciu ale fiecarei piese - marimea si tipul
solicitarilor mecanice de intindere, compresiune, solicitari la forfecare etc, solicitare la impact, la
uzura abraziva sau coroziune etc.
Selectarea a pulberilor de otel de scule inalt aliat sau de otel rapid pentru dezvoltarea unei
aplicatii concrete procesate din FGM/FGCM solicitate la uzura abraziva intensa porneste de la
analiza proprietatilor metalurgice, microstructurale si a proprietatilor mecanice care au relevanta
in influentarea rezistentei la uzura abraziva si anume:
- proprietati microstructurale ale pulberii de otel de scule:marimea grauntilor cristalini,
natura carburilor, marimea si uniformitatea distributiei carburilor metalice, omogenitatea
compozitei chimice si puritatea;
- proprietati fizice mecanice in stare sinterizata si in stare de tratament termic: densitatea
relativa, rezistenta la curgere, rezistenta la rupere, rezistenta la rupere prin indoire, rezistenta la
oboseala, modul de elasticitate longitudinal si transversal;
- proprietatile de duritate si tenacitatea care influenteaza rezistenta la uzura si la impact.
Pe plan international principalele firme cu traditie in fabricatia pulberilor metalice de otel
pentru scule si matrite de lucru de lucru la rece sunt: Crucible Industrie-SUA, HOGANAS-
Suedia si OSPREY SANDVIC-Suedia.
Pulberile de otel aliat utilizate curent si care vor fi utilizate si in cadrul proiectului
ComGrad pentru procesarea sculelor si matritelor pentru lucru la rece sunt A2, D2 respectiv
pulberile de otel rapid M2 si T15. In general in industrie, in scopul asigurarii unor rezistente la
uzura cat mai ridicate sunt sacrificate proprietatile de rezistenta la impact, din care cauza sculele
si matritele procesate dintr-o matrice unica de pulberi de otel de scule (100% M2 sau 100%M4),
fisureaza si se sparg prematur fara a fi fost valorificata rezistenta la uzura.
Pulberile de otel slab si mediu aliate care vor fi utilizate pentru dezvoltarea retetelor de
mix cu pulberile de otel inalt aliate pentru scule de lucru la rece sau pentru dezvoltarea unor
straturi cu tenacitate ridicata sunt pulberile aliate cu molibden: Ancorsteel 50, Ancorsteel 85,
Ancorsteel 150 si puberile de otel aliate cu nichel si molibden Ancorsteel 2000 si Ancorsteel
4600 V. Pulberile din seria Ancorsteel vor reprezenta mixuri sau o componenta a mixurilor de
pulberi pentru materialele FGM/FGCM.
9 Pulberile de otel slab aliat din clasa ANCORSTEEL
Pulberile Ancorsteel 2000 şi Ancorsteel 4600V sunt pulberi de oţel slab aliat conţin
nichel, molibden şi mangan, cu caracteristici conform specificaţiilor FL-4200 şi respectiv FL-
4600 ale Metal Powder Industries Federation (MPIF). Deasemenea au fost analizate si
proprietatile pulberilor ANCORSTEEL 50 ANCORSTEEL 85HP si ANCORSTEEL 150 HP.
Aceste pulberi vor fi utilizate ca matrice MASTER pentru dezvoltarea Materialelor Compozite
cu Gradient Functional ( Functionally Graded Composites Material –FGCM) cu proprietati de
rezistenta la uzura abraziva destinate sa inlocuiasca otelurile conven-tionale, reprezentate de
otelurile carbon de scule de tip OSC si otelurile inalt aliate pentru scule de lucru la rece AISI
A2/W1.2363/ X100CrMo121/100VMo52(STAS); AISI D2/ W12379/X155CrVMo121/
155MoV115(STAS) si otelul conventional C120/205Cr115 /W1.2080
Pulberile de otel slab prealiat Ancorsteel 2000 si Ancorsteel 4600 V au valori
ridicate ale proprietatilor de compresibilitate şi rezistenţa la crud şi sunt ideale pentru
procesarea ulterioara a prin represare/deformare plastica, a . Sinterizate la temperaturi
normale şi in atmosfera conventionala acestea permit realizarea unor aplicaţii care necesita
duritate şi caracteristici mecanice similare materialelor tradiţionale. Compoziţia
chimica,caracteristicile fizice ale pulberilor A 2000 si A4600V si granulometria sunt
prezentate in Tabelul 9.1 si respectiv Tabelul 9.2.
Tabelul 9.1:Compoziţia chimica a pulberilorA 2000 şi A 4600V
Tabelul 9.2:Distribuţia granulometrica optima pentru pulberile A 2000 şi A 4600V,
Micrometri -250/+150 -150/+45 -45
US Mesh (-60/+100) (-100/+325) (-325)
Ancorsteel 2000 10 65 25
Ancorsteel 4600 V 11 65 24
Proprietatile de densitatea relativa şi rezistenţa la crud ale pulberilor de oţel
Ancorsteel 2000 şi Ancorsteel 4600V corespunzatoare compozitiei chimice si distribuţiilor
granulometrice din tabelele 9.1 si 9.2, in functie de presiunea de compactare si cantitatea
de lubrifinat sub forma de sterat de zinc, sunt prezentate in Figura 9.1.
(a) (b)
(c) (d)
Fig. 9.1. Variaţia densitaţii şi rezistenţei la crud
in cazul pulberii Ancorsteel 2000 (a) si (b) si Ancorsteel 4600V (c) si (d)
Marca pulbere
Compoziţia chimica, [%] Caracteristici
fizice
C Mo Ni Mn O2 Densitate
aparenta
[g/cm2 ]
Viteza de
curgere,
s/50g
Ancorsteel 2000 <0,01 0,6O 0,45 0,25 0,13 2,97 24
Ancorsteel 4600V <0,01 0,55 1,80 0,15 0,13 3,07 25
Den
sita
tea
la c
rud
,
g/cm
3
Presiunea de
compactare, MPa
1%
Stearat
de zinc
aditionat
1%
Stearat
de zinc
aditionat
Rez
iste
nta
la c
rud
,
MP
a
Presiunea de
compactare, MPa
Den
sita
tea
la c
rud
,
g/cm
3
Presiunea de
compactare,
MPa
0,75%
Stearat de
zinc
aditionat
0,75%
Stearat de
zinc
aditionat
Rez
iste
nta
la
cru
d, M
Pa
Presiunea de
compactare, MPa
Temperatura de sinterizare a pulberilor Ancorsteel 2000 şi Ancorsteel 4600V este
11000C ... 1140
0C. Atmosfera de sinterizare este amoniacul disociat iar durata de
sinterizare este de 30 minute. Influenţa conţinutului de carbon asociat, asupra proprietaţilor
mecanice şi fizice ale pulberilor Ancorsteel 2000 şi Ancorsteel 4600V ,densitatea aparenta,
rezistenţa transversala la rupere şi modificarile dimensionale ale preformelor sinterizate,
este prezentata in Figura 9.2 şi respectiv Figura 9.3.
Efectul timpului de sinterizare şi al temperaturii de sinterizare asupra rezistenţei
transversale la rupere şi asupra modificarilor dimensionale ale preformelor şi duritaţii
aparente, in cazul pulberilor Ancorsteel 2000 şi Ancorsteel 4600V cu 0,8% grafit aditionat
in matrice, este prezentat in Figura 9.4 şi respectiv Figura 9.5.
Fig. 9.2. Ancorsteel 2000-Influenţa carbonului asociat
Fig. 9.3. Ancorsteel 4600V-Influenţa carbonului asociat asupra:
a) – ruperea transversala;b) modificari dimensionale ale preformelor sinterizate;c) - duritaţii aparente
Rez
iste
nţa
la r
up
ere
tran
sver
sală
, MP
a Sinterizare 30
minute la 11200C
în atmosferă de
amoniac disociat
Conţinut de
carbon asociat, %
Sinterizare 30
minute la 11200C
în atmosferă de
amoniac disociat
Mo
dif
icăr
i
dim
ensi
on
ale
pre
form
e, %
Du
rita
tea
apar
antă
,
HR
B
Conţinut de
carbon asociat, % Conţinut de
carbon asociat, % Sinterizare 30
minute la 11200C
în atmosferă de
amoniac disociat
Du
rita
tea
apar
antă
,
HR
B
Conţinut de
carbon asociat,
%
Sinterizare 30
minute la
11200C în
atmosferă de
amoniac
disociat
Rez
iste
nţa
la r
up
ere
tran
sver
sală
, MP
a
Mo
dif
icăr
i
dim
ensi
on
ale
pre
form
e, %
Conţinut de
carbon asociat,
%
Sinterizare 30
minute la
11200C în
atmosferă de
amoniac
disociat
Sinterizare 30
minute la
11200C în
atmosferă de
amoniac
disociat
Conţinut de
carbon asociat,
%
Fig. 9.4. Variaţia rezistenţei transversale la rupere şi a modificarilor dimensionale,
funcţie de durata sinterizare, in cazul pulberii Ancorsteel 2000+0,8% C
Fig. 9.5. Variaţia rezistenţei transversale la rupere şi a modificarilor dimensionale,
funcţie de durata sinterizare, in cazul pulberii Ancorsteel 4600V+0,8% C
In Figura 9.6.se prezinta comparativ rezistenta la rupere a otelurilor A 85, A 2000 si A
4600V dupa tratamentul termic care a constat dintr-o incalzire la 9000C in atmosfera de amoniac
disociat, urmata de o racire in ulei la 600C şi de revenire timp de 60 minute in argon iar in
Figura 9.7 energia la impact in functie de rezistenta la rupere.
a) b)
Fig 9.6. Rezistenta la impact a) si in functie de rezistenta la rupere. in stare sinterizata si in stare de calire-revenire
Rez
iste
nţa
la r
up
ere
tran
sver
sală
, MP
a
Mo
dif
icăr
i
dim
ensi
on
ale
pre
form
e, %
Durata de
sinterizare, min.
Durata de
sintsinterizaresinte
rizare, min.
0,8% grafit
aditionat
6,8 g/cm3
0,8% grafit
aditionat
6,8 g/cm3 R
ezis
ten
ţa la
ru
per
e tr
ansv
ersa
lă,
MP
a
Mo
dif
icăr
i dim
ensi
on
ale
pre
form
e, %
Durata de sinterizare, min. Durata de sinterizare, min.
0,8% grafit
aditionat
6,8 g/cm3
0,8% grafit
aditionat
6,8 g/cm3
Aditia de nichel şi cupru in matricea otelului ANCORSTEEL 85 HP influenţeaza
proprietaţile mecanice ale oţelului, dupa cum se prezinta in Figura 9.7.si Figura 9.8.
Tabelul 9.3. Retete de pulberi ANCORSTEEL 85 HPpotentiale matrice FGM
Tratamentul a constat intr-o incalzire la 8400C timp de 30 minute in atmosfera de tip
endoterm, urmata de o racire in ulei preincalzit la 600C. Revenirea s-a efectuat la temperatura de
2000C, cu racire in aer.
Fig.9.7 Rezistenta la rupere a materialelor PM functie de compozitia chimica
a) b)
Fig.9.8 Rezistenta la impact si duritatea HRC in stare de calire si revenire
Element
aditionat A B C D E
Nichel 2 0 2 4 4
Cupru 0 2 1 0 1
Pornindu-se de la pulberea de otel slab aliat ANCORSTEEL 150 HP cu urmatoarea
compozitie chimica, 0,01 %C, 0,12% Mn, 1,5% Mo şi 0,08% O, s-a analizat influenta aditiei de
nichel si cupru Tabelul 9.4. asupra proprietatilor mecanice in stare sinterizata.
Tabelul 9.4. Retete de pulberi ANCORSTEEL 150 HP potentiale matrice FGM
Element
aditionat
A B C
Nichel 2 2 4
Cupru 0 1 1
Grafit 0,5 0,5 0,5
Compactarea materialelor A, B, C s-a realizat la o presiune de compactare de 620MPa iar
sinterizarea la 11200C/30 minute in amoniac disociat, urmata de racire rapida.
In Figura 9.9. se prezinta curbele de variaţie a proprietaţilor mecanice in funcţie de
densitate.
Fig 9.9. Proprietatile mecanice in functie de
compozitia chimica.nichel si cupru.
Variatia cantitatii de grafit combinat de la 0,20 % C la 0,80 % C in combinatie cu
pulberea de otel slab aliat obtinuta prin atomizare ANCORSTEEL 2000 avand compoziţia
chimica standard (max 0,01%C; 0,61% Mo; 0,46% Ni, 0,25%Mn; 0,13% O) influenteaza
calibiliatea si duritatea aparenta ca in Figura 9.10. Probele au fost austenitizate in atmosfera
endoterma la 790-8700C, calite in ulei şi revenite.
Fig. 9.10.Proprietatile mecanice ale pulberilor A 2000 in functie de carbonul combinat
Efectul temperaturii de sinterizare şi al conţinutului de carbon asupra proprietaţilor
mecanice ale oţelului ANCORSTEEL 2000 in stare tratata termic este prezentat in Tabelul 9.5.
Probele au fost austenitizate la 8450C, pentru 0,4% C, şi temperatura de 815
0C pentru
0,6%C ,detensionate la 1750C.
Tabelul 9.5. Proprietatile mecanice ale puleberii ANCORSTEEL 2000
Temperatura
de sinterizare 0C
Grafit
%
Rm
MPa HRC
1120
1260
1120
1260
1120
1260
0,4
0,4
0,6
0,6
0,8
0,8
620
815
495
705
430
620
28
28
36
36
42
42
Aditia de carbon sub forma de grafit in compoziţia de baza a pulberii ANCOSTEEL
4600V ( 0,01% C; 0,56% Mo; 1,93% Ni; 0,15% Mn 0,13%O), influenteaza caracteristicile in
mecanice in stare tratata termic ca in Figura 9.11. Materialele au fost austenitizate la 790-8700C,
racite in ulei şi revenite la diferite temperaturi.
Fig 9.11. Proprietatile mecanice ale pulberii ANCORSTEEL 4600V
Deformarea plastica prin represare a preformelor sinterizate, reprezinta extensii ale
sinterizarii pieselor procesate prin sinterizare la forma finala sau aproape de forma finala.
In cazul deformarii la cald pentru presiuni cuprinse intre 415...1100 MPa (30...80 tsi) se
pot inregistra densitaţi cuprinse intre 7,6 g/cm3... 7,85 g/cm
3.
Efectul dublei presari la 600 MPa (45 tsi) asupra rezistenţei transversale la rupere
in cazul pulberilor, Ancorsteel 2000 şi Ancorsteel 4600V comparativ cu Ancorsteel 85HP,
este prezentat in Figura 9.12.
Fig. 9.12. Rezistenţa transversala la rupere in funcţie de densitatea
relativa a otelurilor PM A.85HP, A2000 şi.A 4600V, represate / resinterizate
Valorile proprietaţilor mecanice ale preformelor forjate şi resinterizate din pulberi
Ancorsteel 2000 şi Ancorsteel 4600V, in functie de conţinutul de carbon şi gradul de reducere a
secţiunii,sunt prezentate in Tabelul 9.6 şi respectiv in Tabelul 9.7
Rez
iste
nţa
la r
up
ere
tran
sver
sală
, MP
a
Densitatea, g/cm3
Tabelul 9.6.:Proprietaţile mecanice ale oţelului P/M Ancorsteel 2000
represat / resinterizat şi tratat termic, funcţie de conţinutul de carbon
Conţinut
de carbon
Temp.
revenire
Limita de
curgere
Rezistenţa la
rupere
Alungirea,
in 25,4
mm (1 in)
Gradul de
reducere a
secţiunii
Rezilienţa Duritatea
% 0C MPa ksi MPa ksi % % Joule ft/lbt HRA
0,28 175 900 130,0 1050 152,7 11 43 22 16 67
0,37 315 1385 200,7 1450 210,3 10 33 10 7 73
0,56 315 1558 226,1 1685 244,4 10 29 10 7 73
0,70 345 1560 226,5 1805 261,9 5 12 7 5 76
0,86 425 1310 189,8 1430 207,4 10 30 7 5 73
0,55 660 840 119,1 920 133,1 18 50 42 31 66
0,73 675 860 124,4 970 140,4 15 43 20 15 66
0,87 675 850 122,8 995 144,2 16 34 12 9 66
Nota: 1 ksi = 6,89 MPa; 1 ft/lb = 1,3 J
Tabelul 9.7: Proprietaţile mecanice ale oţelului P/M Ancorsteel 4600V
represat / resinterizat şi tratat termic, funcţie de conţinutul de carbon
Conţinut
de carbon
Temp.
revenire
Limita de
curgere
Rezistenţa la
rupere
Alungirea,
in 25,4 mm
(1 in)
Gradul de
reducere a
secţiunii
Rezilienţa Duritatea
% 0C MPa ksi MPa ksi % % Joule ft/lbt HRA
0,38 175 1505 218,0 1985 288,0 11 33 11 8 77
0,57 175 - - 2275 330,0 3 6 7 5 80
0,38 370 1340 194,0 1490 216,0 10 40 28 21 74
0,60 440 1170 170,0 1455 211,0 10 32 14 10 74
0,39 680 745 108,0 825 120,0 21 57 62 46 63
0,58 680 760 110,0 860 125,0 20 50 45 33 63
10 Date tehnologice de procesare a pulberilor
de otel slab aliat din clasele ANCORSTEEL
10.1 Compactarea mecanica dintr-o singura direcţie şi din doua direcţii
10.1.1. In cazul compactarii mecanice dintr-o singura direcţie, uniformitatea densitaţii
relative in volumul preformei este influenţata de raportul dintre lungimea L şi diametrul D ale
preformei. In cazul preformelor cu raportul L/D ≥ 2,5 densitatea relativa are valori minime la
partea inferioara a preformei. Preformele cu raportul L/D ≤ 0,25, au densitaţi relative mai mari
(decât ale celor cu valori mai ridicate) şi sunt cvasiuniforme distribuite. In ambele cazuri,
valorile maxime ale densitaţii - cca. 6 g/cm3, se situeaza in zona din apropierea poansonului, in
zona opusa poansonului densitatea relativa are valori de cca. 5 g/cm3.
10.1.2. Compactarea mecanica din doua direcţii asigura o uniformitate a densitaţii
relative in zonele din apropierea poansonelor - cca. 6,5 g/cm3. Valori mai reduse ale densitaţii
relative - cca. 5,5 g/cm3, se inregistreaza in zona mediana a preformelor.
10.1.3. Valorile optime ale densitaţii relative la compactarea mecanica a pulberilor
fabricate de firma Höganaes, se obţin pentru o distribuţie granulometrica conform careia
marimea particulelor cu ponderea cea mai mare, 65 ... 70%, este reprezentata de particulele cu
dimensiuni cuprinse intre -150/+45 μm, dimensiunile -250/+150 μm reprezentând 10 ... 17%, iar
dimensiunile cele mai mici de 45 μm având o pondere de 13 ... 22 %.
10.1.4. Valorile densitaţilor relative ale pulberilor, fabricate de firma Höganaes, se
situeaza intre 6,7 g/cm3 pentru presiuni de compactare de 400 MPa şi de cca. 7,3 g/cm
3 pentru
presiuni de compactare de cca. 680 MPa.
10.1.5. In cazul pulberii ANCORSTEEL 50HP, adaosul de stearat de zinc de 0,5%
asigura valori ale densitaţii relative şi ale rezistanţei la crud superioare adaosului de 1%.
10.1.6. In cazul pulberilor ANCORSTEEL FD-4600A şi ANCOSTEEL FD-4800A
adaosul in premix in vederea obţinerii caracteristicilor optime este de 0,6% carbon şi 0,75%
Acrawas.
10.2. Compactarea izostatica
10.2.1. Compactarea izostatica a pulberilor metalice se realizeaza la presiuni similare cu
cele utilizate la compactarea mecanica 400 ... 600 MPa.
10.2.2. Compactarea izostatica este superioara calitativ compactarii mecanice deoarece
asigura uniformitatea densitaţii in tot volumul piesei, costul sculelor este mult mai redus datorita
utilizarii anvelopelor de cauciuc sau elastomeri, comparativ cu costul sculelor executate din
oţeluri aliate, asigura o flexibilitate maxima a programului de fabricaţie deoarece pot fi
compactate simultan preforme / piese de marimi şi forme diferite, atât ca dimensiuni cât şi din
punct de vedere a complexitaţii.
10.3. Sinterizarea pulberilor
Sinterizarea pulberilor Ancorsteel 2000 si Ancorsteel 4600V se realizeaza de regula la
temperaturi de 11200C (2050
0F). Durata de sinterizare este de 30 minute. Atmosfera in care se
realizeaza sinterizarea este dupa caz, atmosfera de amoniac disociat - azot 75% şi hidrogen 25%,
atmosfera endoterma, neutra sau reducatoare.
10.3.1. Modificarile dimensionale au valori cuprinse intre 0,12 şi 0,22% pentru densitaţi
relative de 6,8 g/cm3 şi 0,25 pâna la 0,35% pentru densitaţi de 7,2 g/cm
3. Modificarile
dimensionale ale pieselor au o evoluţie crescatoare, in intervalele menţionate mai sus, valorile
pentru aceleaşi densitaţi relative marindu-se, funcţie de conţinutul de grafit in ordinea 0,4%,
0,6&, 0,8% şi 1%.
