CURGEREA ALIAJELOR LICHIDE

Curgerea materialelor metalice

1. TOPIREA METALELOR I ALIAJELOR

Consideraii teoretice

Trecerea cristalelor n stare lichid este un fenomen complex, care necesit o interpretare unitar a proceselor care nsoesc topirea: nceperea procesului la o anumit temperatur, absorbia de cldur, variaia de volum. Aproape toate metalele i aliajele prezint o cretere a volumului la topire, cuprins ntre 3 i 6% ((VAl = + 6%, (VZn = + 4,2%, (VCu = + 4,15%, (VMg = + 4,1%, (VFe = + 3%, (VSn = + 2,3%). Excepie de la aceast regul fac stibiul, galiul, bismutul i germaniul ((VSb = - 0,95%, (VGa = - 3,2%, (VBi = - 3,35%, (VGe= - 0,50%) [1, 2].

La solidificare volumul se micoreaz datorit contraciei i determin apariia unor caviti (denumite retasuri, dac apar ca defecte).

Cele mai cunoscute teorii referitoare la procesul de topire sunt: teoria lui Frenkel, teoria Chalmers-Jackson, teoria echilibrului forelor de atracie i respingere.

Teoria lui Frenkel. Trecerea n stare lichid se explic pe baza teoriei atomilor dislocai i a vacanelor formate n cristal. Numrul acestora crete cu temperatura. La atingerea temperaturii de topire, numrul locurilor vacante nu depete 1% din numrul total al atomilor.

B. Chalmers i K. A. Jackson consider c topirea este un fenomen superficial care are loc la interfaa solid - lichid. Procesul de topire se desfoar atunci cnd numrul atomilor care pleac de la suprafaa cristalului este mai mare dect cel al atomilor care migreaz din faza lichid spre solid.

O alt interpretare teoretic se bazeaz pe luarea n considerare a echilibrului forelor de atracie (Fa) i de respingere (Fr), echilibru care se deplaseaz cu temperatura. Aceste fore joac un rol important n schimbarea strilor de agregare, prin superioritatea forelor de atracie n stare solid (Fa > Fr), egalitatea lor n stare lichid (Fa = Fr) i superioritatea forelor de respingere n stare gazoas (Fr > Fa).

Expresia forelor de respingere poate fi obinut plecnd de la ipoteza c presiunea unui gaz pe pereii vasului n care se afl nchis este determinat de acestea.

n principiu, se ia n considerare un mol de gaz de form cubic. Se noteaz cu n numrul de atomi de-a lungul unei muchii i cu ( distana medie dintre doi atomi. Ca urmare, numrul de atomi care se gsesc pe o suprafa a cubului este n2. Fora F exercitat de aceti atomi pe o suprafa lateral a a elementului de volum analizat are expresia:

, (1)

Aria suprafeei A se poate determina utiliznd relaia:

. (2)

Prin urmare, presiunea p exercitat de gaz va fi:

. (3)

Pe de alt parte, din ecuaia de stare a gazelor, presiunea este dat de relaia:

, (4)

n care: N este numrul lui Avogadro;

k - constanta lui Boltzmann.

Din egalitatea celor dou expresii ale presiunilor rezult:

. (5)

Prin urmare, fora de respingere este direct proporional cu temperatura. Se poate admite c fora de respingere Fr prezint aceeai lege de variaie i n domeniul temperaturilor mai joase, adic n starea lichid i solid a unui cristal. n concluzie, la nclzirea pentru topire cresc distanele dintre atomi, i deci Fa ( iar Fr(, ceea ce favorizeaz modificarea echilibrului dintre cele dou fore. Procesul de topire a metalelor i aliajelor este caracterizat de o serie de parametri, dintre care se pot aminti: punctul de topire, intervalul de topire, cldura specific n stare solid, cldura latent de topire i cldura specific n stare lichid [1].

Metalele pure i aliajele eutectice se topesc la temperatur constant. Singurul factor exterior variabil este presiunea (topire la presiunea atmosferic, topire n vid).

Temperatura de topire la presiunea atmosferic se numete i punct de topire.