10.3.2. Valorile caracteristicilor mecanice - rezistenţa la rupere, rezistenţa la curgere,
alungirea, duritatea, se maresc cu creşterea densitaţii relative. Marirea conţinutului de carbon de
la 0,4% la 1% determina nivele superioare de evoluţie a cracteristicilor mecanice.
10.3.3. In cazul pulberii Ancorsteel 50HP, marirea cantitaţii de grafit determina reducerea
valorilor densitaţii relative. Astfel, pentru 0,2% grafit, densitatea relativa este de
7,03 g/cm3 şi de 6,95 g/cm
3 pentru 0,8% grafit.
10.3.4. Modificarile dimensionale ale pieselor sinterizate şi valorile rezistenţei la rupere
transversale cresc cu marirea cantitaţii de grafit.
10.3.5. Pulberile de nichel, cupru şi grafit adaugat in premix la sinterizarea pulberilor
Ancorsteel 85HP şi Ancorsteel 150HP determina creşterea caracteristicilor mecanice. Adaosul de
4% nichel, 1% cupru şi 0,4% grafit, asigura valori maxime ale caracteristicilor mecanice.
10.3.6. Modificarile dimensionale ale pieselor sinterizate din pulbere Ancorsteel 150HP
sunt de pâna la +0,10% in cazul premixului cu 2% nichel, 1% crom şi 0,5% grafit şi, negative, de
- 0,05% in cazul premixului cu 2% nichel şi 0,5% grafit, respectiv 4% nichel, 1% cupru şi 0,5%
grafit.
10.3.7. In cazul pulberii Ancorsteel 150HP, marirea cantitaţii de grafit din primex de la
0,2% la 1%, determina creşterea rezistenţei la rupere şi a rezistenţei la crud, dar influenţeaza
negativ alungirea. Pentru 1% grafit, valorile rezistenţei la rupere sunt de cca. 525 MPa, cele ale
rezistenţei la curgere de cca. 475 MPa, iar alungirea cca. 1%. In absenţa adaosului de carbon in
premix, alungirea pieselor sinterizate din pulberi Ancorsteel 150HP este de cca. 8%.
10.3.8. Creşterea duratei de sinterizare de la 30 minute la 90 minute, determina creşterea
rezistenţei la rupere transversala de la 800 MPa pâna la 900 MPa in cazul pulberii Ancorsteel
2000, respectiv de la 950 MPa la 1025 MPa in cazul pulberii Ancorsteel 4600V. Creşterea
temperaturii de la 11100C la 1138
0C, determina creşterea cu cca. 12,5% a valorilor rezistenţei
transversale la rupere in cazul ambelor marci de pulberi.
10.3.9. Modificarile dimensionale ale pieselor sinterizate din pulberi Ancorloy 2 cu 0,4%
grafit faţa de dimensiunile matriţei, sunt de pâna la +0,10%. In cazul pulberii Ancorloy 4,
modificarile dimensionale sunt de pâna la -0,08%. Modul de racire - racire lenta pâna la 2000C
timp de 1h sau racire rapida, influenţeaza diferit valorile modificarilor dimensionale.
10.4. Deformarea plastica a preformelor sinterizate determina caracteristici
microstructurale şi, in corelaţie cu acestea, caracteristici mecanice superioare pieselor sinterizate.
10.4.1. Caracteristicile mecanice ale pieselor matriţate din preforme sinterizate sunt
influenţate de:
- caracteristicile pulberii metalice: compresibilitate, distribuţie granulometrica, puritate şi
compoziţia chimica a acestora;
-.caracteristicile preformei sinterizate: forma geometrica, densitatea preformelor,
parametrii tehnologici de sinterizare, masa preformei;
10.4.2. Deformarea plastica a preformelor sinterizate presupune, in primul stadiu, sa se
produca densificarea. In stadiul al doilea se produc simultan densificarea şi deformarea plastica.
10.4.3. Cu cât curgerea laterala a materialului preformei este mai accentuata, creşte
gradul de deformare.
10.4.4. Deformarea plastica a preformelor sinterizate se realizeaza prin represare,
matriţare de precizie cu bavura, matriţare inchisa de precizie in matriţe cu limitator. Masa
preformelor se respecta riguros in limitele ± 1% in cazul matriţarii inchise de precizie in matriţe
cu limitator.
10.4.5. Forma geometrica a preformelor şi dimensiunile acestora se determina
experimental.
10.4.6. In cazul preformelor de fier sinterizate la 11000C, timp de 15 minute, temperatura
de preincalzire a preformelor influenţeaza caracteristicile mecanice. Astfel, in intervalul 900 ...
10000C, rezistenţa la rupere, duritatea şi alungirea se menţin constante. Incalzirea in intervalul
1000 ... 11000C şi deformarea plastica, determina creşterea rezistenţei la rupere pâna la 750 MPa
şi a duritaţii pâna la 240 HV, pentru ca alungirea sa scada de la 12% la cca. 9%.
10.4.7. Gradul de deformare local al preformelor sinterizate influenţeaza marimea
graunţilor cristalini. Marimea grauntilor cristalini şi gradul de densificare influenţeaza duritatea
piesei care poate avea valori de 110 HV, in cazul dimensiunilor mai mari ale graunţilor, şi 150
HV pentru o granulaţie fina.
10.4.8. Prin represare şi resinterizare, valorile rezistenţei la rupere transversala cresc cu
marirea valorilor densitaţii relative. Pulberea Ancorsteel 85 HP inregistreaza pentru densitaţi
relative de 7, 45 g/cm3 valori ale rezistenţei la rupere transversala cuprinse intre 1320 ... 1370
MPa.
10.4.9. Caracteristicile mecanice - rezistenţa la curgere, rezistenţa la rupere, alungirea şi
rezilienţa, sunt influenţate de cantitatea de carbon adaugata in premix, de gradul de deformare şi
respectiv de tratamentele termice de recoacere / calire-revenire. In cazul pulberii Ancorsteel
2000, pentru adaosuri de grafit cuprinse intre 0,26% şi 0,87%, respectiv grade de deformare intre
12 şi 58%, rezistenţa la rupere are valori cuprinse intre 830 MPa şi 1800 MPa, rezistenţa la
curgere are valori intre 700 şi 1500 MPa, iar alungirea inregistreaza valori de 5% şi 23%.
10.4.10. Caracteristicile mecanice ale pieselor procesate prin matriţarea preformelor
sinterizate, sunt influenţate de:
- elementele de aliere (atât in cazul alierii prin difuzie cât şi in cazul pulberilor prealiate),
influenţeaza favorabil rezistenţa la rupere, rezistenţa la curgere şi duritatea;
- omogenitatea distribuţiei elementelor de aliere şi conţinutul de incluziuni influenţeaza
alungirea şi stricţiunea - caracteristici mecanice specifice solicitarilor statice;
- imperfecţiunile de material şi de structura influenţeaza rezilienţa - caracteristica
specifica solicitarilor dinamice;
- densitatea relativa influenţeaza proprietaţile de rezistenţa la oboseala;
- izotropia structurii şi absenţa orientarii graunţilor cristalini, fac ca rezilienţa, alungirea şi
rezistenţa la oboseala sa nu fie influenţate de direcţia de prelevare a epruvetelor.
10.5. Tratamentele termice aplicate pieselor sinterizate şi pieselor matriţate din
preforme sinterizate, sunt similare celor aplicate materialelor laminate sau forjate.
10.5.1. Tratamentul de recoacere, aplicat pulberilor Ancorsteel 50 HP, Ancorsteel 85 HP
şi Ancorsteel 150 HP, determina scaderea limitei de rupere cu cca. 5%, scaderea limitei de
curgere cu 10 ... 15%, respectiv creşterea alungirii cu cca. 60 ... 65%.
10.5.2. Duritatea pieselor procesate din pulberi Ancorsteel 2000 este influenţata de
intervalul temperaturilor de recoacere 100 ... 5000C şi de conţinutul de carbon cuprins intre 0,2 ...
0,8%. Valorile maxime de 70 HRA se obţin pentru 0,4 ... 0,7% carbon şi 100 ... 150 0C -
temperatura de revenire, respectiv valori de 60 HRA pentru conţinutul de carbon cuprins intre
0,2 şi 0,35% şi temperaturi de 100 ... 500 0C.
11.Tipuri de carburi primare din otelurile de scule conventionale
Rezistenta la uzura este influentata de compozitia chimica a pulberii, respectiv de natura,
marimea si distributia carburilor metalice din matricea perlitica sau martensitica a otelurilor
conventionale
Forma complex neregulata, regulata sau sferoidizata respectiv morfologia cu dispunerea
lamelara sau radiala a carburilor depind de temperatura la care se formeaza eutecticul carburii
respective, de viteza de racire si de concentratia de metal care participa la formarea eutecticului.
Aceste caracateristici sunt importante deorece o morfologie complex neregulata colturoasa a
carburii nu permite o legatura puternica cu matricea, iar o morfologie lamelara favorizeaza
fisurarea carburii.
Duritatea si fragilitatea carburilor metalice depind de tipul legaturilor chimice si sistemul
de cristalizare al metalelor care constituie baza carburii. Din punct de vedere al legaturilor
chimice, carburile metalice se clasifica in trei tipuri de legaturi chimice:
- legaturi ionice cum este cazul carburii de calciu CaC2;
- legaturi covalente cum este cazul carburii de siliciu SiC si
- solutii solide interstitiale, in care atomii de carbon inlocuiesc atomi din reteaua atomica
a metalelor respective, cum este cazul carburilor metalice de W, V, Mo, Cr.
Pentru otelurile de scule pentru lucru la rece, carburile interstitiale sunt importante
deoarece au duritate extrema si de loc de neglijat, puncte de topire foarte inalte. Elementele cum
sunt W, V, Mo, Cr exista in echilibru termodinamic cu matricea de fier iar carbonul interstitial nu
distorsioneaza si tensioneaza reteaua atomica a carburilor, care, nefiind tensionate au o rezistenta
mai ridicata la fisurare atunci cand tensiuni de intindere si mai ales tensiuni de indoire sunt
exercitate din exterior.
Alaturi de tipul legaturilor chimice, sistemele de cristalizare ale carburilor influenteaza
duritatea carburilor, modulul de elasticitate, rezistenta la forfecare a acestora, respectiv rezistenta
la uzura. Sistemele de cristalizare ale carburilor metalice sunt urmatoarele:
- carburi de tipul MC - carbura pe baza de vanadium, VC sistem cubic cu fete centrate;
- carburi de tipul M2C - carbura pe baza de wolfram si molibden, W2C, W2Mo; sistem
hexagonal;
- carburi de tipul M3C - carburi pe baza de fier,Fe3C mangan, crom; sistem hexagonal;
- carburi de tipul M6C - carburi pe baza de wolfram si molibden : sistem cubic cu fete
centrate;
- carburi de tipul M7C3 - carburi pe baza de crom; sistem hexagonal;
- carburi de tipul M23C6 - carburi pe baza de wolfram, molibden; sistem cubic cu fete
centrate.
In cazul otelurilor conventionale si al otelurilor P/M posibilitatea controlului naturii si
volumului de carburi permite predictia rezistentei la uzura abraziva.
12. Carburile primare din otelurile conventionale
si particulele de ranforsare a FGCM
Posibilele particule dure de ranforsare volumica graduala a straturilor compozite ale
Materialelor Compozite cu Gradient Functional sunt de tipul carburilor, nitrurilor, oxizilor,
Criteriile de selectie ale particulelor de ranforsare sunt:
-tipul solutiei solide,
-sistemul de cristalizare care influenteaza modulul de elasticitate,
-rezistenta la forfecare,
-duritatea particulei
-forma particulei
-dimensiunile particulelor,
-greutatea specifica
-reactivitatea chimica cu matricea
-pretul de cost.
Pe baza acestor criterii particulele dure utilizate pentru ranforsarea matricelor FGCM
sunt: carbura de wolfram WC, carbura de titan TiC, carbura de siliciu si alumina Al2O3
Volumul carburilor metalice din otelurile de scule pentru lucru la rece este cuprinsa intre
10-30% din volumul total al microstructurii si este responsabil de diferentele dintre rezistenta la
uzura a otelurilor monolitice si a otelurilor P/M procesate din pulberi de otel.
Carburile de vanadiu datorita duritatii ridicate influenteaza in cea mai mare masura
rezistenta la uzura a otelurilor de scule.
Pulberile de otel M2 fabricate de firmele HOGANAS - Suedia si Carpenter Industrie –
SUA, contin aproximativ 2% vanadiu, iar pulberile de otel M4 aproximativ 4% vanadium, astfel:
- pulbere de otel M2 - HOGANAS- Suedia C=0,75-0,90 %; Cr=3,75-4,50 %; Co=1%;
Mn=0,45%; Mo=4,50-5,50%; V=1,60-2,20%; W=5,50-6,75%)
- pulbere de otel M2 – Carpenter Industrie-SUA: C=0.85%; Mn=0,30%; Si=0,30%;
Cr=4,15%; V=1,95%; W=6,40%; Mo=5,00%;
- pulbere de otel M4-Carpenter Industrie-SUA: C=1,30 %, Cr=4,00%; Mo=4,50 %;
V=4,00 %; W=5,50 %;
Desi pulberile de otel rapid M2 contin 6% wolfram si 5% molibden, pulberile de otel M4
cu 4% vanadiu au o rezistenta la uzura dubla fata de otelurile M2. Se apreciaza ca duritatea
carburilor metalice si in special duritatea carburii de vanadiu VC permite o predictibilitate
corecta a rezistentei la uzura. Duritatea Vickers a carburilor metalice din structura pulberilor de
otel pentru lucru la rece sunt urmatoarele: carbura de vanadiu VC=2100 HV; carbura de crom
Cr3C2=1350 HV; carbura de molibden Mo3C=1500 HV; carbura de wolfram WC=1700 HV;
In acest context mentionam duritatea particulelor dure de ranforsare a matricelor
materialelor FGCM: Al2O3=2000 HV; TiN=2800 HV; TiC=3000 HV.
Avantajele deosebite care genereaza superioritate otelurilor procesate din pulberi
metalice de otel de scule fata de otelurile monolitice sunt:
- finetea carburilor metalice de 2-4 µm comparative cu 50 µm sau mai mult a carburilor
metalice din otelurile elaborate prin topire;
- lipsa retelelor sau a clusterelor de carburi metalice;
- distributie uniforma a carburilor in particulele de pulbere.
Aceste avantaje microstructurale referitoare la carburile metalice, respectiv, finetea si
distributia uniforma, elimina inconvenientele generate de acestea in cazul otelurilor
conventionale de scule:
- consum mare de scule de prelucrari mecanice datorita ruperii sculelor la contactul cu
carburile metalice care au o duritate mult mai mare
- reducerea tenacitatii transversale datorita sirurilor de carburi dispuse pe directia de
curgere la laminare sau forjare.
13.Aplicatii industriale ale MMCs, FGM si FGCM
Materialele Compozite cu Matrice Metalica (Metal Matrix Composite-MMCs) sunt o
prezenta constanta in industrie de peste doua decenii. Firmele FERRO-TITANIT Germania sau
METSO Finlanda, fabrica MMCs cu rezistenta la uzura, respectiv cu rezistenta la coroziune.
Materialele MMCs sunt materialele precursoare ale Materialelor Compozite cu Gradient
Functional, motiv pentru care analiza proprietatilor de rezistenta la uzura a MMCs este deosebit
de importanta. Principale marci de MMCs fabricate de firma FERRO-TITANIT sunt prezentate
in Tabelul 13.1
Tabelul 13.1.Materiale compozite FERRO-TITANIT
Marca TiC
[%]
C
[%]
Cr
[%]
Mo
[%]
Fe
[%]
E
[MPa]
G
[MPa]
Rindoire
[MPa]
HRC
[MPa]
CSpezial 33,00 0,65 3,00 3,00 Balanta 292.000 117.000 1.500 69
WFN 33.00 0,75 13,50 3,00 Balanta 294.000 122.000 1.200 69
S 32,00 0,50 19,50 2,00 Balanta 290.000 166.000 1.050
Spre deosebire de marcile din clasa FERRO-TITANIT, WFN si S ale caror pulberi de
otel sunt inalt aliate cu crom 13,50 % si 19,5%, materialul compozit C-Spezial datorita
continutului redus al elementelor de aliere, 3% Cr si 3% prezinta rezistenta la uzura pana la
temperatura de maximum 200°C.
Aplicatiile industriale sunt fabricate atat sub forma semifabricatelor cu dimensiuni
tipizate, cat si sub forma de componente mecanice solicitate la uzura: role, ghidaje, inele de
strangere etc - Figura 13.1.
Fig.13.1 Aplicatii industriale ale FGM si FGCM
Compania METSO Finlanda fabrica piese din MMCs si FGCM din pulberi de otel
inoxidabil ranforsat in proportie de 20-30% cu Cr3C2 utilizate pentru fabricatia pieselor pentru
rafinarii de ulei, pompe, boilere etc.
Fima METSO este si un furnizor important de oţeluri P/M pentru scule (P/M tool steel):
Ralloy WR1, Ralloy WR10, Ralloy WR2 şi Ralloy WR3.
Compoziţia chimica a oţelurilor P/M pentru scule Ralloy WR1, Ralloy WR10, Ralloy
WR2 şi Ralloy WR3 este prezentata in Tabelul 13.2 iar proprietaţile fizice şi mecanice ale
acestora, sunt prezentate in Tabelele 13.3 şi 13.4
Tabelul 13.2 Oţeluri P/M pentru scule produse de firma METSO
Marca Compoziţia chimica, %
C Cr Mo W V Si Mn Co
Ralloy WR1 1,28 4,2 5,0 6,4 3,1 - - -
Ralloy WR10 2,3 12,5 1,1 - 4,0 0,4 0,4 -
Ralloy WR2 1,28 4,2 5,0 6,4 3,1 - - 8,5
Ralloy WR3 2,3 4,2 7,0 6,5 6,5 - - 10,5
Tabelul 13.3 Proprietaţile fizice ale oţelurilor P/M Ralloy METSO
Proprietaţile fizice Ralloy
WR1
Ralloy
WR10
Ralloy
WR2
Ralloy
WR3
Densitate [g/cm3] 8,05 7,6 8,05 7,96
Modul de elasticitate [GPa] 203 196 240 250
Coeficient de dilatare termica
[mm/mm/0Cx10
-6]
20 ... 4000C 12,1 10,7 11,8 10,6
20 ... 6000C 12,7 11,2 12,3 11,1
Tabelul 13.4 Proprietaţile mecanice ale oţelurilor P/M Ralloy METSO
Proprietaţile fizice Ralloy
WR1
Ralloy
WR10
Ralloy
WR2
Ralloy
WR3
Duritatea in stare recoapta, HB max. 260 255 .. 280 max. 300 max. 340
Duritatea in stare calita, HRC 56 ... 66 60 ... 65 55 ... 60 60 ... 69
Rezilienţa in stare calita, J min. 30 min. 30 min. 30 -
Rezistenţa la uzura a oţelurilor de scule poate fi caracterizata astfel:
- oţelul P/M Ralloy WR1 - rezistenţa la uzura superioara oţelurilor rapide convenţionale
sau oţelului D2 - figura 13.2;
- oţelul P/M Ralloy WR10 - rezistenţa la uzura superioara oţelului P/M Ralloy WR1 -
figura 13.3
- oţelul P/M Ralloy WR2 - rezistenţa la uzura superioara celorlalte oţeluri P/M - METSO
şi, datorita alierii cu cobalt, poate fi utilizat şi pentru scule de lucru la cald - figura 13.4
- oţelul P/M Ralloy WR3 - datorita alierii cu cobalt şi vanadiu, are o buna rezistenţa la
uzura la temperaturi ridicate - figura 13.5.
Fig. 13.2. Rezistenţa oţelului P/M Ralloy WR1
WR1
0
2
4
6
8
10
Material
AISI 316
AISI 440C
D2
WR1
Fig. 13.3. Rezistenţa oţelului P/M Ralloy WR10
Fig. 13.4. Rezistenţa oţelului P/M Ralloy WR2
Fig. 13.5. Rezistenţa oţelului P/M Ralloy WR3
Compania METSO Finlanda produce, de asemenea, şi materiale compozite MMCs pentru
procesarea componentelor utilajelor şi echipamentelor din industria miniera, chimica şi
petrochimica, metalurgica şi industria hârtiei.
Materialele MMCs şi componentele structurale procesate de firma METSO sunt
caracterizate prin excelente proprietaţi de rezistenţa la uzura in condiţii grele de abraziune şi
eroziune, combinate cu rezistenţa optima la coroziune. Firma METSO Powdermet proceseaza
prin compactare izostatica la cald materialele compozite prezentate in Tabelul 13.5.
WR10
0
2
4
6
8
10
Material
AISI 316
AISI 440C
D2
WR10
WR1WR2
0
2
4
6
8
10
Material
AISI 316
D2
WR1
WR2
WR1WR2
0
2
4
6
8
10
Material
AISI 316
D2
WR1
WR2
WR3
WR3
Tabelul 13.5 Materiale compozite produse de firma METSO
Ralloy MMC Matrice Material
ranforsat Duritate
AMMC 30 AISI 316 30 vol % Al2O3 200 HB 1000 ...
1200
DMMC 20 Duplok 22 20 vol % Cr3C2 300 HB 1800
DMMC 30 Duplok 22 30 vol % Cr3C2 300 1800
Proprietaţile fizice ale acestor materialele compozite produse de firma METSO sunt
prezentate in Tabelul 13.6
Tabelul 13.6 Proprietaţile fizice ale materialelor compozite produse de firma METSO
Proprietaţi fizice AMMC 30 DMMC 20 DMMC 30
Densitate [g/cm3] 7,2 8,05 8,07
Modul de elasticitate [GPa] 20,1 203 202
Coeficient de dilatare termica
20 ... 4000C [mm/mm/
0Cx10
-6]
13,8 12,1 11,8
Materialele compozite AMMC30, DMMC 20 şi DMMC30 au o buna rezistenţa la uzura,
in cazul solicitarilor la abraziune şi eroziune la temperaturi inalte (pâna la 7000C) - Figura 13.6
şi respectiv Figura 13.7
Fig. 13.6. Oţelul P/M AMMC30 Fig. 13.7.Oţelurile P/MDMMC20 DMMC30
AMMC3
0
0
2
4
6
8
10
Material
AISI 316
Hardox 400
Stellite
Ralloy W1
AMMC30
Ralloy WR7
DMMC30
DMMC2
0
DMMC3
0
0
2
4
6
8
10
Material
AISI 316
Hardox 400
Stellite
Ralloy W1
DMMC20
Ralloy WR7
DMMC30
Aplicaţiile MMCs fabricate de firma METSO reprezinta componente structurale cu
proprietaţi de tribocoroziune specifice sondelor, morilor, concasoarelor, echipamentelor şi
utilajelor petroliere, instalaţiilor energetice etc.
O categorie importanta de aliaje speciale P/M fabricata de firma METSO o reprezinta şi
aliajele Ni-Cu, Ni-Cr şi cu baza Cobalt. Compoziţia chimica şi proprietaţile mecanice ale
acestor aliaje speciale P/M caracterizate prin excelente proprietaţi de rezistenţa la
coroziune, rezistenţa mecanica şi rezistenţa la oxidare la temperatura inalta, sunt prezentate
in Tabelul 13.7 şi respectiv Tabelul 13.8.
Tabelul 13.7 Compoziţia chimica a aliajelor speciale P/M produse de firma METSO
Aliaj special
P/M
Compoziţia chimica, %
Ni Cr Fe Mo Nb+Ta Co C Mn Si Al Ti W
Ralloy 9982 Ni-
Cr 58 20...30 5,0 8...10 3,15...4,15 1,00 0,10 0,50 0,50 0,40 0,40 -
Ralloy 9959 Ni-
Cr 58 20...23 5,0 8...10 3,15...4,15 1,00 0,10 0,50 0,5 0,4 0,4 -
Ralloy 9967 Ni-
Cu (66,7% ...
72,7%)
28...
34 - 2,5 - - 0,30 2,0 0,5 - - -
Ralloy 6615 3 29,5 3 1,5 - Bal 1,2 2 2 - - 4,5
Tabelul 13.8 Proprietaţile mecanice ale aliajelor speciale P/M produse de firma METSO
Aliaj special P/M Rc,
MPa
Rm,
MPa
A,
%
Z,
% HB K
Ralloy 9967 172 483 35 65 100...150 min. 100
Ralloy 9982 380 790 30 25 max. 250 -
Ralloy 9959 380 790 30 25 max. 250 -
Ralloy 6615 570 800 1 - 430 -
Materialele P/M prezentate in acest capitol vor fi reanalizate in etapa urmatoare a
proiectului din punct de vedere al compozitiei chimice in vederea selectarii mai multor variante
de pulberi de otel inalt aliat utilizate ca matrice ale materialelor FGM/FGCM aferente aplicatiilor
industriale selectate in proiect.
Proiectarea optima a proprietaţilor materialelor FGM/FGCM presupune realizarea unui
sistem expert de baza de date constituit din mai multe module:
(a) date privind proprietaţile termofizice, mecanice ale materialelor şi aliajelor monolitice;
(b) date privind proprietaţile matricei şi particulelor ranforsate;
(c) date privind proprietaţile termofizice/ mecanice ale MMCs şi CMCs;
(d) date, informaţii, soluţii privind tehnologiile de preprocesare/procesare a MMCs şi
CMCs (parametrii tehnologici, utilaje/ echipamente, controlul parametrilor şi proceselor);
(e) date privind influenţa variabilelor de preprocesare/procesare asupra legaturilor de
interfaţa, matrice, element ranforsat;
(f) reactivitatea componentelor sistemului compozit;
(g) reacţii chimice şi tensiuni termice la interfaţa matrice-element ranforsat;
(h) influenţa legaturilor de interfaţa asupra proprietaţilor fizice, electrice, mecanice şi
tribologice;
(i) microstructuri specifice FGM/FGCM şi proprietaţi corelate acestora;
(j) parametrii de prelucrare mecanica prin electroeroziune şi jet de apa a MMCs;
(k) scule, dispozitive şi maşini unelte specifice;
(l) parametri tehnologici de sudare a MMCs (sudare prin arc electric/fricţiune;
(m) metode şi tehnici de investigaţii SEM/TEM/XRD/ XRS;
(n) aplicaţii industriale actuale la nivel internaţional şi proprietaţile fizice, electrice,
mecanice, tribologice ale MMCs şi CMCs
14. Rezistenta la oboseala a otelurilor PM
La selectarea pulberilor de oţeluri P/M destinate fabricaţiei componentelor
solicitate la sarcini ciclice cum sunt matritele si poansoanele pentru compactare pulberi
pentru deformare plastica la rece sau poansoanele si placile de stantare care vor fi
dezvoltate in proiectul ComGrad trebuie avute in vedere si proprietaţile de rezistenţa la
oboseala ale acestora.
Statistic s-a demonstrat ca rezistenţa la oboseala a componentelor procesate din
oţeluri P/M are valori cuprinse intre 0,16 şi 0,47 din valoarea rezistenţei la solicitari statice.
Prin consultarea bazelor de date privind rezistenţa oţelurilor P/M solicitate la
sarcini statice in multe cazuri valoarea rezistenţei la oboseala este apreciata intre 30% ...
40% din valoarea rezistenţei statice /6/, /7/.
Autorii lucrarii /8/ analizeaza limita de rezistenţa la oboseala a unor oţeluri P/M
funcţie de urmatoarele variante:
- metoda de aliere a pulberii de oţel;
- temperatura de sinterizare;
- densitatea in stare sinterizata;
- rezistenţa matricei de baza.
Funcţie de metoda de aliere a pulberilor de oţel, categoriile de oţeluri P/M analizate
in lucrarea /8/ au fost:
- oţeluri P/M hibride, caz in care, elementele de aliere sunt introduse in premixul
unei pulberi de fier şi compactate; gradul de aliere al acestei categorii de materiale este
limitat şi depinde de difuzibilitatea elementelor de aliere in particulele pulberii de baza la
temperatura de sinterizare; exista insa permanent riscul apariţiei unor segregaţii;
- oţeluri P/M procesate din pulberi prealiate - elementele de aliere, cu excepţia
carconului, sunt adiţionate in topitura inainte de atomizare; in cazul acestei categorii de
oţeluri P/M este eliminata posibilitatea apariţiei segregaţiilor; creşterea duritaţii particulelor
(datorita elementelor de aliere) determina reducerea compresibilitaţii;
- oţeluri P/M procesate din pulberi parţial aliate - elementele de aliere sunt
introduse in particulele de fier prin difuzie; particulele de oţel au un miez mai puţin aliat
inconjurat de zone mai intens aliate; aceste oţeluri au o compresibilitate ridicata şi o
microstructura (dupa sinterizare) cu zone diferite in conţinutul elementelor de aliere.
Compoziţiile chimice ale pulberilor posibile matrice ale materialelor FGM/FGCM
sunt prezentate in Tabelul 14.1 .
Tabelul 14.1 Compoziţiile chimice ale oţelurilor şi premixurilor
Categoria de oţel
P/M
Marca de oţel
P/M
Compoziţia chimica, %
Ni Mo Cu Mn C O2
Pulbere de fier Ancorsteel 1000B - - - 0,10 < 0,01 0,08
Oţel prealiat Ancorsteel 4600V 1,80 0,50 - 0,25 0,02 0,13
Ancorsteel 2000 0,45 0,60 - 0,30 0,02 0,17
Oţel aliat prin
difuzie
Distaloy 4600A 1,80 0,55 1,60 0,10 < 0,01 0,16
Distaloy 4800A 4,05 0,55 1,60 0,10 < 0,01 0,16
Pentru determinarea rezistentei a oboseala a pulberii de fier Ancorsteel 1000B, a
pulberilor prealiate din lichid Ancorsteel 2000/ Ancorsteel 4600V si a pulberilor aliate prin
difuzie Distaloy 4600A/ Distaloy 4800A au fost realizate noua mixuri cu compozitiile
chimice din Tabelul 14.2
Tabelul 14.2 Compoziţiile chimice ale oţelurilor şi premixurilor
Categoria
de oţel
P/M
Marca de oţel P/M
Compoziţia chimica, %
Ni Mo Cu Mn P C* C**
Aliere prin
premix
FN-0208
(Ancorsteel 1000B) 2,0 - - 0,10 - 0,75 0,67
FN-0208
(Ancorsteel 1000B) - - 2,00 0,10 - 0,90 0,81
0,9% FeP
(Ancorsteel 1000B) - - - 0,10 0,90 0,23 0,21
0,8% FeP
(Ancorsteel 1000B) - - - 0,10 0,80 0,40 0,38
Prealiate
Ancorsteel 4600V 1,80 0,50 - 0,25 - 0,60 0,54
Ancorsteel 4600V 1,80 0,50 2,00 0,25 - 1,00 0,93
Ancorsteel 2000 0,45 0,60 2,00 0,30 - 1,00 0,94
Parţial
aliate
Distaloy 4600A 1,80 0,55 1,60 0,10 - 0,60 0,55
Distaloy 4800A 4,05 0,55 1,60 0,10 - 0,60 0,55
Nota: * cantitatea de grafit introdusa in premix;
** cantitatea de carbon prezenta in microstructura
Marcile elementelor adiţionate in premix (tabelul 7) şi furnizorii acestora sunt:
lubrifiant Acrawax - firma Lonza Inc; Cupru (Alconso 81) - firma Alconso; Nichel (Inco
123) - firma Inco Inc; Grafit (Asbury 3203) - firma Asbury Inc.Durata de realizare a
premixurilor a fostde cca. 40 minute iar epruvetele au fost presate conform MPIF Std. 10.
Epruvetele au fost sinterizate in atmosfera de amoniac disociat la temperatura de
10200C şi 1010
0C timp de 30 minute şi respectiv 60 minute. Pentru prevenirea decarburarii
epruvetelor, acestea au fost introduse in tuburi ceramice pe pat de pulbere de alumina.
Calirea epruvetelor a presupus austenizarea la 9100C intr-un cuptor cu mufla cu
atmosfera de propan si racirea in ulei sintetic preincalzit la 750C. Tratamentul termic de
revenire a constat in incalzirea la 1800C timp de 30 minute
Rezistenţa la oboseala s-a determinat prin metoda incovoierii rotative. Limita
rezistenţei la oboseala a oţelurilor P/M analizate este prezentata in Tabelele 14.3, 14.4 şi
14.5
Tabelul 14.3 Limita de rezistenţa la oboseala a oţelului P/M DISTALOY 4600A
Material /
Procesare
Presiunea de
compactare Densitate
a (g/cm3)
Duritate
a HRB
Limita
de
curgere
(MPa)
Rez.la
rupere
(MPa)
Limita la
oboseala
(MPa)
Raport
de
anduranţ
a (%) tsi MPa
Distaloy 4600A
+0,6%C 45 620 7,03 94 430 682 231 34
Distaloy 4600A
+0,6%C/11500
C
45 620 7,16 92 483 733 196 27
Distaloy 4600A
+0,6%C/12100
C
45 620 7,19 88 487 664 246 37
Distaloy 4600A
+0,6%C 34 470 6,9 86 420 590 129 22
Tabelul 14.4 Limita de rezistenţa la oboseala a oţelului P/M DISTALOY 4800A
Material /
Procesare
Presiunea de
compactare Densitate
a (g/cm3)
Duritate
a HRB
Limita
de
curgere
(MPa)
Rez.la
rupere
(MPa)
Limita la
oboseala
(MPa)
Raport
de
anduranţ
a (%) tsi MPa
Distaloy 4800A
+0,4%C 50 690 7,13 92 438 710 257 36
Distaloy 4800A
+0,4%C/11500C
50 690 7,23 98 537,5 820 238 29
Distaloy 4800A
+0,6%C/12100C
45 620 7,20 280 680 959 216 22
Distaloy 4800A
+0,4%C; DP/DS 50/50
690/
690 7,42 230 490 925 306 33
Rezistenţa la
rupere (1000 psi)
Lim
ita
rezi
sten
ţai l
a
ob
ose
ală
(10
00
psi
)
Raportul
de
anduranţ
ă = 0,38
Distaloy 4800A
+0,6%C; DP/DS 50/50
690/
690 7,43 320 725 1180 307 28
Tabelul 14.5 Limita de rezistenţa la oboseala a oţelului P/M ANCORSTEEL 4600V
Material /
Procesare
Presiunea de
compactare Densitate
a (g/cm3)
Duritate
a HRB
Limita
de
curgere
(MPa)
Rez.la
rupere
(MPa)
Limita la
oboseala
(MPa)
Raport
de
anduranţ
a (%) tsi MPa
Ancorsteel
4600V +
0,6%C
45 620 6,96 260 Fara
curgere 780 288 36
Ancorsteel
4600V +
0,6%C; DP /
DS
45/45 620/
620 7,25 350 1140 1195 396 36
In cazul procesarii prin DP / DS (dubla presare / dubla sinterizare) parametrii
tehnologici de procesare au fost: austenizare la 8000C timp de 30 minute, atmosfera de
amoniac disociat. Calirea epruvetelor s-a realizat in ulei iar revenirea la 2250C timp de 60
minute. Valorile limitei rezistenţei la oboseala a oţelurilor P/M analizate sunt prezentate in
diagrama din Figura 14.1
Fig. 14.1. Limita rezistenţei la oboseala funcţie de rezistenţa la rupere
Modul de propagare a fisurilor la incercarea de rezistenţa la oboseala prin
incovoiere rotativa in cazul oţelurilor P/M Ancorsteel 4600V şi Distaloy 4800A, este
prezentat in Figura 14.2.
a) b)
Fig. 14.2. Propagarea fisurilor la oţelurile P/M
a) - Ancorsteel 4600V; b) - Distaloy 4800A
Din figura 38 rezulta ca propagarea fisurilor in cazul oţelurilor P/M se realizeaza pe
distanţele minime dintre pori, respectiv vârfurile acestora.
Din datele prezentate anterior se desprind urmatoarele concluzii privind rezistenţa
la oboseala a oţelurilor P/M analizate:
- creşterea temperaturii de sinterizare de la 11500C la 1210
0C in cazul oţelului P/M
aliat prin difuzie Distaloy 4600A determina o marire a rezistenţei la oboseala cu 15% (27%
faţa de 37% - valori ale raportului de anduranţa din rezistenţa la rupere statica), fapt
explicabil prin efectul de rotunjire a porilor;
- marirea densitaţii relative prin dubla presare / dubla sinterizare determina
creşterea valorilor rezistenţei la rupere. Creşterea simultana a rezistenţei la oboseala este
posibila in cazul sinterizarii la temperatura inalta aplicata dupa presarea a doua.
15. Tratamentele termomecanice
Tratamentele termomecanice presupun aplicarea simultana a procesului de incalzire şi
deformare plastica in scopul modificarii şi rafinarii microstructurii.
Aceste tipuri de tratamente termice sunt aplicate tradiţional in cazul laminarii oţelurilor
carbon, mediu sau inalt aliate şi au rolul de a modifica structura grosolana de turnare prin
recristalizarea repetata a oţelului aflat in stare austenitizata, respectiv de a reduce gradual
neomogenitaţile compoziţiei chimice cauzate de segregaţia care se produce in timpul turnarii.
De asemenea, inevitabilele incluziuni non-metalice, cum sunt oxizii, silicaţii, sulfurile,
sunt sfarâmate sau deformate şi distribuite uniform in structura oţelului.
Tratamentul termomecanic la temperatura joasa (Low Temperature Thermomechanical -
LTMT) presupune deformarea austenitei metastabile la temperatura situata intre curbele
transformarilor feritice şi bainitice ale diagramei TTT.
Tratamentul LTMT, cunoscut şi sub denumirea Ausforming, este prezentat in Figura
15.1
Otelul PM deformat plastic la aceasta temperatura (joasa), este calit de la
temperatura corespunzatoare sfârşitului deformarii plastice, fara a permite transformarea
bainita - ferita, transformarea martensitica producându-se prin racirea materialului metalic
la temperatura mediului ambiant, proprietaţile mecanice finale obţinându-se prin
tratamentul termic de revenire.
Tratamentul termomecanic la temperatura inalta (High Temperature
Thermomecanical Treatment - HTMT) se deosebeşte de tratamentul termomecanic la
temperatura joasa Ausforming.
In acest caz, deformarea plastica a otelului PM sau dupa caz a materialului
FGM/FGCM se realizeaza in intervalul temperaturilor corespunzatoare austenitei stabile -
uzual peste AC3 - Figura 15.2 si este imediat urmata de calire in vederea obţinerii
structurii martensitice.
Fig. 15.1. Tratamentul termomecanic HTMT Fig. 15.2. Tratamentul termomecanic Isoforming
In cazul tratamentului termomecanic izoterm - Isoforming Treatment, prezentat in
Figura 15.2, otelul PM sau materialele FGM/FGCM sunt deformate plastic la o
temperatura constanta pâna când se produce complet transformarile de faza in stare solida,
structura obţinuta fiind corespunzatoare nivelului de temperatura de pe diagrama TTT la
care s-a realizat deformarea plastica.
Racirea materialului dupa tratamentul Isoforming se realizeaza lent.
Tratamentul LTMT necesita un control atent al parametrilor tehnologici şi
presupune grade ridicate de deformare.
Efectul acestui tratament termomecanic consta in creşterea accentuata a rezistenţei
la rupere fara afectarea ductibilitaţii sau rezilienţei. Astfel, in cazul unui oţel (4,7%Cr,
1,5%Mo, 0,4%V şi 0,34%C) tratat termic prin calire - revenire, rezistenţa la rupere a
crescut dupa tratamentul Ausforming de la 2000 MPa la 3000 MPa.
Oţelurile la care transformarea austenitei se produce rapid (la temperaturi
subcritice), nu sunt indicate pentru tratamentul Ausforming.
Astfel, in cazul oţelurilor P/M sunt indicate acele materiale prealiate care conţin
elemente de aliere care asigura prelungirea duratei de menţinere a austenitei metastabile,
respectiv asigura deplasarea spre dreapta a curbelor de inceput şi sfârşit a transformarilor in
stare solida ale diagramei TTT. Cele mai indicate elementele de aliere in acest sens, sunt
cromul, molibdenul, nichelul şi manganul, care, in cazul oţelurilor P/M pot fi atât in stare
prealiata cât şi introduse in premixul unor oţeluri P/M slab aliate.
De asemenea, cantitatea de elemente de aliere trebuie sa fie suficienta pentru a evita
formarea feritei in timpul racirii de la temperatura de sfârşit a deformarii plastice a
materialului. Graunţii cristalini de austenita trebuie sa aiba dimensiuni cât mai reduse, nu
numai in vederea creşterii densitaţii de dislocaţii ca urmare a deformarii plastice dar şi
pentru minimizarea dimensiunilor placilor de martensita care rezulta in urma transformarii
austenitei metastabile.
Racirea de la temperatura de sfârşit de deformare plastica trebuie sa fie foarte
rapida pentru evitarea formarii bainitei sau a feritei. Creşterea rezistenţei in cazul
tratamentului Ausforming poate fi explicata prin tensiunile ridicate de durificare induse in
graunţii cristalini de austenita.
Temperatura pentru aplicarea tratamentului LTMT trebuie sa fie suficient de joasa
pentru evitarea recristalizarii dar şi suficient de inalta pentru prevenirea transformarii
bainitice in timpul deformarii.
Gradul de deformare al otelului PM sau materialelor FGM/FGCM este un
parametru tehnologic important deoarece intre acesta şi rezistenţa la rupere exista o relaţie
conform careia aceasta rezistenţa creşte cu 4 ... 8 MPa pentru fiecare procent al gradului de
deformare. In cazul celor mai multe oţeluri, gradul de deformare este 30% iar temperatura
este cuprinsa intre 500 ... 600 0C. Transformarea la semicald a austenitei in martensita
determina o densitate mare de dislocaţii (pâna la 1013
cm-2
) şi o dispersie fina a carburilor.
Transformarea martensitica determina intr-o masura importanta nivelul de
durificare prin creşterea numarului de dislocaţii care influenţeaza divizarea graunţilor de
austenita intr-un numar mare de placi de martensita care la rândul lor conţin in substructura
dislocaţiile provenite de la deformarea austenitei metastabile.
In cazul tratamentului HTMT creşterea rezistenţei se datoreaza rafinarii structurii
de la 10 ... 60 μm la 3 ... 5 μm dar proprietaţile optime se obţin daca este evitata
recristalizarea. Avantajul particular al tratamentului HTMT este acela ca creşterea
rezistenţei se poate obţine prin grade reduse de deformare - max. 40%.
Tratamentul HTMT, comparativ cu tratamentul LTMT, deşi nu determina o creştere
accentuata a rezistenţei, influenţeaza intr-o masura mai mare rezistenţa la oboseala şi
ductibilitatea.
16 Tratamentele termochimice pentru durificarea suprafeţelor
Durificarea suprafeţelor, in cazul pieselor procesate din oţeluri P/M, este un procedeu
tehnologic necostisitor, utilizat pentru asigurarea unor proprietaţi ridicate de rezistenţa la uzare
dar şi pentru imbunataţirea proprietaţilor mecanice.
Ca şi in cazul pieselor procesate din materiale tradiţionale, procedeele de durificare a
suprafeţelor - carburarea, carbonitrurarea şi nitrocarburarea, aplicate pieselor procesate din
oţeluri P/M, se bazeaza pe aceleaşi procese metalurgice.
Carburarea pieselor procesate din oţeluri P/M sau carburarea pieselor din materiale
FGM/FGCM consta in introducerea unei cantitaţi de carbon in straturile superficiale, cantitate
dependenta de temperatura , timpul de menţinere la temperatura de carburare şi potenţialul de
carbon al atmosferei carburante.
Temperaturile cuprinse intre 8200C şi 920
0C sunt utilizate in cazul unor durate mai mici
de tratament de carburare. In mod uzual, temperatura de carburare a pieselor procesate din oţeluri
P/M este 8500C ... 860
0C iar timpul de menţinere, funcţie de adâncimea stratului carburat, este
cuprins intre 60 ... 240 minute.
De la temperatura de 8500C este posibila calirea in ulei a pieselor, fara riscul
distorsionarii acestora. In cazul carburarii la temperaturi mai ridicate, este necesara reducerea
temperaturii in cuptor, inainte de calirea pieselor. Profilul microduritaţilor dupa carburare la
8500C şi calire in ulei, corespunzator densitaţilor relative, respectiv a densitaţii oţelului SAE
1017 (SUA) este prezentat in Figura 16.1
Fig. 16.1. Profilul microduritaţilor, funcţie de densitate
Potenţialul de carbon este cantitatea de carbon a materialului aflata in echilibru cu
conţinutul de carbon al atmosferei de carburare, sursa de carbon fiind monoxidul de carbon CO.
Carbonitrurarea pieselor are loc daca in atmosfera carburanta se introduce amoniac
disociat. Simultan cu difuziunea atomilor de carbon in austenita se produce difuziunea atomilor
de azot.
Carbonitrurarea este cel mai uzual proces de durificare a suprafeşelor pieselor procesate
din oţeluri P/M. In timpul procesului, azotul determina creşterea calibilitaţii şi elimina riscul
formarii austenitei reziduale.
Piesele din oţeluri P/M carburate sau carbonitrurate nu mai sunt supuse tratamentului
termic de revenire. In cazul când tratamentul de revenire este absolut necesar, acest proces se
realizeaza la temperatura de 1500C ... 175
0C cu o durata de menţinere de 60 minute , urmat de
racire in aer.
. Nitrocarburarea se aplica pentru inlocuirea nitrurarii sau carburarii. Temperatura de
nitrurare este de 5700C iar timpul de menţinere cuprins intre 60 ... 120 minute. Atmosfera de
nitrocarburare este o atmosfera endogaz diluata in care se introduce o cantitate corespunzatoare
de amoniac.
Durit
atea
supra
fetei
HV5
Densitatea
........... 6,7
g/cm3
_ _ _ _ 7,2
g/cm3
______
otel
laminat
Distanta de la
suprafata, mm
Tratamentul de carbonitrurare este preferabil celui de carburare a oţelurilor P/M nealiate,
datorita efectelor azotului.
Profilul microstructurilor in cazul carburarii şi carnonitrurarii la temperatura de 8500C,
timp de 120 minute, pentru o pulbere de fier compactata la densitatea relativa de 7,2 g/cm3, este
prezentat in Figura 16.2.
Fig. 16.2. Profilul microduritaţilor, dupa carburare şi carbonitrurare
Elementele de aliere - cuprul sau sulful şi fosfatul, conţinute in compoziţia chimica a
pulberii, influenţeaza profilul microduritaţilor, aşa cum se prezinta im Figurile 16.3, 16.4 si 16.5.
Fig. 16.3. Profilul microduritaţilor, dupa carbonitrurare - pulbere de fier + 2% Cu
Fig. 16.4. Profilul microduritaţilor, dupa carbonitrurare - pulbere de fier + 0,25% S
Duritate
a
suprafet
ei
HV5
______
carburare
_ _ _ _
carbonitrurare
Distanta de la suprafata,
mm
Duritate
a
suprafet
ei
HV5
Distanta de la suprafata,
mm
Densitatea
_ _ _ _ 6,7 g/cm3
______ 7,2
g/cm3
Duritate
a
suprafet
ei
HV5
Distanta de la suprafata,
mm
Densitatea
_ _ _ _ 6,7 g/cm3
______ 7,2
g/cm3
Fig. 16.5. Profilul microduritaţilor, dupa carbonitrurare
- PASC45 şi PASC45 + 2% S
Cuprul, nichelul şi molibdenul, introduse in premixul unei pulberi de fier, influenţeaza
proprietaţile de calibilitate ale oţelurilor P/M.
Datorita disribuţiei eterogene a elementelor de aliere, microstructura acestor oţeluri P/M
conţine anumite cantitaţi de austenita.
In Figura 16.6 sunt prezentate, comparativ, microstructurile aferente unui premix cu
matrice din pulbere de fier şi a unui oţel P/M slab aliat cu densitatea de 7,1 g/cm3, dupa
carnonitrurare la 8900C / 120 minute şi calire in ulei incalzit la 50
0C.
a) b)
Fig. 16.6. Profilul microduritaţilor, dupa carbonitrurare
a) – pulbere de fier; b) - oţel P/M slab aliat
Procesul de durificare a suprafeţelor are efecte benefice asupra proprietaţilor mecanice, dar şi
asupra rezistenţei la oboseala, aşa cum se prezinta in Figura 16.7
Fig. 16.7. Rezistenţa la oboseala, dupa carburare şi nitrocarburare,
Duritate
a
suprafet
ei
HV5
______ PASC45
_ _ _ _
PASC45+0,25%S
Distanta de la
suprafata, mm
Rezistenta la
oboseala
Ditribuţia duritaţii in secţiunea transversala a unei pulberi de fier cu densitatea de 7,0
g/cm3, respectiv a unei pulberi slab aliate durificate prin carburare şi respectiv carbonitrurare,
este prezentata in Figura 16.8
a) b)
Fig. 16.8. Distribuţia duritaţii in secţiunea transversala,
dupa tratamentele de durificare a suprafeţei
a) - pulbere de fier; b) - pulbere slab aliata.
Din cele prezentate mai sus rezulta ca durificarea suprafeţelor pieselor procesate din
oţeluri P/M prin carburare, carbonitrurare sau nitrocarburare sau a matritelor si poansoanelor
procesate din materiale FGM/FGCM are efecte pozitive nu numai asupra duritaţii dar şi asupra
proprietaţilor mecanice asupra rezistenţei la oboseala si desigur asupra rezistemtei la uzura
Microstructura straturilor superficiale durificate şi duritatea aferenta acesteia, sunt
influenţate accentuat de compoziţia chimica a pulberii, de elementele adiţionate in premix,
respectiv de eterogenitatea premixului precum şi, in masura mai redusa, de parametrii
tehnologici ai procesului de tratament termochimic.
17 Studiul fenomenelor de uzura
Din punct de vedere economic pierderile de material metalice prin uzura de abrziune sunt
estimate intre 1 si 4% din produsul intern brut al tarilor industrializate. Uzura este un element
major in definirea sau limitarea duratei de viata a componentelor mecanice specifice utilajelor si
instalatiilor din domenii de importanta majora cum sunt: agricultura, mineritul, infrastructura
rutiera, siderurgie, metalurgie etc.
Procesele de uzare se manifesta prin curgerea plastica a metalului Figura 17.1 a si a
taierii/indepartarii de material Figura 17.1 b, de pe suprafata matritei.
1-carburare
30 min
2-
carbonitrurar
e 30 min
3-
carbonitrurar
e 2 ore
1-pulbere
slab aliata
2-pulbere de
fier
Duritat
e
Duritat
e
In cazul extrudarii inverse sau a compactarii pulberilor metalice sau ceramice cu forme
cave uzura se manifesta diferit pe cele doua suprafete si depinde in principal de presiunea de
contact preluata de poansoane si respectiv peretii matritelor.
a) b)
Fig.17.1 Reprezentarea schematica a proceselor de uzura (a) doua corpuri; b) trei corpuri
Schimbarea calitatii suprafetelor cu aparitia rizurilor, a formei suprafetelor a
dimensiunilor, a duritatii etc. determina distrugerea dramatica a matritelor si sculelor si a
componentelor mecanice supuse la uzura.
Tribosistemele si a procesele de uzura specifice Componentelor Mecanice Reprezenative
sunt caracterizate de factori care depind de natura materialului dar si de solicitarile mecanice in
serviciu: natura materialelor, lubrifierea, parametrii geometrici ai componentelor mecanice-
forma, dimensiuni, rugozitate, presiunea de contact, miscarile relative, nivelul sarcinlor si tipul
solicitarilor mecanice, procesele de natura mediului de lucru.
Rata de indepartare a materialului in procesele de uzura este dependenta de raportul
duritatii materialelor care formeaza cuplele de frecare ale sistemul tribologic. Ecuatia lui Archard
permite calculul volumului de material indepartat sau deformat.
Semnificatiile simbolurilor din formula de mai sus sunt:
-W-Volumul de material indepartat, deformat-
-P- sarcina aplicata pe supratafa/presiunea de contact,
-Pm-presiunea/rezistenta de curgere a materialului !
-K-constanta empirica de material care indica gradul de probabilitate a contactului intre
suprafetele cuplelor de frecare si aparitia particulelor fine de material
-s-distanta de alunecare.
In cazul uzurii abrazive generata de particulele provenite din exterior, raporul dintre
duritatea Vickers a metalului si duritatea Vickers a particulelor este un parametru critic al uzurii.
Legatura este puternica dar in absenta unei difuzii atomice specifice sudarii la cald,
alunecarea unei suprafete conduce la forfecarea acestor legaturi.. Forfecarea se produce de cele
mai multe ori la interfata dintre cele doua suprafete. Ocazional ruperea se produce pe una din
cele doua suprafete, situatie in care se produce un transfer de material.
Suprapunerea unor solicitari la impact semnificative accelereaza rata de indepartare a
materialului de pe suprafata materialelor fragile..
Avand in vedere aspectele prezentate si date fiind solicitarile la compresiune, solicitarile
radiale, tangentiale sau de intindere ale matritelor pentru deformarea plastic la rece si ale
matritelor de compactare a pulberilor metalice, este de asteptat ca in cazul suprafetlor fragile
spargerea matritelor sa se produca in aceste zone.
Carburile proprii ale otelului de scule si particulele dure de ranforsare , carburi, nitruri,
oxizi sunt solicitate la randul lor la aceleasi tipuri de sarcini. Din aceasta cauza initierea fisurilor
si spargerea matritelor se poate produce de multe ori prin fisurarea si spargerea particulelor dure
de ranforsare. Fortele de legatura dintre matrice si particulele de ranforsare influenteaza intr-o
masura semnificativa rezistenta la uzura. Smulgerea particulelor dure din matrice determina
scaderea brusca a rezistentei la uzura.
17.1 Analiza uzurii Componentelor Mecanice Reprezentative
Componetele Mecanice Reprezentative (CMR) pentru lucru la rece cuprinse in grupele A
si B descrise in Anexa 3.1. a contractului 246/2014 si in Acordul de colaborare sunt matrite si
poansoane pentru compactarea pulberilor de hotel, deformarea plastica la rece a otelurilor,
matrite de extrudare la rece atelurilor, poansoane si placi de taiere/decupare/ambutisare a
tablelor cu grosimi sub 2 mm.
Scule de ambutisare: Formarea este o definitie generala pentru diferite procese: refulare,
ambutisare adânca, imprimare si altele. O scula standard de ambutisare adânca are trei
componente principale care sunt: suportul, poansonul si matrita. Cea mai mare rezistenta la uzura
este necesara in zona de formare a razei de ambutisare a matritei datorita curgerii tablei sub
presiuni inalte. Suportul si poansonul sunt supuse la sarcini mici. Din acest motiv se utilizeaza
materiale diferite pentru aceste componente ale sculei.
Scule de laminare: Sculele de laminare la rece sunt in special role de filetare si role de
laminare. Filetarea prin laminare este un important domeniu al sculelor de lucru la rece. Rolele
de filetare necesita rezistenta mare la compresiune.
Scule de taiere/decupare si de poansonare. Exista doua grupuri de scule de decupare:
standard si de precizie. Cu noile dezvoltari din industria auto, pretentiile in procesele de decupare
si de perforare cresc in mod rapid. Cerintele pentru otelurile de lucru la rece cresc si ele cu
introducerea in fabricatie a tablelor cu rezistenta inalta sau foarte inalta. In aceste conditii, pe
lânga durata de viata a sculelor, costul si eficienta devin foarte importante.
Sculele de taiere si poansoane sunt utilizate pentru taierea materialului prin forfecare. In
functie de rezistenta tablei, in timpul procesului de forfecare doar o treime din grosimea tablei
este taiata, restul se rupe din cauza eforturilor de tractiune. La sfârsitul taierii apar bavuri.
Marimea si cantitatea de bavuri arata calitatea taierii si depinde de grosimea tablei,
calitatea de otel, calitatea sculelor si de interstitiul dintre poanson si matrita. Pentru curatarea si
pentru indepartarea bavurilor sunt necesare alte scule. Printr-un proces de taiere fina se obtin
piese cu tolerante mult mai mici. Un piston sau o placa de presare cu dinti inelari sunt folosite de
obicei la debitarea tablelor groase mari.
Datorita interstitiului mic dintre poanson si matrita sarcina la marginea cutitului este
foarte mare si trebuie alese oteluri speciale. Pentru o decupare corespunzatoare marimea
interstitiului este foarte importanta. Marimea interstitului depinde de toleranta solicitata, de
rezistenta foii de tabla si de grosimea foii. Un intersttiu mic necesita cresterea sarcinilor de lucru
ale sculelor deoarece fortele de frecare cresc considerabil. In aceste procese apare si o uzura mai
rapida a matritei, dar se obtin piese de calitate mai buna.
Un interstitiu prea larg provoaca eforturi mari de rupere, iar aceste eforturi conduc la
uzura prematura a sculelor si la aparitia unor bavuri mari. Cresterea interstitiului reduce
eforturile de taiere si calitatea pieselor. Un interstitiu mai mare necesita o mai buna tenacitate a
sculei.
Pentru fabricarea acestor scule, pe lânga otelurile standard, in aceste situatii se folosesc
oteluri obtinute prin metalurgia pulberilor sau oteluri rapide. [1]
17.2.Tipuri de uzura
Nomenclatorul general al tipurilor de uzura difera in literatura. Tipuri de uzura
recunoscute ca fiind fundamentale si majore sunt uzura adeziva, uzura abraziva, uzura oboseala
si uzura corosiva/reactie chimica prin frecare [2, 3]. Au fost introduse sub-tipuri de uzura, si, in
cazul unui posibil fenomen de uzura, clasificarea in patru tipuri pare a fi destul de limitat,
mentionând o mare varietate de cauze diferite de uzura in realitate.
Conform manualului ASM [4], uzura poate fi dupa clasificata dupa cum urmeaza:
1) deteriorarea unei suprafete solide, care implica, in general, pierderea progresiva de
material, care se datoreaza miscarii relative intre aceasta suprafata si o substanta de contact sau
substante;
2) pierderea progresiva a substantei de pe suprafata de lucru a unui corp apare ca urmare
a miscarii relative la suprafata.
In prima definitie, suprafata materialului poate fi deplasata, dar nu si indepartata.
In a doua definitie, este necesar ca substanta sa fie indepartata pentru a fi considerata
uzura. Deteriorarea suprafetei este mentionata ca "o suprafata solida rezultata din contactul
mecanic cu alte corpuri, suprafete sau suprafete in miscare relativa si care implica deplasarea sau
indepartarea materialului" [4].
Clasificarile uzuale de uzura abraziva, includ urmatoarele sub-tipuri [5]:
• abraziune craituire (cioplitura) (eliminarea unor volume mari de materiale pe eveniment
de pe suprafata de uzura),
• abraziune macinare de mare stres (de exemplu, particulele abrazive este zdrobite in
timpul actiunii de uzura),
• abraziune zgarieturi stres redus (de exemplu, particula abraziva ramâne intacta asa cum
se misca liber pe suprafata de uzura),
• eroziune (zgarieturi-stres scazut),
• eroziune-coroziune (abraziune zgârierea de stres scazut - intr-un mediu coroziv).
Potrivit Manualului ASM [4], uzura abraziva/abraziunea se produce prin:
1) deplasarea intre doua suprafete a particulelor dure si/sau cu proeminente dure;
2) deplasarea particulelor dure cu proeminente dure fortate sa se deplaseze de-a lungul
unei suprafete ;
Regimurile de lucru la matritare [8] difera in functie de specificul deformarii; totusi, ca
elemente comune oricarui fel de matritare la cald sunt urmatoarele patru caracteristici:
1) Deformarea are loc prin presare sau lovire, dezvoltând in scule forte care cresc de la
zero pâna la valori de 200 daN/mm2 [9]
2)Matritele se incalzesc superficial in contract cu materialul supus forjarii, care cedeaza
caldura prin conductibilitate. In timpul forjarii au loc variatii alternative de temperatura la
suprafata matritei de ordinul a 80...150oC la matritele mici si la marimi egale cu 0,5 – 0,6 din
temperatura de forjare la piese mari si complicate datorita cresterii coeficientului de
conductibilitate termica λ, sub influenta fortelor de deformare apar tensiuni interne, favorizate de
configuratia locasului si tipul racirii, care pot depasi rezistenta la oboseala a materialului
In perioada trecerii materialului incalzit la temperatura de deformare de la domeniul
adeziv la cel de frecare se produc puternice solicitari de alunecare la suprafata activa a matritei,
care au tendinta de provocare a fisurilor superficiale perpendiculare pe directia de solicitare.
Toti acesti factori care actioneaza cumulat, depinzând totusi de variabilele procesului de
matritare, conditioneaza in toate cazurile proprietatile care se impun unui material pentru
matritare, conditioneaza in toate cazurile proprietatile care se impun unui material pentru matrite.
Fata de aceste conditii de exploatare, materialele pentru matritele de forjare la cald trebuie
sa asigure urmatoarele proprietati:
- tenacitate ridicata, limita de curgere suficient de inalta, rezistenta la soc si la
compresiune; valori de minimum 30% pentru gâtuirea la rupere si 8% pentru alungire se
considera acoperitoare pentru prevenirea ruperilor fragile ale matritelor;
- sa prezinte rezistenta inalta la temperaturi normale si inalte, sensibilitate la variatiile de
temperatura, buna rezistenta la oboseala termica si conductivitate termica ridicata;
- valoarea punctelor critice de transformare sa fie suficient de ridicata pentru a nu permite
transformari superficiale ale austenitei care dau loc la contractii, tensionând astfel considerabil
suprafata gravurii, in intervalul temperaturilor de lucru;
- rezistenta mare la uzura la cald, asociata cu o buna calibilitate, in scopul obtinerii unei
duritati superficiale bune, insotita de omogenitate structurata in toata masa matritei;
-rezistenta mare la oxidare superficiala in contact cu semifabricatul cald, in scopul pastrarii
preciziei dimensionale;
- posibilitate de aschiere in limite tehnologice economice;
- tratament termic simplu, insensibilitate la fisurare la aceasta operatie, calibilitate mare si
contractie minima;
- pret de cost cât mai scazut.
Datele cunoscute asupra materialelor utilizate in forjele mari precum si experienta practica
au indicat ca cele mai potrivite aliaje pentru a satisface acest complex de proprietati sunt oteluri
de scule aliate, prin efectul cumulat al elementelor de aliere si al tratamentelor termice judicios
aplicate [10].
17.3. Otelurile convenționale pentru scule de lucru la rece
Otelurile conventionale cel mai des folosite in prezent de marii producatori de scule sunt
C120, OSC 10, Rp5. Aceste oteluri sunt elaborate prin turnare, deformate plastic si prelucrate
mecanic pâna la obtinerea formei finale a sculelor. Sunt utilizate si superaliaje baza Ni si Co
precum si oteluri speciale elaborate prin topire si turnare in vid urmata de retopire cu arc in vid,
apoi deformate plastic si prelucrate mecanic.
Prezentam pe scurt punctele tari si punctele slabe ale proceselor de fabricatie a otelurilor de
scule conventionale si a aliajelor speciale in comparatie cu cele ale otelurilor PM (Powdwer
Metallurgy) si ale materialelor FGM/FGCM.
Elaborarea oţelurilor conventionale prin topire/retopire in vid cu arc electric (Vacuum
Arc Remelting-VAR) sau prin retopire electrica sub zgura electro-slag remelting-ESR) asigura
nivele diferite de puritate, uneori in limite largi. Dupa solidificare lingourile sunt forjate pe prese
si ciocane. Dupa forjare, carburile metalice primare sau secundare sunt dispuse la limitele
grauntilor sau in clustere ce au dimensiuni de 25-75 μm si reduc dramatic rezilienta. Incluziunile
nemetalice au dimensiuni de 15-40 μm si influenţeaza dramatic ductilitatea. De asemenea,
structura aciculara, marimea de graunte şi benzile de segregaţii ale elementelor de aliere sunt
considerate factori de influenta negativa a proprietatilor otelurilor.
Studiile lui Roberts şi Norstrom au demonstrat ca forma aciculara a carburilor este
rezultatul structurii bainitice existente inainte de recoacere, respectiv ca benzile de segregaţii ale
principalelor elemente de aliere Cr, Mo, V, nu conduc neaparat la scaderea ductilitaţii dupa
tratamentul termic. Daca carburile se intrepatrund cu aceste benzi, pot afecta rezilienţa şi
ductilitatea.
Superaliajele sunt o clasa speciala de materiale utilizate pentru fabricarea sculelor
(matriţe, dornuri, poansone) pentru lucru la cald/rece, supuse la uzura abraziva intensa si
oboseala termica. Aceste superaliaje poseda rezistenţa ridicata la temperatura de revenire. Ca şi
oţelurile maraging, superaliajele pentru lucru la cald se durifica prin precipitarea unor compuşi
intermetalici de tip Ni3Al.
Superaliajele cu baza fier - Din aceasta categorie de materiale fac parte oţelurile de
matriţe H 46 sau Inconel 706 şi conţin peste 12% Cr. Deşi conţinutul de molibden şi wolfram
este redus, aceste superaliaje au o rezistenţa ridicata la temperaturi inalte. Din categoria acestor
materiale mai fac parte şi oţelurile austenitice cu conţinut ridicat de crom şi nichel, oţeluri ce pot
fi utilizate pentru matriţe care, in timpul lucrului, se incalzesc pâna la cca. 600ºC.
Superaliaje nichel – fier - Acest grup de aliaje conţine 24 … 27% Ni, 10 ... 15% Cr şi 50
60% fier insoţit de cantitaţi reduse de molibden, titan şi vanadiu. Conţinutul de carbon al acestor
aliaje este mai redus, 1%. Superaliaje cu baza nichel - Aceste aliaje, practic, nu conţin fier. Ni
reprezinta o fracţie de 50 ... 80%, Cr 20% şi cantitaţi reduse de molibden, aluminiu, wolfram,
cobalt şi columbiu. In cazul superaliajelor cu baza nichel, WASPALLOY, UDIMET 500 şi
INCONEL 718, proprietatile de ductilitate, rezilienta, duritate, si limita de curgere depind intr-o
masura mai redusa de temperatura. Aceste materiale se durifica prin imbatrânire şi pot fi utilizate
pâna la temperaturi de incalzire a matriţelor de 1100ºC.
17.3.1 Otelul OSC 10
Compozitia chimica a otelului OSC 10 este prezntata in tabelul de mai jos.
C
Mn
Si
S P S+P Cr Ni Cu
maximum
0,95-1,04 0,15-0,35 0,15-0,35 0,025 0,030 0,050 0,20 0,25 0,25
Duritatea otelului OSC 10 este max. 197 HB.
Tratamente termice
Marca Temp de calire
[oC]
Mediu de
calire
Duritate
specifica
HRC min
Grosimea stratului
[mm]
OSC10, 760-790 apa 62 2...4
Otelul OSC 10 se utilizeaza pentru executia sculelor care nu sunt supuse la lovituri
puternice si bruste, care necesita oarecare tenacitate si au taisuri ascutite: filiere, burghie pentru
roci dure, bacuri pentru falci, , matrite pentru monede, scule pentru fabricare suruburilor si acelor
scule pentru extrudare; scule pentru aschiat metale moi, inele de tras, inele de ambutisare,
dornuri, cutite pentru taiat cauciuc, calibre de forme simple, fierastraie mecanice, dalti pentru
ciocane pneumatice, etc.
17.3.2. Otelul C120
Otelul C120 are compozitia din tabelul de mai jos si este un otel aliat pentru scule de
deformare la rece si scule pneumatice.
C Mn Si Smax. Pmax. Cr Ni Mo W V
1,80-2,20 0,15-0,45 0,15-0,35 0,025 0,030 11,0-13,0 max. 0,35 - - -
Caracteristici mecanice si tratament termic
Marca Forjare
sau
laminare oC
Recoacere de
inmuiere
Calire Revenire
oC Duritatea
HB max.
oC Racire Duritate
HRC min
oC Duritate
HRC
C 120 1050-850 810-840 260 930-960
550-580
Ulei, aer, 60 210-230
420-440
60-63
54-58
Scule nedeformabile si rezistente la uzura care nu lucreaza cu socuri sau lovituri puternice
ca: matrite poansoane, dornuri de tragere, scule de laminare la rece si forjare la cald, calibre,
scule de extrudare.
Datorita preturilor desosebit de ridicate, utilizarea superaliajelor in industrie este totusi
limitata. In comparatie cu industria siderurgica conventionala, utilizarea tehnologiilor
Metalurgiei Pulberilor prezinta o atractie speciala pentru industrie. Tehnologiile MP sunt in
general atractive datorita cresterii calitatii omogenitatii si cresterii proprietatilor mecanice,
cuplate cu un cost atractiv, productivitate ridicata, un consum redus de energie, materii prime si
absenta poluarii mediului.
Oteluri elaborate cu tehnologia metalurgiei pulberilor M390, K390, S390, S690, M4 si
RWL34 (otel RALLOY).
Caracteristici chimice si mecanice a acestor oteluri conform cataloagelor firmelor
producatoare de oteluri prin metalurgia pulberilor.
17.4.Oteluri Powder Metallurgy
17.4.1 Otelul PM M390
Firma BÖHLER produce oteluri pentru executie matrite injectie mase plastice (tip M) prin
trei tehnologii de elaborare dupa cum urmeaza:
a) Calitatea EXTRA – Elaborare conventionala cu EAF la care se adauga un tratament
termic special de micsorare a segregarii si marire a omogenitatii;
b) Calitatea ISOPLAST – Numita tehnologia ESR, aceste oteluri sunt retopite cu electrod
sub strat de zgura, rezultatul fiind o mare omogenitate cu sporirea tenacitatii, rezistentei la uzura
si a prelucrabilitatii;
c) Calitatea MICROCLEAN – Aceste oteluri sunt elaborate cu tehnologia pulberilor
metalurgice, obtinându-se o structura cu proprietati izotrope, fara segregatii intr-un proces care
are loc la temperaturi si presiuni inalte. Otelul M390 – este doar in varianta microclean si nu are
echivalente dupa normele internationale.
Compozitie chimica (%):
C Si Mn Cr Mo Ni V Altele
1.90 0.70 0.30 20.00 1.00 - 4.00 W=0,60
Otelul PM M390 este obtinut din pulberi de otel, din care motiv are cu proprietati
exceptionale. Este utilizat pentru prelucrarea maselor plastice deoarece prezinta rezistenta la
coroziune ridicata si rezistenta la uzura deosebita. Are o capacitate de lustruire foarte buna din
care cauza reprezinta solutia optima pentru matritele pentru mase plastice de inalta performanta,
Este utilizat in mai ales la prelucrarea maselor plastice foarte abrazive si corozive la seriile
de productie mari.
17.4.2 Otelul PM K390
Otelul K390-microclean este un otel pentru scule prelucrari la rece si este produs de firma
BÖHLER. Acest otel nu are echivalente dupa normele internationale.
C Si Mn Cr Mo Ni V W Co
2,45 0,55 - 4,15 3.15 - 9.00 1.00 2.00
Otelul PM.K390 este obtinut din pulbere de otel. Are rezistenta la uzura foarte mare, o
tenacitate deosebita si se utilizeaza pentru executia sculelor de inalta performanta pentru taiere
(matrite si poansoane), scule pentru stantare si de taiere table subtiri, scule de prelucrare a
lemnului, scule pentru bare si sarma calibrata prin tragere, scule pentru ambutisare, scule pentru
taierea de table subtiri, scule de presare pentru industria ceramica si farmaceutica, laminare la
rece pentru caje de laminor cu mai multi cilindri, cilindru de extrudare pentru mase plastice,
unelte de aschiere pentru prelucrarea metalului, matrite de mase plastice.
17.4.3. Otelul PM S390
Otelul PM S390 – microclean este un otel rapid produs de firma BÖHLER si nu are
echivalente dupa normele internationale.
C Cr Mo V W Co
1.6 4.8 2 5 11 8
17.4.4.Otelul PM S690
Otelul PM S690 – microclean este un otel rapid produs de firma BÖHLER
C Cr Mo V W Co
1.3 4.3 4.9 4.1 5.9 -
Otelurile de tip S390-microclean si S690-microclean sunt elaborate cu tehnologia
pulberilor metalurgice, obtinându-se o structura cu proprietati izotrope, fara segregatii intr-un
proces care are loc la temperaturi si presiuni inalte.
Otelurile PM S390-microclean si PM S690-microclean sunt obtinute prin tehnologia
metalurgiei pulberilor si se folosesc pentru executia sculelor de aschiere de inalta performanta
pentru prelucrarea metalelor neferoase precum sunt aliajele pe baza de nichel si titaniu.
Datorita omogenitatii unice aceste oteluri au performante maxime in cazul sculelor ce
necesita rezistenta ridicata la presiune si o foarte buna rezistenta la uzura adeziva si abraziva ca
in cazul taierii fine a unor materiale foarte dure.
17.5.Oteluri rapide Powder Metallurgy
Otelul PM DM4 face parte din categoria otelurilor obtinute prin metalugia pulberilor de
firma Dörrenberg Edelstahl. Acest otel are o structura cu carburi fine uniform distribuitesi este
caracterizat de rezistenta la compresiune ridicata, tenacitate excelenta, rezistenta la uzuraa si
stabilitate termica ridicata. Volumul/cantitatea de carburi continuta de otelul PM DM4 este mai
mare, decat in cazul otelului PMD 23. Compozitia chimica a otelui PM DM4 este urmatoarea:
C Cr Mo W V
1,35 4,2 4,5 5,8 4,00
Otelul PMD M4 este revenit de minimum trei ori cu 540-560oC. Valorile de referinta
pentru duritate dupa revenire de trei ori in functie de temperatura de incalzire in vederea calirii
sunt prezentate in tabelul de mai jos.
Duritatea dupa trei reveniri
Temperatura de
revenire
Temperatura de austenitizare
1120oC 1160
oC 1200
oC
65,0 HRc 65,0 HRc 65,0 HRc
540oC 64,0 HRc 64,5 HRc 65,0 HRc
550oC 63,0 HRc 64,0 HRc 65,0 HRc
560oC 62,0 HRc 63,5 HRc 64,5 HRc
580oC 61,0 HRc 62,0 HRc 63,0 HRc
590oC 59,0 HRc 60,0 HRc 62,0 HRc
17.6.Microstructura otelurilor conventionale si otelurilor PM
Otelul RWL 34 (RALLOY) este un oţel special pentru scule de taiere şi alte instrumente
taietoare.Otelul RWL-34, este un oţel inoxidabil, cu structura foarte fina Fig.14.3, obţinut prin
tehnologia PM. Otelul RWL 34, are duritate ridicata si rezistenţa buna la coroziune.
Fig.17.6.1. Microstructuri comparative
otel convetional (stanga) ;otel PM/RWL-34 structura fina
Otelul RWL 34 este procesat din pulberi de otel inoxidabil martensitic solidificate rapid ,
cu un continut de crom de minimum 13% cu adaos de molibdem si vanadiu pentru rezistenta la
coroziune si duritate. Acest aliaj poate fi luat in considerare pentru o gama larga de aplicatii
pentru una sau mai multe dintre urmatoarele proprietatile importante: duritate mare dupa calire si
revenire, rezistenta la coroziune, usurinta de slefuire si lustruire.
Aliajul reprezinta o combinatie excelenta atât de rezistenta la coroziune si cât si duritate.
Analiza microstructurii prin LOM (Light Optical Microscope/ Metallography) și in
corelație cu acestea proprietațile mecanice actuale ale (CMR);
Otelurile aliate convetionale pentru scule contin o serie de elemente de aliere care
imbunatatesc unele proprietati ale otelurilor carbon de scule. Astfel W, Cr, Mo, sunt elemente
carburigene care maresc duritatea, rezistenta la uzura si termostabilitatea.Vanadiul finiseaza
structura si mareste tenacitatea; Elemetele de aliere Cr, Mn, Si, Mo maresc calibilitatea; Mo
inlatura fragilitatea la revenire a otelurilor cu Cr si Ni.
Otel C 120 turnat -700x
Oțelul conventional C120 (STAS 3611-80) bogat
aliat cu crom face parte din categoria otelurilor
ledeburitice si este destinat confecționarii sculelor
de deformare la rece (matrițe, poansoane, dornuri,
etc.). Acest oțel contine 2%C și 12% Cr. In stare
turnata și la racire relativ rapida structura acestui
oțel conține o rețea de eutectic (amestec mecanic de
austenita aliata și carburi (Fe, Cr)3C, (Cr, Fe)7C3
pe fond austenitic Cromul dizolvat in austenita,
micșoreaza solubilitatea carbonului (deplaseaza
punctul E din diagrama Fe-C spre stânga) așa incât
acest oțel cu 2% C va cristaliza ca o fonta
hipoeutectica alba. Racirea rapida menține
stabilitatea austenitei la temperatura ambianta.
Otel C 120 turnat și recopt -700x
La racire lenta sau daca otelul turnat este
recopt transformarea eutectoida a austenitei
este lenta. Structura conține o rețea de
ledeburita (perlita sorbitica și carburi) pe fond
perlitic
Otel C 120 forjat și recopt -700x
Prin forjare eutecticul se farâmiteaza si dupa
recoacere de inmuiere la 830oC structura telului
contine perlita fina si carburi uniform distribuite In
aceasta stare otelul este prelucrabil prin aschiere -
HBmax=200.
Oțel C 120 forjat și calit -700x
Pentru a se asigura rezistenta la uzura oțelul C120
se supune in final calirii la 950oC in ulei urmata de
revenire joasa la 430oC cu o puternica durificare
secundara (58HRC). Structura este formata din
martensita de revenire aliata și carburi complexe
grosolane si neuniform distribuite.
`17.7.Determinarea rezistentei la uzura cu ultrasunete
Au fost selectate doua oteluri de scule disponibile comercial: DIN 1.2379 echivalent cu
otelul AISI D2 si un otel de scule rapid. Otelul DIN 1.2379 are o structura ledeburitica cu carburi
primare formate in timpul solidificarii prin reactia eutectica γ + M7C3 [17]. In otelul rapid sunt
prezente doua tipuri de carburi primare, un tip este M7C3 dar prezinta un continut de vanadiu si
wolfram mai mare decât carburile din otelul DIN 1.2379.
Al doilea tip de carburi din microstructura otelului rapid sunt carburile de tip MC bogate in
vanadiu carburi cu duritate si tenacitate superoare celorlalte tipuri da carburi. Carburile din otelul
DIN 1.2379 au forme alungite si sunt dispersate in matrice sub forma de benzi dispuse pe
lungime in directia de forjare. In acelasi timp, carburile primare din otelul rapid sunt mai
echiaxiale si distribuite omogen in matrice [13].
Pentru determinarea rezistentei la uzura prin metoda cu ultrasunete s-au prelevat din tagle
forjate epruvete prismatice cu dimensiuni de 50 x 8 x 6 mm. Epruvetele au fost tratate termic
prin calire in ulei si revenire la o duritate de 60-61 HRC. Pentru caracterizarea proprietatilor
mecanice si arezistentei la uzura s-a utilizat testul la indoire in trei puncte
Suprafata expusa la efortul de indoire a fost macinata și lustruita, iar marginile au fost
rotunjite pentru a se evita efectele de concentrare de tensiuni. Testele au fost efectuate intr-o
masina universala de incercari la temperatura camerei.
Doi senzori cu ultrasunete AE au fost atasati la ambele capete ale probelor. Semnalele
senzorilor AE au fost inregistrate si analizate cu ajutorul analizorului Vallen Systeme Gmbh
AMSY5. In timpul masuratorilor, au fost aplicate filtre digitale de 95-850 kHz, Fig.14.2
Fig.17.7.1 Schema standului experimental.
Pentru fiecare tip de otel de scule, au fost efectuate mai multe incercari de indoire mai
intâi la ruperea probei pentru a defini tipul modelului de semnal AE in cazul ruperii complete.
Pentru caracterizarea proprietatilor celor doua oteluri incarcarea cu eforturi a epruvetelor
a fost de cca 70% din rezistenta la rupere a otelurilor testate dupa care a fost intrerupta la
modificari semnificative ale semnalelor AE.
Zona I: in zona I situata in stanga primei linii verticale punctate din cele doua
nomograme indica ca semnalele AE sunt aproape absente. Motivul este faptul ca otelul DIN
1.2379 este in zona deformarii elastice si atat matricea cat si carburile nu s-au deformat elastic.
Fig 17.7.2.. Corelatia dintre efortul aplicat si intensitatea semnalului acustic
inregistrat in cazul otelului DIN 1.2379(stanga) si otelul rapid (dreapta)
Cu alte cuvinte, absenta semnalelor AE inregistrate sub forma punceleor rosii poate fi
asociata cu o comportare liniara a materialului. Detectarea câtorva semnale izolate AE ar putea fi
probabil cauza unor ruperi a unor carburi .Zona II: in aceaste zone apar primele semnale AE. In
cazul otelului DIN 1.2379 acestea incep de la aproximativ 11s iar in cazul otelului rapid la 27s.
Aceste semnale au corespuns la tensiuni de 640 MPa in cazul otelului DIN 1.2379 si 1700 MPa
in cazul otelului rapid. Semnalele cresc brusc treptat in intensitate si in numar. In aceasta etapa,
mai multe carburi rupte pot fi identificate in microstructurile celor doua oteluri Fig. 17.7.3 si
Fig 17.7.4
Fig 17.7.3. Otel DIN 1.2379 -evolutia numarului de fisuri in carburi si a zonelor
de deformare palstica ca efect al cresterii tensiunii de incarcare
Fig 17.7.4. Otelul rapid –evolutia numarului de fisuri in carburi si a zonelor
de deformare plastica ca efect al cresterii tensiunii de incarcare
Zona 3: desi semnale acustice inregistrate scad in matrice se acumuleaza tensiuni datorita
cresterii tensiunii exterioare si se constata ca un numar mare de carburi urmeaza sa se rupa iar
zonele deformate plastic se extind si se observa fisuri in matrice, asa cum se prezinta in
Fig.17.7.5.
Fig.17.7.5. Ruperea carburilor si initierea fisurilor in matrice
la tensiuni de 2100 MPa pentru otelul DIN 1.2379 si 2800MPa pentru otelul rapid
Experimentul a evidentiat faptul ca in cazul otelului DIN 1.2379 nivelul de tensiuni la
care carburile incep sa se rupa este de 640 MPa. Acest nivel este de aproximativ 20% din
rezistenta la rupere specifica acestui otel .In cazul otelului rapid, semnalele care au pus in
evidenta ruperea carburilor apare din 1700 MPa, ceea ce corespunde la aproximativ 45% din
rezistenta la rupere a acestui otel .
Aceste rezultate pot fi explicate prin tenacitatea la rupere mai mica a carburilor primare
din otelul DIN 1.2379 prin forma alungita a acestora precum si dispunerii in benzi a acestora,
fapt care favorizeaza cresterea tensiunilor locale.
Analiza lungimii undelor acustice a identificat doua tipuri de semnale AE: un semnal de
frecventa inalta pentru ruptura si un tip de semnal continuu de frecventa inferiora pentru
deformarea elastica/plastica a matricei.
Nivelul de stres, la care carburile s-au rupt, au fost determinate si confirmate prin
inspecții microstructurale.
O clasificare a otelurilor de scule pentru lucru la rece din punct de vedere al rezistentei la
uzura si al tenacitatii este prezentata in nomograma din Fig. 17.7.6. Influenta cantitatii de carburi
si marimea acestora asupra tenacitatii este indicata in Fig 17.7.7.
Fig.17.7.6:Tenacitatea, rezistenta la uzura si duritatea
otelurilor pentru scule la rece
Fig.17.7.7:Corelatia dintre tenacitate-cantitatea de carburi (stanga)
si tenacitate marimea carburilor (dreapta)
18.Expertiza tehnica a (CMR) din Grupele A si B
Activitatile de expertiza tehnica privind caracterizarea microstructurii si in corelatie cu
acesta caracterizarea proprietatilor de rezistenta la uzura a otelurilor conventionale si carburilor
metalice sinterizate a vizat (CMR) din Tabelul nr.15.1
Aparatura utilizata pentru realizarea expertizelor tehnice a fost urmatoarea: analizor
SPECTROLAB M10 pentru determinarea analizei chimice spectrale, microscoape optice
NEOPHOT 21 pentru analizele metalografice, durimetru universal WOLPERT pentru
determinarea duritaţii,din dotarea SC IMA-METAV SA Bucuresti standul pentru determinarea
rezistentei la uzura prin metoda pin-on-disc din dotarea laboratorului LAMET din cadrul
facultatii de Mecanica din cadrul Universitatii Politehnica din Bucuresti, si standul de testare la
uzura din cadru SC IMA-METAV SA Bucuresti, utilizat pentru testarea rezistentaei la uzura a
placuteelor de frana de la calea de rulare a avioanelor utilitare.Fig.18.1
Fig. 18.1 Stand de testare la uzura a placutelor de frana de la
avioanele utilira
Tabelul nr.18.1 Componenete Mecanice Reprezentative (CMR) expertizate
CMR 4 Matrita pentru
extrudare la rece piulita
injector auto; Otel: Rp3
CMR 6 Matrita pentru
extrudare la rece duza
pompa de injective auto;
Otel C120
CMR 8 Matrite montate in blocul de stantare
pentru stantare succesiva tole din table siliciosa
Otel P/M marca K390
CMR 5. Poanson pentru
extrudare la rece piulita
injector auto; Otel: Rp3
CMR 7 Poanson pentru
extrudare la rece duza
pompa de injective auto;
Otel C120
Proba/esantion otel P/M marca K390
Analize chice spectrale, analize metalografice
Compozitia chimica a otelurilor matritelor si poansoanelor utilizate in procesele de
fabricatie la SC IMA-METAV SA Bucuresti si SC HIDROJET SA Breaza a fost determinate
prin analize chimice spectrale si conform raportului/buletinului de analiza chimice spectral
nr.624/30.10.2014 a fost:
- otel carbon de scule OSC1:C=0,96%; Si=0,29%; Mn=0,39;
-otel inalt aliat de scule C120: C=2,30%, Si=0,30%;Mn=0,45%;Ni=0,37%,
Cr=11,44%;W=0,65%
-otel inalt aliat de scule 155MoVCr115, similar cu otelul AISI D2 : C=1,83%;Ni=0,25%;
Cr=10,66%; Mo-060%; V=0,78 %
Compozita chimica a mostreleor de oteluri P/M puse la dispozitie de reprezentanta firmei
Bohler -Uddeholm in Romania, compozitie chimica consemnata in raportului/buletinului nr
623/22.10.2014, emis de laboratorul de analize chimice spectrale este prezentata in Tabelul nr
18.2.
Tabelul nr 18.2. Compozitia chimica a otelurilor P/M [%]
In Figura 18.2 se prezinta microstructurile otelurilor conventionale de scule pentru lucru
la rece W 1.2080/X210Cr12 (Standard Germania)/C120/205Cr115 standard EN ISO 4957 in
stare imbunatatita si microstrucurile otelurilor P/M de scule S 390, M390 si K390 in stare de
tratament termic de calire+3 reveniri realizate de Laboratorul metalografic din cadrul SC IMA-
METAV SA Bucuresti
Micrografiile evidentiaza diferentele dintre dimensiunile carburilor de crom si
particulelor de ledeburita ambii constituenti de dimensiuni grosolane, unii mai mari de 50 µm,
cazul otelului ledeburitic C120 si carburile fine uniform distribuite in matricea martensitica a
otelurilor PM de scule S 390, M390 si K390, stare de tratament termic de calire+3 reveniri.
a) b) c) d)
Fig. 18.2 Microstructura otelurilor de scule pentru lucru la rece
a).C 120/205; b) M390; c) S390; d) K 390
Proprietatile de rezistenta la uzura ale otelurilor de mai sus au fost caracterizate prin
metoda pin-on disc, pe un stand de testare din dotarea laboratorului LAMET din cadrul UPB-
Otel P/M C Ni Cr Mo V W
S390 1.72 0.27 4.57 1,90 4,94 10,29
M390 2,10 0.23 20.58 1,00 0,63 0,5
K390 2,82 0.19 4,08 3,64 10,16 0,85
Facultatea de Mecanica. Conditiile de testare au fost identice pentru cele patru oteluri. Aprecirea
gradului de uzura s-a facut prin determinari gravimetrice ale discurilor inainte si dupa testare.
b) c) d)
Fig 18.3 Gradul de uzura al otelurilor la testul de uzura pin-on -disc
a).C 120/205; b) M390; c) S390; d) K 390
Pierderile de masa determinate pe o balanta gravimetrica de precizie la a patra zecimala
au fost de 0,0400 g, pentru otelul C120, respectiv 0,0181 g , 0,0133 g, 0,0061 g.pentru otelurile
P/M marcile M390g, S390 si K390. Testul a evidentiat rezistenta la uzura mai mare de 1,5 ori
pana la 5 ori a otelurilor P/M comparativ cu otelul conventional C 120 confirmand faptul ca
puritatea, uniformitatea compozitiei chimice, uniformitatea si mai ales finetea carburilor metalice
in cazurile analizate (5-12 µm) confera otelurilor de scule procesate din pulberi metalice inalt
aliate proprietati de rezistenta la uzura net superioare otelurilor conventionale de scule.
Expertiza tehnica a vizat deasemenea analiza microstructurii, a proprietatilor mecanice si
a rezistentei la uzura a componentei mecanice Placuta de frana de la sistemul de rulare al
avioanelor utilitare. Aceste placute sunt procesate din material compozit cu matrice feroasa –
feritica, ranforsata cu particule abrazive de silice. In Figura 18.4 se prezinta matricea feritica de
culoare alba in care sunt dispersate particule de silice de culoare inchisa.
X 50 x100
Fig. 18.4 Microstructura placutei de frana din MMCs sinterizat
Dimensiunile epruvetelor prelevate din placuta de frana au fost de 10x10x5 mm; Figura
18.5.
a) b)
Fig 18.5 Placuta de frana-a)epruveta inainte ; b)dupa testarea rezistentei la uzura
Duritatea in stare sinterizata a celor doua materiale compozite testate a fost de 68,5 HBW
si 69 HBW si conditiile de testare identice. Uzura epruvetelor a fost determinata prin masurare
inaltimii si a fost de 0,080 mm in cazul materialelor compozite cu o repartie mai uniforma a
particulelor de silice in matricea feroasa si de 0,091 mm in cazul materialelor composite cu
clustere/aglomerari de particule de silice, ceea ce confirma ca si in cazul otelurilor ca uniformitea
distributiei constituentilor duri in matrice influenteaza favorabil rezistenta la uzura.
19. Expertiza tehnica a (CMR) din grupa C
Componetele Mecanice Reprezenative (CMR) din grupa C preconizate sa fie executate
din materiale FGM/FGCM sunt electrozii pentru electroeroziunea matritelor / contactoare
electrice si/sau intrerupatoare de curenti de inalt tensiune, bucse si elemente de asamblare
rezistente la coroziune apei marine si scule pentru prelucraea lemnului execuate actualmente din
carburi metalice sinterizate sau oteluri rapide. Electrozilor pentru electroeroziune le sunt
specifice procesele de uzura eroziva generate de descarcarile arcului electric . Uzura eroziva este
considerata in literartura de specialitate ca o forma particulara de uzura abraziva. Asadar
eroziunea (CMR) procesate actualemnte din cupru monolitic, este un proces de pierdere
progresiva de material sub actiunea arcului electric care topeste si smulge mici particule de pe
suprafata respectiva. Din cauza definiţiei foarte largi, tribologii folosesc alţi termeni alaturi de
cel de eroziune pentru a specifica mecanismul de eroziune: eroziune de cavitaţie, eroziune sub jet
de particule solide, eroziune prin şoc de presiune etc.Toate aceste tipuri de uzura se intâlnesc in
cazul electrozilor de cupru pentru electroeroziune, contactoarelor/intrerupatoarelor de curenti de
inalta tensiune.
Literatura tehnica de specialitate demonstreaza faptul ca prin alegerea optima a proportiei
volumice de cupru caruia i se valorifica proprietatile de conductivitate electrica si termica si
proportia volumica de wolfram, carbura de wolfram, carbura de titan, nichel carora le sunt
valorificate temperaturile inalte de topire, rezistenta la uzura eroziva creste considerabil in
conditiile unor productivitati si consumuiri de energie competitive. Rezistenta la uzura a
electrozilor si contactoarelor electrice de inalta tensiune Figura 19.1., depinde atat de proportia
volumica a wolframului Figura 19.2 a cat si de marimea acestora Figura 19.2 b
Firme precum AMPCO METAL –SUA sau PLANSEE- Elvetia dezvolta o adevarata
industrie a materialelor compozite in sistem Cu-W caracterizate prin urmatoarele proprietati:
-.excelenta rezistenta la arc electric;
-.excelenta conductivitate electrica si foarte buna conductivitate electrica;
-.rezistenta mecanica si buna prelucrabilitate;
-.coeficient redus de dilatare termica;
Proprietatile fizice, electrice si mecanice ale acestor materiale sunt in corelatie cu
procentele masice de Cu si W din mixul compozit se situeaza intre urmatoatele valori
-.densitate relativa: 14,5=15,7 g/cm3;
-.duritate: 72-104 HRB; rezistenta la compresiune: 250-350 MPa
-.conductivitate electrica: 17-21 m/Ωm
Fig.19.1..Contactoare electrice de inalta tensiune
material MMCs, in sistem Cu-W./14/
a) b)
Fig. 19.2 Uzura eroziva a contactoarelor electrice functie de
a) volumul de wolfram; b) dimensiunile particulelor de wolfram
Materialele VFG –Very Fine Graded, VFG 10, VFG 20 si VFG 30 din Figura 16.1.3 si
Figura 16.1.4 sunt procesate din pulberi de wolfram si pulberi de cupru in proportie de 10-30
%. Operatiile t cele mai importante ale procesului tehnologic sunt: mixarea pulberilor,
compactarea mecanica si sinterizarea.
Fig. 19.3 Materiale compozite la firmei PLANSEE-Elvetia
in sistem Cu-W: a) 15 % Cu;b) 20 Cu /14/
a) b)
Fig 19.4 Materiale compozite Cu-W:
a) compozit VFG 20; b) compozit VFG 30./14/
In cadrul proiectului ComGrad, materialele MMCs in sistem compozit Cu-W , ranforsare
in intreg volumul for fi procesate din materiale FGCM astfel incat se va genera o arhitectura
spatiala gradului de ranforsare cu wolfram cu efecte importante asupra costului actual al
materialelor composite Cu-W.
Coroziunea si uzura prin coroziune sunt ca si uzura abraziva procese care afecteaza
dramatic pierderile de materiale metalice. Conform NACE (National Association of Corrosion
Engineers) costurile pierderilor de materiale metalice, datorita coroziunii au fost in 2006 in SUA
de 430 milioane $ ceea ce reprezinta 3,5 % din GDP (General Domestic Product) .
Coroziunea este in esenta un proces electrochimic de degradare si/sau indepartarea de la
suprafata metalului a unor atomi datorita reactiilor chimice de oxidare, sulfizare etc. Severitatea
uzurii prin coroziune este determinata de cinetica reactiilor chimice care depind esential de
temperatura si concentratia mediului in elemente chimice corozive. Materialele cu rezistenta la
coroziune sunt: otelurile inoxidabile (Fe-Ni-C-Cr), superaliajele cu baza nichel Inconel (Ni-Cr-
Fe), Incoloy (Ni-Cr-Mo) si Hastelloy (Ni-Cr-Mo-Fe-W-Co). Principalele etape ale distrugerii
(CMR) prin uzura coroziva sunt: initierea ciupiturilor, evolutia/tranzitia de la ciupituri la fisuri
scurte, tranzitia de la fisura scurta la fisurile lungi, unirea fisurilor, distrugerea dramatica a piesei.
In Figura 16.5 se prezinta evolutia procesului de coroziune a otelului naval E36.
Microstructura otelului este formata din ferita si perlita. Ferita este o faza omogena de solutie
solida in Fe α (CVC) , motiv pentru care este mai rezistenta la coroziune decat perlita un
constituent metalografic eterogen (amestec mecanic de ferita si cementita), astfel incat actiunea
coroziva se manifesta cu preponderenta in zonele eterogene ale perlitei.
Fig. 19.5 Evolutia procesului de coroziune in mediu
coroziv 3,5 % NaCl a otelui E36
Unul dintre cele mai rezistente materiale la coroziune atat la coroziune uscata in aer,
cat la coroziunea in apa marina este bronzul AlNiCu: ~ 4% Ni. In Figura 16.2.2 se prezinta
morfologia pulberilor de bronz CuNiAl.
a) X 100 b) x500
Fig. 19.6. Morfologia pulberilor de bronz CuNiAl:
particule cu forme rotunde si alungite
Aplicatiile industriale ale bronzurilor CuNiAl sunt multiple: componenete ale transmisiei
trenului de aterizare a avioanelor, componente ale sistemului de antrenare a elicelor navale de la
ambarcatiunile de agrement, elicele ambarcatiunilor navele de agreement, scaune de supape,
matrite si cochile pentru turnarea aluminiului si aliajelor de aluminiu. Pulberile de bronz CuNiAl
vor fi procesate atat ca material FGM in sistemul deCuNiAl –pulberi de fier, cat si ca material
compozit FGCM ranforsat cu particule de carbura de wolfram sau TiC pentru fabricarea
matritelor si cochilelor de turnare a aliajelor de aluminiu.
20. Proiectare procese de procesare componente din FGM/FGCM
Operatiile tehnologice specifice proceselor tehnologice practicate in metalurgia pulberilor
sunt:
- compactarea mecanica
- compactarea mecanica la semical
- compactarea izistatica la rece si la cald
- sinterizarea
-represare/defroamrea plastica
-tratamente termice in volum
-tratamente termochimice specifice ingineriei suprafetelor
20.1.Compactarea mecanica si izostatica
Compactarea (presarea) pulberilor metalice, functie de directia in care se aplica forta, se
clasifica in:
- compactare dintr-o singura directie;
- compactare din doua directii opuse;
- compactare din trei directii;compactare izostatica
Compactare dintr-o singura directie determina variatia densitatii relative, functie de
dimensiunile preformei, ca in Figura 20.1.1.
Fig.20.1.1. Distributia densitatii relative, in sectiune, functie de inaltimea preformei
– pulbere de fier compactata cu 750 MPa, dintr-o singura directie
Din Figura 20.1.1, se observa ca valorile maxime ale densitatii relative se obtin in
imediata apropiere a suprafetei de contact dintre poanson şi preforma.
In cazul preformelor cu raportul L/D=2, densitatea relativa este minima la partea inferiora
şi are valori mai apropiate de densitarea relativa maxima in cazul preformelor cu raportul
L/D=0,25.(poz.E)
Inaltimea preformelor influenteaza gradul de distributie a densitatii relative, valorile
minime ale densitatii relative Inregistrându-se la partea inferioara a preformelor.
Compactarea preformelor din doua directii opuse determina distributia densitatii
relative, in Figura 20.1.2.
Fig. 20.1.2. Distributia densitatii relative, In sectiune, functie de Inaltimea preformei –
pulbere de fier compactata cu 750 MPa, din doua directii opuse
In acest caz, distributia densitatii relative pe inaltimea preformei este simetrica fata de
jumatatea inaltimii. Diferentele minime de distributie a densitatii relative se inregistreaza, de
asemenea, pentru preformele cu raportul L/D=0,25.
In Figura 20.1.3 se prezinta variatia densitatii relative in sectiunea unor preforme
prevazute cu amprente (orificii nepatrunse).
Fig20.1.3. Distributia densitatii relative, in sectiune, functie de inaltimea
preformei, in cazul compactarii pulberii de fier:
A – adâncimea amprentei, s=1/2 h; B – adâncimea amprentei, s=1/4 h; C – distributia densitatii
relative In sectiune pentru un singur poason In cazul s=1/2 h; D – distributia densitatii relative
In sectiune pentru un singur poanson In cazul s=1/4 h; E – distributia densitatii relative In cazul
mai multor poansoane pentru s=1/4 h;
Variatia distributiei densitatii relative pe sectiune (zona mai Inchisa, reprezinta valorile
mai ridicate ale densitatii relative) este mai accentuata In cazul amprentei A - adâncime s=1/2 h,
decât In cazul amprentei B - adâncime s=1/4 h.
In Figura20.1.4 este prezentata variatia densitatii relative in cazul compactarii peformei
din doua directii opuse cu poansoane cu suprafata convexa.
Fig. 20.1.4. Distributia densitatii relative in sectiunea unei
preforme comprimata din doua directii opuse şicu suprafete convexe:
A – stadiul initial, P = 0;B – stadiul intermediar, C – comprimare
Din Figura 20.1.4, rezulta ca distributia densitatii relative este neuniforma pe sectiunea
preformei şi are valori maxime in zona centrala a acesteia.
Valorile densitaţii relative şi ale rezistenţei la crud in cazul preformelor din pulberi
Ancorsteel 85HP, Ancorsteel 150HP, Ancorsteel 2000 şi Ancorsteel 4600V, funcţie de presiunea
de compactare, sunt prezentate in Figura 20.1.5.
Fig.20.1.5.Densitatea relativa si rezistenta
la crud functie de presiunea de compactare
Compactarea izostatica la rece (COLD ISOSTATIC PRESSURE) permite realizarea unor
preforme complexe caracterizate prin uniformitatea densitaţii relative in intregul volum.
Pentru preformarea pulberilor metalice, presiunea izostatica are valori mai mari de 150
MPa (1500 kgf/cm2) – Figura 20.1.6
Fig.20.1.6 Valorile presiunii izostatice utilizate la realizarea preformelor,
funcţie de materialul pulberilor
Avantajele compactarii izostatice sunt:
-densitate uniforma şi, in consecinţa, tensiuni interne reduse, respectiv eliminarea
cvasipartiala a cauzelor care determina aparitia fisurilor;
-rezistenţa ridicata la crud care asigura o buna manevrabilitate şi prelucrare;
-proces economic, chiar şi in cazul preformelor mari;
-cost redus al sculelor, datorita utilizarii formelor din elestomeri;
-flexibilitate maxima a programului de producţie, deoarece permite compactarea
simultana a mai multor dimensiuni şi forme, indiferent de marimea şi de complexitatea acestora;
-elimina forţele de frecare dintre pulbere, matriţa şi poanson, specifice compactarii
mecanice.
Compactarea izostatica la rece se poate realiza in doua variante:
-compactare CIP cu „sac umed” - mediul de transmitere a presiunii – apa sau ulei,
exercita presiunea izostatica pe pereţii formei (anvelopei) de cauciuc sau elestomer in care in
prealabil a fost introdusa pulberea – Figura 20.1.7.a
-compactare CIP cu „sac uscat”presiunea izostatica este exercitata, de pereţii de cauciuc
ai presei asupra pulberii compactata in prealabil la o presiune mai redusa. Figura 20.1.7.b.
a) b)
Fig. 20.1.7. Principiul compactarii CIP cu "sac umed"; a)
Principiul compactarii CIP cu "sac uscat"b)
Contenorul este subansamblul cel mai important şi complex din componenţa
dispozitivelor de procesare izostatica.
Funcţie de soluţiile constructive, contenoarele se clasifica in urmatoarele tipuri:
- cu un singur strat - contenor monobloc;
- contenor cu inele fretate;
- cu infaşurare din banda de inalta rezistenţa sau sârma;
- cu suport hidrostatic propiu;
- cu suport exterior.
Contenorul monobloc
Contenorul monobloc este cel mai simplu contenor din punct de vedere al execuţiei.
Acest tip de contenor poate funcţiona in regim de siguranţa pâna la o presiune egala cu jumatatea
limitei de fluaj al materialului din care a fost executat.
Marimea raportului diametrelor Dext./Dint. > 3, practic nu determina creşterea presiunii
hidrostatice admisibile de lucru.
Varianta de fabricare monobloc a contenoarelor mari (diametrul interior de peste 40 mm
şi destinate presiunilor de 1.000 MPa) se foloseşte mai puţin, deoarece contenorul trebuie
fabricat din oţel de inalta rezistenţa, iar proprietaţile structurale şi mecanice ale intregului
semifabricat se pot asigura şi garanta foarte greu.
Pentru asigurarea securitaţii, pe contenorul monobloc se monteaza un bandaj de
protecţie. Practica fabricaţiei şi exploatarii contenoarelor monobloc cu dimensiuni mici - cu
diametrul de 20 ... 30 mm, demonstreaza ca este posibila funcţionarea acestora la presiuni de
pâna la 3.000 ... 4.000 MPa. Materialele utilizate pentru fabricarea acestui tip de contenor, sunt
oţelurile din standardul GOST 45 HNVA, 45 HNMFA, 45 HNVFA, 40 HNMA, tratate termic -
imbunataţite, la 32 ... 42 HRC.
Contenorul cu inele fretate
Contenorul cu mai multe inele fretate lucreaza la presiuni hidrostatice similare cu cele la
care lucreaza contenorul monobloc. Acest tip de contenor se proiecteaza şi se executa in funcţie
de presiunea izostatica de lucru necesara şi au dimensiuni interioare intre 40 şi 100 mm.
La un diametru interior al contenorului de 50 ... 100 mm şi pentru o presiune de lucru
pâna 2.000 ... 2.500 MPa, se utilizeaza contenorul cu 3 inele fretate. Fretarea inelului interior şi a
celorlalte inele se executa cu conicitatea 1:100 sau 1:50. Acesta conicitate permite sa se
inlocuiasca inelul interior in cazul avariilor. Avarierea inelului interior este posibila datorita
griparii poansonului sau matriţei, respectiv din cauza zgârieturilor şi uzurii.
Contenoarele construite din inele fretate se asambleaza prin incalzirea inelelor de
"primire" in succesiunea din interior spre exterior - Fig. 17.1.8.
Fig. 20.1.8. Schema fretarii contenorului in mai multe straturi
Inelele care "primesc" alte inele se incalzesc cu 20 ... 300C sub temperatura lor de
revenire, cu o viteza de 30 ... 500C/h, in cuptor electric preincalzit la 300 ... 350
0C.
Pentru a asigura o funcţionare sigura a acestui tip de contenor, se impun, in special in
cazul fabricarii inelului interior, anumite condiţii privind semifabricatele şi tratamentul termic.
Semifabricatele forjate pentru inelul interior trebuie sa fie retopite electric sub zgura, sa aiba o
structura omogena fara incluziuni nemetalice şi alte defecte.
Pentru fabricarea inelului interior, se recomanda utilizarea oţelului 4H5V2FS, EI958, iar
pentru celelalte inele, oţelurile 5HNV, 4HNM, 34HN3M.
De asemenea, pentru evitarea unor eventuale defecte ale inelelor, se recomanda ca dupa
prelucrarea lor mecanica finala, sa se efectueze controale nedistructive - spectroscopic, magnetic.
Contenorul cu infaşurare din banda de inalta rezistenţa sau sârma
Aceasta varianta constructiva este mai economica, in comparaţie cu contenorul
monobloc, deoarece acest contenor constructiv este mai sigur in exploatare, are o masa mai mica
pentru diametre interioare similare şi, ce este mai important, permite atingerea unor presiuni
hidrostatice de pâna la 4.000 MPa.
Contenorul cu infaşurare din banda de inalta rezistenţa sau sârma, prezentat in Figura
20.1.9 , are o bucşa interioara (2) din oţel de inalta rezistenţa, la capetele careia sunt montate prin
fretare discurile (1) pentru limitarea la capete a benzii infaşurarii (3).
Fig. 20.1.9. Contenorul cu infaşurare din banda de inalta rezistenţa sau sarma
Capetele benzii (sârmei) se fixeaza prin diferite procedee pe bucşa şi disc. In funcţie de
dimensiunea containerului şi specificului producţiei, infaşurarea se executa la strung, cu
dispozitiv de intindere al benzii sau cu un utilaj specializat.
Poansonul şi sistemele de etanşare mobila la poanson
Pentru fabricarea poansoanelor care lucreaza la presiuni de pâna la 3000 MPa, se
utilizeaza oţelurile R18, EI 958, tratate termic - imbunataţite la 57 ... 60 HRC. Raportul lungime
/diametru, in cazul poansoanelor care lucreza la presiuni de pâna la 1500 MPa, are valori de 5 ...
5,5 şi max. 4,5 pentru presiuni hidrostatice de 2500 MPa.
Suprafaţa de sprijin a poansonului se executa sferic, in scopul autocentrarii poansonului
in timpul lucrului, daca presa pe care se monteaza dispozitivul de compactare izostatica este cu
cadru in forma de "C".
Pentru etanşarea poansonului, pe pereţii interiori ai camerei de presiune inalta se
utilizeaza sisteme de garnituri de etanşare. Poansonul impreuna cu sistemul de etanşare mobila la
poanson (garniturile) sunt prezentate in Figura 17.1.10.
Fig. 17.1.10. Poansone si sisteme de etanşare
20.2. Sinterizarea
Sinterizarea preformelor crude determină consolidarea acestora. Caracteristicile mecanice
ale preformelor sinterizate sunt influenţate de temperatura de sinterizare, durate sinterizării şi
presiunea de compactare.
În Figura 20.2.1 este prezentată influenţa temperaturii de sinterizare asupra densităţii,
rezistenţei la rupere şi a durităţii Brinelle pentru preforme din pulbere de fier.
Fig.202.1. Variaţia proprietăţilor mecanice, funcţie de temperatura de sinterizare,
în cazul unor preforme din pulbere de fier
Se constată că în intervalul 400 ... 8500C valorile caracteristicilor mecanice cresc, iar în
intervalul 850 ... 10000C valorile acestora scad, pentru ca după acestă temperatură să se
înregistreze în continuare o creştere a valorilor. Scăderea valorilor caracteristicilor mecanice în
intervalul 850 ... 10000Cse explică prin schimbarea poziţiei atomilor în reţea, în acest interval de
temperatură având loc transformările Feα – cub cu volum centrat, Å = 2,90 în Feγ – cub cu feţe
centrate, Å = 3,64, (peste 9000C)
Efectul duratei de sinterizare asupra densităţii relative, rezistenţei la rupere şi alungirii în
cazul unor preforme de fier, este prezentat în Figura 20.2.2.
Fig. 20.2.2. Variaţia proprietăţilor mecanice, funcţie de durata de sinterizare,
în cazul unor preforme din pulbere de fier
Din diagramă rezultă că duratele de sinterizare mai mari de 4 ore nu mai influenţează
caracteristicile mecanice ale pulberilor de fier sinterizate, ceea ce nu justifică mărirea duratei de
sinterizare.
In Figura 20.2.3. sunt prezentate relaţiile dintre densitatea relativă a preformelor
sinterizate, presiunea de compactare şi temperatura de sinterizare.
Fig. 20.2.3. Variaţia densităţii preformelor sinterizate din pulbere de fier, funcţie de
temperatura de sinterizare şi presiunea de compactare (1 tsi = 15 MPa)
Din figură rezultă că la temperaturi de peste 10000C creşterea presiunii de compactare şi a
temperaturii de sinterizare determină creşterea densităţii relative a preformelor sinterizate
20.3 Represarea/deformarea plastica a preformelor sinterizate
Este unanim acceptat, ca urmare a numeroaselor studii, si a practicii industriale
faptul că compactarea şi/sau deformarea plastică prin matriţare a preformelor sinterizate au
ca efect reducerea sau chiar anularea porozităţii.
Procedeul este atractiv şi aplicat pe scară industrială deoarece, în comparaţie cu
turnarea sau prelucrările mecanice, determină proprietăţi mecanice similare materialelor
laminate în condiţiile eliminării unui mare număr de operaţii de fabricaţie, creşterii
apreciabile a coeficientului de utilizare a materialului metalic, reducerea consumurilor
energetice asociate, creşterea productivităţii, a preciziei dimensionale şi a calităţii
suprafeţei pieselor.
Pentru realizarea unei densităţi maxime, ca urmare a represarii/deformării plastice,
trebuie avute în vedere următoarele aspecte:
- pulberile poroase (fier spongios) necesită forţe mai mari de presare decât pulberile
atomizate pentru realizarea aceluiaşi grad de compactare;
- configuraţia preformei este o condiţie esenţială atât pentru obţinerea proprietăţilor
mecanice cât şi pentru realizarea geometriei piesei matriţate;
- densitatea preformei sinterizate este importantă, deoarece preformele cu o
densitate relativă mai mare necesită o forţă de compactare mai mică decât preformele cu
densitate mai mică în condiţiile unei densităţi finale similare;
- temperatura de matriţare este un factor mai complex decât în cazul matriţării
clasice, deoarece influenţează suscetibilitatea la oxidare, capacitatea de deformare, structura
metalului deformat plastic şi comportarea incluziunilor nemetalice în procesul deformării
platice; temperaturile uzuale de matriţare se situează în intervalul 800 ... 11000C.
-la încălzirea preformelor în vederea deformării plastice, reacţiile de oxidare şi
decarburare sunt mai intense datorită suprafeţei mai mari a porozităţii, respectiv a
materialului aflat în contact cu atmosfera cuptorului.
-la deformarea plastică prin matriţare a preformelor sinterizate, presiunea necesară
deformării este relativ joasă şi creşte progresiv cu creşterea densităţii materialului. Forma
şi dimensiunile preformelor sinterizate minimizează curgerea materialului, astfel că
procesul predominant este compactarea. Curgerea mai redusă a materialului influenţează
pozitiv durabilitatea matriţei.
-preformele sinterizate, destinate deformării plastice, trebuie realizate din pulberi
prealiate cu o granulaţie mai mare deoarece conţinutul de oxid raportat la masa totală a pulberii
este mai mic iar o porozitate mai ridicată se elimină mai eficient prin deformare plastică.
-avantajul utilizării pulberilor prealiate pentru procesarea preformelor destinate
deformării plastice constă în faptul că elementele de aliere care influenţează proprietăţile
mecanice - molibdenul, nichelul, manganul, sunt distribuite omogen în particulele de
pulbere de bază.
-la stabilirea formei geometrice a preformelor se au în vedere următoarele aspecte:
-configuraţia piesei după matriţare – influenţează geometria preformei prin aceea că
forma acesteia trebuie să asigure o curgere minimă a materialului pe pereţii matriţei, astfel
încât frecarea şi uzura matriţei să fie minime;
-geometria prefomei - trebuie să asigure o distribuţie optimă a materialului în
matriţă pentru evitarea deformării prin curgere;
-gradul de deformare prin curgere – influenţează distribuţia densităţii în volumul
piesei care la rândul ei influenţează caracteristicile mecanice ale acesteia;
-tipul matriţării condiţionează masa preformei care trebuie menţinută în limite
foarte strânse în cazul matriţării de precizie şi mai puţin precise în cazul matriţării cu
bavură.
Deformarea pulberilor de otel in timpul compactarii este similara cu deformarea
plastică la rece a materialelor metalice deoarece la numite presiuni particulele de pulbere se
deformeaza in conditiile respectarii legii constantei volumului , lege specifica otelurilor
monolitice.Deformarea particulelor de pulbere este însoţită de ecruisarea acestora, datorită
blocării dislocaţiilor pe planele de alunecare, respectiv formării de noi dislocaţii. Creşterea
densităţii de dislocaţii este funcţie de gradul de deformare suferit de material şi determină
reducerea indiciilor de deformabilitate, respectiv determină mărirea rezistenţei la rupere a
materialului respectiv.
Procesul de deformare plastică la rece este însoţit de alungirea grăunţilor cristalini
pe direcţia de curgere, de sfărâmarea sau alungirea incluziunilor şi/sau segregaţiilor
microstructurale şi dispunerea acestora în şiruri sau linii alungite care conduc la apariţia
fibrajului, respectiv la creşterea proprietăţilor mecanice atât pe direcţie lonitudinală cât şi
transversală.
În cazul materialelor specifice metalurgiei pulberilor deformate plastic, simultan cu
efectele menţionate mai sus, în primul stadiu al deformării (etapa de compactare) se
produce închiderea porilor şi continuă prin alungirea acestora până la închiderea completă
în etapa de curgere.
Reducerea porozităţii determină creşterea densităţii relative care influenţează
proprietăţile de rezistenţă la oboseală.
Stuctura fibroasă a unui metal deformat plastic la rece se deosebeşte de structura
fibroasă a unui metal deformat plastic la cald. În primul caz fibrele reprezintă grăunţii
cristalini puternic alungiţi în direcţia de deformare iar în cazul al doilea fibrele reprezintă
alungirea şi dispunerea în şiruri a impurităţilor, incluziunilor sau segregaţiilor. Grăunţii
cristalini în cazul deformării plastice la cald suferă modificări ale dimensiunilor prin
divizarea lor în grăunţi cristalini cu dimensiuni mai mici. Grăunţii cristalini rezultaţi după
deformarea plastică la cald sunt nedeformaţi deoarece se formează procesele de
recristalizare.
Procesele de încălzire ale materialelor ecruisate prin deformarea plastică la rece
sunt însoţite de restaurare, recristalizare şi creşterea grăunţilor cristalini.
Prin încălzirea la temperaturi mai mici de 0,3 ... 0,4 Ttopire, în structura materialelor
deformate plastic la rece se produc transformări în structura fină care constau în difuzia
defectelor punctuale, anihilarea unor vacanţe, etc, respectiv anularea unor dislocaţii de
semn opus aflate pe acelaşi plan de alunecare.
Micşorarea concentraţiei în defecte punctuale şi a densităţii în dislocaţii este
însoţită de micşorarea tensiunilor de ordinul II şi foarte puţin tensiunile de ordinul III.
Procesele de încălzire a materialelor ecruisate la temperaturi mai mari de 0,3 ... 0,4
Ttopire sunt însoţite de germinarea de noi grăunţi cristalini şi creşterea acestora.
Germenii noilor cristale apar la limitele grăunţilor sau în regiunile puternic
deformate din interiorul cristalelor. Cristalele noi cresc pe seama grăunţilor deformaţi.
Noua generaţie de grăunţi cristalini formată, se deosebeşte de structura grăunţilor
deformaţi prin aceea că aceşti grăunţi conţin mult mai puţine imperfecţiuni specifice
structurii fine.
Procesele de recristalizare sunt însoţite însă şi de deplasarea dislocaţiilor care
coraborată cu reducerea imperfecţiunilor specifice structurii fine contribuie la accelerarea
proceselor de difuzie a atomilor elementelor de aliere introduse în premix sau a atomilor de
carbon şi/sau azot specifice tratamentelor termochimice de carburare, nitrurare sau
nitrocarburare.
La deformarea plastică la cald materialul nu se durifică deoarece fenomenul de
ecruisare este eliminat ca urmare a recristalizării. Procesul este însoţit de compactarea
materialului prin sudarea porilor, fărămiţarea grăunţilor cristalini şi a fazelor fragile,
respectiv de distribuirea mai uniformă a impurităţilor şi segregaţiilor şi de formarea
structurii fibroase.
Deformarea plasstică la cald poate accelera viteza de difuzie a segregaţiilor care în
cazul oţelurilor P/M pot fi reprezentate de elementele de aliere introduse în premixul unor
pulberi feroase sau pulberi de oţel prealiate.
Aceste elemente de aliere sunt de cele mai multe ori cuprul, nichelul şi carbonul
sub formă de grafit.
Formarea structurii fibroase influenţează transformările care se produc la răcirea
materialului metalic - formarea structurii secundare, respectiv influenţează în cazul unor
viteze lente de răcire creşterea difuziei carbonului, cuprului, nichelului în austenită.
Creşterea difuziei carbonului în procesele de deformare plastică la cald, respectiv a
carbonului şi a azotului în procesele de carburare sau nitrurare, este determinată de
deplasarea (căţărarea) dislocaţiilor marginale pe direcţie perpendiculară pe planul de
alunecare, deplasare care se realizează prin transport de masă atomică.
Deformarea plastică a materialelor metalice este influenţată deasemenea, şi de
limitele dintre grăunţi, acestea influenţând gradul de ecruisare şi limita de curgere.
Dacă deformarea plastică se produce la temperaturi inferioare restaurării,
dislocaţiile nu pot trece dintr-un grăunte cristalin în altul şi acestea sunt blocate la limitele
dintre grăunţi. Generarea de noi dislocaţii se realizează prin activarea şi propagarea
surselor de dislocaţii din grăunţii cristalini orientaţi mai puţin favorabil, procese care se
realizează prin creşterea tensiunii necesară deformării plastice.
Matriţarea preformelor se face în matriţe închise, fară bavură. Matriţarea reprezintă
fie o represare (curgere laterală neânsemnată) sau deformare plastică cu o curgere laterală a
materialului până la umplerea cavităţii matriţei. Presarea materialului produce densificarea
acestuia, curgerea laterală presupunând atât densificarea materialului, cât şi deformarea sa.
În cazul materialelor poroase, în primul stadiu al presării este predominant
fenomenul de densificare, pentru ca apoi procesul de densificare şi deformare să se
desfăşoare concomitent.
Densitatea preformelor sinterizate influenţează ambele procese şi stabileşte măsura
în care un proces devine predominant în diferitele etape ale matriţării.
În cazul represării, valoarea gradului de deformare Hfinal/Hiniţial variază în limite
strânse, deoarece valoarea raportului este limitată şi determinată de densitatea preformei.
Matriţarea fără bavură presupune o densificare a materialului, urmată de curgerea
laterală a acestuia, pentru ca în ultimul stadiu al deformării curgerea să fie limitată de
pereţii laterali ai matriţei.
În cazul matriţării preformelor sinterizate, curgerea laterală a materialului prezintă
caracteristici specifice. Dacă în cazul matriţării clasice a oţelului laminat sau forjat
reducerea înălţimii semifabricatului duce la creşterea celorlalte dimensiuni în condiţiile
unui volum constant, în cazul materialului poros al preformelor sinterizate, concomitent cu
deformarea acestuia, are loc şi o reducere a volumului.
La începutul deformării preformei sinterizate curgerea materialului este
predominantă în direcţia mişcării poansonului, lăţirea preformei fiind mică.
Pe măsura creşterii densităţii, ponderea curgerii laterale creşte, astfel încât după o
reducere a înălţimii de cca.50% comportarea materialului este similară unui material compact.
S-a constatat că în punctul de trecere de la densitatea iniţială la densitatea
corespunzătoare unui grad de deformare de 50%, curgerea laterală se produce cu atât mai
uşor cu cât porozitatea preformei este mai ridicată.
Comportarea preformelor poroase de a se deforma, în primul stadiu în direcţia de
deformare, reprezintă un criteriu important ce trebuie avut în vedere pentru proiectarea
matriţelor în cazul matriţării fără bavură.
20.4 Tratamete termice
Tratamentele termice de durificare în masă ale oţelurilor P/M aplicate după
sinterizare, respectiv după procesarea prin deformare plastică prin matriţare, extrudare sau
forjare orbitală, vizează creşterea durităţii acestora, creştere posibilă prin producerea
transformării martensitice.
Prin controlul vitezei de răcire, transformarea martensitică poate fi "manipulată"
astfel încât cantitatea rezultată, respectiv cantităţile celorlalţi constituenţi rezultaţi să
asigure obţinerea proprietăţilor mecanice necesare.
Elementele de aliere - molibdenul, nichelul şi cuprul influenţează favorabil
capacitatea de călire (călibilitatea) oţelurilor P/M.
Cantitatea fiecărui element de aliere influenţează transformările de fază în stare
solidă a austenitei în martensită, respectiv influenţează viteza de răcire necesară
transformării martensitice.
Creşterea proprietăţilor de rezistenţă şi duritate a oţelurilor P/M este dependentă,
aşadar, de capacitatea de selecţionare şi alegere a acestora şi/sau a elementelor de aliere
introduse în premix dar şi de viteza de răcire care în cazul pieselor procesate din pulberi
metalice este influenţată de porozitate.
O cale grafică pentru analiza efectului elementelor de aliere asupra microstructurii
oţelurilor P/M după sinterizare, respectiv analiza transformărilor de fază în stare solidă în
cazul acestor materiale, este diagrama transformărilor izoterme, diagramă, care indică
începutul şi sfârşitul transformărilor de fază în stare solidă, respectiv corelaţia dintre viteza
de răcire şi temperatura de la care se obţine o anumită microstructură.
În Figura 20.4.1 sunt prezentate comparativ diagramele transformărilor izoterme în
cazul a două oţeluri P/M cu o compoziţie chimică similară, diferenţiate prin procentul
suplimentar de molibden 0,24%.
În Figura 20.4.1.b, aferentă oţelului P/M cu 0,24% molibden, se constată
deplasarea spre dreapta a curbelor de început şi sfârşit a transformărilor în stare solidă a
austenitei. Datorită deplasării spre dreapta a curbelor, timpul pentru începutul
transformărilor în stare solidă este mai mare, astfel că pentru producerea transformării
martensitice, este necesară o viteză mai mică de răcire.
a) b)
Fig.20.4.1. Diagrama transformărilor izoterme de faza in stare solida
Tem
pe
ratu
ra (
0 C)
Timpul, (secunde)
Tem
pe
ratu
ra (
0 C)
Timpul, (secunde)
Efecte similare au fost demonstrate şi pentru alte elemente de aliere - nichel, cupru,
mangan, crom, existente în compoziţia chimică a pulberilor de oţel prealiate sau introduse
în premix.
În Figura 20.4.2. este prezentată diagrama transformărilor izoterme a unui oţel
P/M, peste care s-au suprapus curbele de răcire corespunzătoare mai multor viteze de răcire
cuprinse în intervalul 100F/s (5
0C/s) şi 250
0F/s (125
0C/s).
Fig. 20.4.2. Curbele de răcire continuă suprapuse peste
diagrama transformărilor izoterme.
Din Figura 20.4.2. rezultă că pentru o viteză redusă de răcire 100F (5
0C)
microstructura va fi constituită din perlită grosolană şi respectiv perlită fină pentru o viteză
de răcire de 600F (30
0C). Viteza critică de răcire a materialului analizat în figura 10 pentru
care structura este integral martensitică este 2500F (125
0C). Vitezele mai reduse de răcire
determină conţinuturi diferite de perlită.
Proprietatea de călibilitate a oţelurilor P/M determină tipul microstructurii obţinute
în cazul diferitelor viteze de răcire, respectiv influenţează adâncimea şi distribuţia
durificării ca urmare a transformării martensitice.
Timpul de transformare, (s)
Tem
pe
ratu
ra (
0 C)
Tem
pe
ratu
ra (
0 F)
Începutul tansformării
austenitei în perlită Tansformarea completă a
austenitei în perlită Sfârşitul tansformării
austenitei în perlită
Diagrama izotermă
Curbe de răcire
Curbe de răcire
continue Perlită Martensită
Austenită în Martensită
Stuctura finală Martensită
Perlită
Este important de menţionat că proprietăţile mecanice ale oţelurilor P/M sunt
determinate de compoziţia chimică, microstructură dar şi de densitatea relativă -
caracteristică care influenţează într-o măsură importantă proprietăţile mecanice.
Mărirea densităţii oţelurilor P/M determină creşterea valorilor rezistenţei şi durităţii
şi într-o măsură foarte importantă creşterea rezistenţei la curgere, alungirii şi rezistenţei la
impact (rezilienţa).
Atingerea unui nivel ridicat de densitate nu presupune numai aplicarea unor
presiuni de compactare mari dar şi o compoziţie chimică adecvată. În acest sens, este
cunoscut faptul că oţelurile P/M prealiate cu molibden combină în mod deosebit
proprietăţile de călibilitate şi compresibilitate comparativ cu oţelurile P/M prealiate cu
nichel - caracterizate printr-o compresibilitate mai redusă şi deci o densitate relativă
corespunzător mai mică.
Călibilitatea oţelurilor P/M procesate prin sinterizare şi/sau deformare plastică ca şi
în cazul oţelurilor procesate trin turnare, forjare, prelucrări mecanice, este influenţată de
următorii factori:
- compoziţia chimică primară a aliajului;
- dimensiunile grăunţilor cristalini;
- omogenitatea distribuţiei elementelor de aliere;
- viteza de răcire.
Proprietăţile termice ale oţelurilor P/M şi viteza de răcire a acestora sunt influenţate
de porozitate
Măsurările valorilor conductivităţii termice ale oţelurilor P/M au condus la relaţia:
λm (1-ε) > λS > λm (1-2ε) (1)
unde: λS conductivitatea în stare sinterizată
λm conductivitatea termică a materialului fără pori
ε fracţia de porozitate
Călibilitatea oţelurilor P/M depinde de viteza de răcire, respectiv de cantitatea de
căldură eliminată la călire. Cantitatea de căldură este exprimată prin relaţia:
Q = G (1-ε) Cm ΔT (2)
unde: G (1-ε) masa oţelului sinterizat care are aceeaşi suprafaţă de
schimb de căldură cu a materialului fără pori cu aceeaşi formă şi valoare
Cm conductivitatea termică a materialului fără pori
Q/G ΔT cantitatea de căldură necesară pentru creşterea cu 10C a
temperaturii unităţii de volum
Rezultă că viteza de răcire a materialelor fără porozitate este mai mare decât a
matrialelor poroase, respectiv că viteza de răcire scade cu creşterea porozităţii.
21. Proiectare procese de procesare componente din FGM/FGCM grupa A
Responsabil (CO): Universiatea Politehnica din Bucuresti-Centrul de Cercatari pentru
Mecanica Aplicata-CCMA;
Au fost stabilite procesele tehnologice si parametrii tehnologici de procesare a CMR din
grupa A: semifabricate rotunde si profilate in sistem FGM/FGCM pentru aplicatii industrial cu
rezistenta la uzura, matrite si poansoane pentru deformarea plastica la rece a otelului, matrite
pentru stantare table silicioasa mai subtire de 2 mm
Operatiile tehnologice principale de procesare a CMR din grupa A sunt:
-mixare retetelor matricelor in amestecator biconic cu miscari spatiale de rotatie;
-precompactare mecanica la rece a fiecarui strat avand retete de mix gradate functional;
-presiunile de precompactare trebuie sa genezee densitati relative de 5,50-6,00 g/cm3;
-presiunea se stabileste pe baza curbei de compresibiliate a fiecarui mix
-incarcarea straturilor gradate functional in matrita
- compactare mecanica simultana a tuturor straturilor la presiuni de 600-800 MPa;
-sinterizare preformelor crude la temperaturi de sinterizare1150 0C/ 30 minute/
Endogaz/H2;
-tratamente termice finale de durificare in masa cau yrayamente termice specifice
ingineriei suprafetelor: niturare in pat fluidizat , nitrurare in plasma, oxinitrocarburare
22. Proiectare procese de procesare componente din FGM/FGCM grupa B
Au fost stabilite procesele tehnologice si parametrii tehnologici de procesare a CMR din
grupa B:
Matrite si poansoane pentru compacatare pulbei metalice, (2) placute de frana pentru trenul de
aterizare de la avioanele utilitare si placi de presiune executate acualmente din carbura metalica
sinterizata.
Rutele tehnologice de procesare a(CMR) din grupa B constau din : mixarea retelor
aferente straturilor gradate functional, compactarea mecanica la rece la presiuni cuprinse intre
400-800 MPa, sinterizare in atmosfera uscata de mix H2/ N2 cu un punct de roua de -25% 0C.
Temperatura si precizia temperaturii de sinterizare in cazul matricelor din pulberi de otel rapid
M2 va fi de 1240 0C +/- 2
0C.
Tratamente termice finale ale materialelor FGM/FGCM cu matrice din pulberi de otel
P/M, marcile D2 si M2 vor consta in :
- preincalzire: 840/860 0C;
- incalzire in vederea calirii: 1200 0C;
-revenire: 550 0C , sunt prevazute trei reveniri;duritate dupa tratamentele termice va fi de
65-66 HRC
23 Proiectare procese de procesare componente din FGM/FGCM grupa C
Au fost stabilite procesele tehnologice si parametrii tehnologici de procesare a CMR din
grupa C: elecrozi pentru electroeroziunea matritelor, contactoare/intrerupatoare in sistem
compozit Cu-W , bucse din material FGM in sistem bronz CuNiAl-Fe si scule pentru prelucarea
lemnlui din material FGCM executate actualmente din carburi metalice sinterizate.
Rutele tehnologice de procesare vor fi: mixarea retetelor aferente straturilor materialelor
FGM/FGCM, compactare individuala a straturilor la presiuni de 200-300 MPa la densitati
relative de 11-12 g/cm3, compactare simultata a tuturor straturilor la presiuni de 400-600 MPa la
densitati relative de 14,5-15,7 g/cm3, sinterizare in N2 vid sau gaz inert la temperaturi de
950/10000C .
24. Concluzii
Au fost indeplinite integral obiectivele Etapei I in baza carora rezulta urmatoarele
concluzii si rezultate de proiectare si procesare a FGM/FGCM:
1. Au fost stabilite bazele proiectarii FGM/FGCM si metodologia de proiectare care
consta in parcurgerea urmatoarelor etape:
1.1.Identificarea tipului de gradient functional din clasificatorul de gradiente
functionale, respectiv in functie de geometria piesei si repartitia mixurilor gradate functional pe
diferite directii;
1.2.Proiectarea retetelor straturilor materialelor FGM/FGCM;
1.3.Stabilirea procesului tehnologic in functie de directiile gradientului si sectiunile
piesei in directiile X,Y,Z;
1.4.Proiectarea CAD in 3D a piesei din material FGM/FGCM;
1.5.Proiectarea tehnologiilor de procesare;
1.6.Modelare prin metoda FEM proprietatilor;
1.7.Verificarea prin experimente active a rezultatelor simularilor si modelarilor;
1.8.Reproiectarea retetelor si definitivarea tehnologiilor;
1.9.Realizarea componentelor mecanice din materiale FGM/FGCM;
2. Au fost stabilite principiile de proiectare specifice materialelor cu gradient
functional FGM si anume:
2.1.Daca piesa este solicitata la uzura si la eforturi exterioare ridicate (tensiuni de
compresiune, indoire, socuri mecanice) se va utiliza o singura marca de pulbere pentru matrice
2.2 Pulberile de otel adoptate va fi exclusiv pulberi prealiate obtinute prin atomizare
astfel incat sa se genereze o unifomitate maxima a compozitiei chimice, aliata
2.3. Se interzice utilizarea pulberilor prealiate prin difuziune sau a matricelor hibride
2.4.Gradientele de duritate si tenacitate vor fi dezvoltate prin utilizarea a doua sau trei
straturi de matrice de pulberi de otel cu aceeasi compozitie chimica diferentiate prin aditia
masica de carbon si cupru.
2.5 Pentru dezvoltarea matricei aferenta suprafetelor solicitate la uzura, aditia de
carbon va fi de 1,20-1,50% C ; aditia de carbon in matricea care va reprezenta zona din
inaltimea totala a piesei care trebuie sa fie tenace, va fi de 0,40-0,60 %C; pentru o trecere
graduala de la duritatea de 60 HRC pentru suprafata solicitata la uzura,la duritatea de 30-40
HRC zona cu tenace a piesei se va utiliza si o matrice cu duritate intermediara,40-50 HRC, caz
in care aditia de carbon va fi de 0.80-1,00 % C;
2.6 Pentru piesele care sunt solicitate preponderent la uzura (placi de uzura, role de
ghidare, tripoda, cruce cardanica, piese de bindaj etc) si mai putin la compresiune sau indoire,
eforturi sub 600-800MPa, gradientul functional poate fi dezvoltat de pulberi de otel cu grade
diferite de aliere;gradul de aliere maxim va fi al pulberii matricei aferenta suprafetei solicitata
la uzura..
3.Au fost stabilite principiile de proiectare specifice materialelor cu gradient functional
FGCM si anume:
3.1. Dezvoltarea proprietatii de rezistentei la uzura a FGCM presupune dezvoltarea unui
strat compozit pulbere de otel ranforsata cu particule dure de TiC, Al2O3, WC sau SiC
3.2. Gradul de ranforsare volumica a matricei va fi de 20-30% vol din volumul de
pulbere de otel aliat utilizata pentru realizarea stratului respectiv; un grad mai mare de
ranforsare a matricei reduce dramatic proprietatile mecanice ale piesei;
3.3. Marimea optima a particulelor de ranforsare indiferent de natura acestora este de
10-20 μm;
3.4. Pentru reducerea porozitatii si cresterea legaturilor la interfata dintre matrice si
particulele de ranforsare sunt necesare represarea la cald si resinterizarea.
3. Au fost selectate pulberile de otel slab, mediu si inalt aliate si pulberile neferoase
pentru procesarea componentelor mecanice reprezentative selectate sa fie procesate in proiect
din materiale FGM/FGCM respectiv in functie de otelurile conventionale sau carburile
metalice sinterizate vizate sa fie inlociute prin materialele avansate dezvoltate in proiect
3.1 Datele analizate pentru selectarea pulberilor au fost compozitia chimica,
microstructura, proprietatile mecanice de rezistenta la rupere si curgere, rezistenta la impact,
rezistenta la oboseala si mai ales rezistenta la uzura abraziva.
3.2 Pulberile de otel selectate pentru dezvoltarea matricelor materialelor cu gradient
functional FGM destinate sa inlocuiasca otelurile carbon de scule pentru lucru la rece sunt
pulberile din clasa ANCORSTEEL (cinci marci de pulbere) fabricate in Romania la SC
HOEGANAES EUROPE DUCTIL SA Buzau.
3.3.Pulberile de otel inalt aliate selectate pentru dezvoltarea matricelor aferente
materialelor compozite cu gradient functional FGCM dezvoltate pentru inlocuirea otelurilor
conventionale inalt aliate si otelurilor rapide sunt pulberile A2, D2, M2 si M4 fabricate de firma
HOGANAS Suedia
4. Au fost analizate proprietatile de rezistenta la uzura aferente otelului conventional
C120 si rezistenta la uzura otelurilor procesate din pulberi de hotel inalt aliat M390; S390; K
390
4.1 Pentru determinarea rezistentei la uzura a otelului conventional C120 si a otelurilor
PM M390, S390, K390 s-a utilizat metoda pin-on disck;
4.2. Pierderile de masa determinate pe o balanta gravimetrica de precizie la a patra
zecimala au fost de 0,0400 g, pentru otelul C120, respectiv 0,0181 g , 0,0133 g, 0,0061 g.pentru
otelurile P/M marcile M390g, S390 si K390.
4.3. Testul a evidentiat rezistenta la uzura mai mare de 1,5 ori pana la 5 ori a otelurilor
P/M comparativ cu otelul conventional C 120 confirmand faptul ca puritatea, uniformitatea
compozitiei chimice, uniformitatea si mai ales finetea carburilor metalice in cazurile analizate
(5-12 µm) confera otelurilor de scule procesate din pulberi metalice inalt aliate proprietati de
rezistenta la uzura net superioare otelurilor conventionale de scule.
5. Au fost proiectate procesele tehnologice de procesare a materialelor FGM/FGCM.
5.1 Procese tehnologice pentru componenete mecanice reprezentative grupa A vor
presupune urmatoarele operatii tehnologice:
-mixare reteta matrice in amestecator biconic cu miscari spatiale de rotatie;
-precompactare mecanica la rece a fiecarui strat la presiuni de max 400MPA; presiunea
de precompactare trebuie sa genezee densitati relative de 5,50-6,00 g/cm3, respectiv densitati
care sa permita extragerea din matrita a comprimatului fara distrugerea integritatii acestuia
(presiunea se stabileste pe baza curbei de compresibiliate a fiecarui mix)
-inroducerea precomprimatelor in matrita in ordinea corecta si compactare mecanica
simultana a tuturor straturilor la presiuni de 600-800 MPa;
-sinterizare preformelor crude la temperaturi de sinterizare1150 0C/ 30 minute/
Endogaz/H2;
-tratamente termice finale de durificare in masa sau tratamente termice specifice
ingineriei suprafetelor: niturare in pat fluidizat , nitrurare in plasma, oxinitrocarburare;
5.2. Procese tehnologice pentru componenete mecanice reprezentative grupa B vor
presupune urmatoarele operatii tehnologice:
-mixarea individuala a retelor aferente straturilor gradate functional,
-compactarea mecanica la rece la presiuni cuprinse intre 400-800 MPa,
-sinterizare in atmosfera uscata de mix H2/ N2 cu un punct de roua de -25% 0C
-temperatura si precizia temperaturii de sinterizare in cazul matricelor din pulberi de
otel rapid M2 va fi de 1240 0C +/- 2
0C.
-tratamente termice finale ale materialelor FGM/FGCM cu matrice din pulberi de otel
P/M, marcile D2 si M2 vor consta in :preincalzire: 840/860 0C si incalzire in vederea calirii:
1200 0C;
-temperatura de revenire: 550 0C , sunt necesare trei reveniri;
5.2. Procese tehnologice pentru componente mecanice reprezentative grupa C vor
presupune urmatoarele operatii tehnologice:
-mixarea retetelor aferente straturilor materialelor FGM/FGCM,
-compactare individuala a straturilor la presiuni de 200-300 MPa la densitati relative de
11-12 g/cm3,
-compactare simultata a tuturor straturilor la presiuni de 400-600 MPa la densitati
relative de 14,5-15,7 g/cm3,
sinterizare in N2 vid sau gaz inert la temperaturi de 950/10000C .
25.Bibliografie
/1/ Mahmoud M. Nemat-Alla1 Powder Metaluurgical Fabrication and Microstructural
Investigation Of Aluminum/Steel FunctionallyGraded
Material; Materials science and Applications, 2011,2,
1708-1718
/2/ 4J.Y Hascoet, P. Muller Manufacturing of Complex PartsWith Continuous
Functionally Graded Materials;(FGM) Institut de
Recherche en Communications et Cybernetique de
Nantes; Aug. 2011
/3/5Isha Bharti, Nishu Gupta Novel Applications of Functionally Graded Materials.
IJM;Vol 1 2013
/4/ 8 L.A. Dobrzański , A. Kloc Effect of carbon concentration on structure and
properties of the gradient tool materials; Journal of
Achiements in Materials and Manufacturing
Engineering;Vol. 17. July-August 2006.
*** http://www.motorcyclemetal.com/gpage13.html
*** /2/Data Sheet DS Crucible DS 356 2/10 CPM 15V
*** www.crucible.com
/1/T. R. Jackson; H. Liu,
N.M. Patricalakis
Modeling and Designing Functionally Graded Material
Components for Fabrcation with Local Composition
Contro; Massachusetts Institute of Technologyl; Issued:
January 15, 1999
L.A. Dobrzański a,*, A. Kloc a, G. Matula a, J.
Domagała a, J.M. Torralba
Effect of carbon concentration on structureand
properties of the gradient tool materials
Journal of of Achievements in Materials and
Manufacturing Engineering; Vol 17 July-August 2006
B. Kieback a, A. Neubrand b,c,∗, H. Riedel c
Microstrucrura lunga
Processing techniques for functionally graded
materials; Materials Science and Engineering
A362 (2003) 81–105; www.sciencedirect.com
Gururaha Udupa Functionally Graded Composite materials:On overview
Procedia Materials Science 5 ( 2014 ) 1291 – 1299
Suresh.S; Mortensen N Fundamentals of Functionally Graded Material
IOM Communications, 1998.
L.A. Dobrzański, A. Kloc-Ptaszna*, M. Pawlyta, W.
Pakieła
Fabrication methods and heat treatment conditions
effect on structure and properties of the gradient
tool materials; Archives of Materials Science and
Engineering; Vol 56.Issue 1,July 2012
M. Yamanouchi, M. Koizumi, T. Hirai, and I.
Shiota,
“On the design of functionally gradient materials,”
in Proceedings of the 1st International Symposium
on Functionally Gradient Materials, pp. 5–10,
Sendai, Japan, 1990.
L.A. Dobrzañski a,*, A. Kloc-Ptaszna a, G. Matula
a, J.M. Torralba b
Structure and properties of the gradient tool
materials of unalloyed steel matrix reinforced with
HS6-5-2 high-speed steel; Archives of Materials
Science and Engineering; Volume 28 Issue 4 April
2007 Pages 197-202
M. S. EL-Wazery, A. R. EL-Desouky
Gradient de particule
A review on Functionally Graded Ceramic-Metal
Materials; Mater. Environ. Sci. 6 (5) (2015) 1369-
1376 El-wazery et al. ISSN : 2028-2508
Wei Pan, Jianghong Gong, Lianmeng Zhang,
Lidong Chen
Functionally Graded Materials VII. Materials
Science Forum);2003
John, J. Fulmer, Robert, J.Causton "Tensile, Impact and Fatigue Performance of New
Water Atomized Low - Alloy Powder - Ancorsteel
85 HP" - Powder Metallurgy Conference
Pittsburgh, Pennsylvania, 20-23 Mai 1995
James, W.B. "Fatigue Properties of Ferrous P/M Materials" -
Metalurgia Do Po Seminario, Associacao
Brasiliera de Metals, Sao Paulo, Brazil, 24 - 26
Oct. 1994
Howard, G. Ruty,Amie, H. Graham, Alan, B.
Dovada
"Sinter-Hardening P/M Steel", International
Conference of Powder Metallurgy & Particulate
Materials, 29 iunie - 2 iulie 1999 Chicago, SUA
Custon, R.J.,Fulmer, J.J. "Hardening of Low-Alloy Steel", Advances in
Powder Metallurgy MPIF Princeton, 2002
Kravic, A. F.,Pasquine, D. L. "Fatigue Properties of Sintered Nichel Steel" -
International Journal of Powder Metallurgy nr. 5,
1999
O'Brien, R.C. "Impact and Fatigue Characterization of Selected
Ferrous P/M Materials" - Progress in Powder
Metallurgy, 1997, vol. 43
O'Brien, R.C. "Fatigue properties of P/M Materials" - SAE
Congress Detroit, Michigan, 29 Februarie - 3
Martie 1998
Roger, D. Deherty
Alan, Lowley
"Effect of Porosity on The Harden ability of P/M
Steels", Conference of University Philadelphia, 12
- 14 august 1998
P. Lindskog "Controlling The Harden ability of Sintered
Steels", Powder Metallurgy, vol. 13, No. 26 1998
Semel, F. J. "Ancorloy Premixes + Binder + Treated Analog Of
The Diffusion Alloyed Steels", Advances in Powder
Metallurgy & Particulate Materials, Vol. 2, 1999
James, W. B. "High Performance Ferrous P/M Materials for
Automotive Applications", Metal Powder Report,
Vol. 46, 1999
Canstan, R. J. "Properties of Heat Treated P/M Alloy Steel",
Advances in Powder Metallurgy & Particulate
Materials, Vol. 4, 1998
Baron, M. C.,Chawla, N. "New High Performance P/M Alloys for Replacing
Ductile Cost Irons", Advances in Powder
Metallurgy & Particulate Materials, Vol. 4, 2000
Baron, M. C.,Hanejko, F. G.,Canstan, R. J. "New Higher Performance Materials", European
Congres of Powder Metallurgy, Munich, 2000
Hanejko, F. G.,Rowlings, A. J. "Opportunities for Conversion of Power Train
Components from Malleable / Ductile Cost Iron to
Powder Metallurgy", SAE Technical Paper, 2000
James, W. B. "High Performance Ferrous P/M Materials for
Automotive Applications", Metal Powder Report,
Vol. 46, 1999
Canstan, R. J. "Properties of Heat Treated P/M Alloy Steel",
Advances in Powder Metallurgy & Particulate
Materials, Vol. 4, 1998
Baron, M. C.
Chawla, N.
"New High Performance P/M Alloys for Replacing
Ductile Cost Irons", Advances in Powder
Metallurgy & Particulate Materials, Vol. 4, 2000
Baron, M. C.
Hanejko, F. G.
Canstan, R. J.
"New Higher Performance Materials", European
Congres of Powder Metallurgy, Munich, 2000
Hanejko, F. G.
Rowlings, A. J.
"Opportunities for Conversion of Power Train
Components from Malleable / Ductile Cost Iron to
Powder Metallurgy", SAE Technical Paper, 2000
James, W. B. "High Performance Ferrous P/M Materials for
Automotive Applications", Metal Powder Report,
Vol. 46, 1999
Canstan, R. J. "Properties of Heat Treated P/M Alloy Steel",
Advances in Powder Metallurgy & Particulate
Materials, Vol. 4, 1998