Curbele de nclzire ale metalului pur i aliajului eutectic au o form asemntoare (fig. 1). n prezena unei surse exterioare de cldur, temperatura metalului pur A crete pn la atingerea punctului de topire. n continuare, temperatura rmne constant pn la topirea total a metalului. Cldura absorbit la topire nu servete la creterea temperaturii i reprezint cldura latent de topire. Dup topirea complet a metalului temperatura crete n continuare pn la atingerea temperaturii de turnare.

Fig. 1. Diagram general de echilibru i curbele de nclzire pentru cteva materiale metalice.

Temperaturile de topire pentru cteva metale sunt prezentate n tabelul 1 [3, 4] .

Tabelul 1

Temperatura de topire a unor metale

MetalSnPbMgAlFeCu

Ttop, (C23232765066015381083

Pentru a se asigura umplerea formelor la turnare este necesar ca topitura metalic s se supranclzeasc cu 50100C peste temperatura de topire.

Temperatura de topire determin alegerea agregatului de topire i a materialelor din care sunt realizate formele de turnare.

Cldura necesar pentru topirea i supranclzirea unitii de mas de metal pur este dat de relaia:

, (6)

n care: este cldura specific n stare solid;

L - cldura latent de topire;

- cldura specific n stare lichid.

Dac se neglijeaz variaia cu temperatura a cldurilor specifice, cldura necesar pentru topirea i supranclzirea unei cantiti m dintr-un metal pur este:

. (7)

Cldura specific n stare solid a metalelor poate fi calculat, cu aproximaie, folosind relaia propus de Dulong i Petit:

, (8)

n care A este masa atomic a metalelor.

Prin urmare, cldura atomic a metalelor este constant i egal cu 24,951 J/(atomgramK).

Cldura specific n stare lichid este, n general, cu circa 20% mai mare dect cldura specific n stare solid. Pentru majoritatea metalelor poate fi estimat cu expresia:

. (9)

Cldurile specifice ale metalelor variaz ntre 120 i 1500 J/(kgK). n tabelul 2 sunt prezentate cldurile specifice pentru cteva metale la temperatura ambiant i la temperatura de topire [1, 3].

Metalele care prezint valori mari ale cldurii specifice n stare lichid (metalele cu mas atomic mic), se rcesc mai greu n oala de turnare i au, prin urmare, o capacitate de curgere mai bun.

La majoritatea metalelor cldura latent de topire este cuprins ntre 100 i 400 kJ/kg. Cldura latent de topire a metalelor, L, poate fi calculat, cu o anumit aproximaie, cu ajutorul regulii lui Trouton:

. (10)

Dac se ia ca exemplu aluminiul, cu temperatura de topire Ttop = 933K, se obine:

Ltop = 9,211 x 933 = 8593,86 [J/at. gram]

sau

Ltop = 8593,8 : 27 = 318,291 [J/g].

Conform datelor prezentate n tabelul 2, valoarea cldurii latente de topire a aluminiului este de 396 kJ/kg. Prin urmare, formula lui Trouton permite determinarea ordinului de mrime a acestei proprieti. Regula rmne util n cazurile n care nu se cere o precizie mare, deoarece temperaturile de topire sunt n general cunoscute sau pot fi determinate experimental cu mai mult usurin dect cldurile latente.

Tabelul 2

Proprietile termice ale metalelor care stau la baza aliajelor de turntorie

MetalulFeCuAlMgZn

J/(kgK), la 20(C447384905980380

J/(kgK), la Ttop87554514201460460

L, kJ/kg272205396380105

Raportul dintre cldura latent i temperatura de topire determin entropia procesului:

. (11)

Prin urmare, pe baza regulii lui Trouton, se poate afirma c entropia procesului de topire este aproximativ constant pentru toate metalele i egal cu 9,211 J/at.gramK

Aliajele se topesc ntr-un interval de temperaturi:

(T = TL - TS (12)

unde: TL este temperatura lichidus sau temperatura de sfrit de topire;

TS - temperatura solidus sau temperatura de nceput de topire.

Mrimea acestui interval este determinat de coninutul elementului de aliere.

Curbele de topire ale aliajelor cu interval de solidificare difer ntre ele n funcie de prezena sau absena eutecticului (fig. 1).

La nclzirea aliajelor fr eutectic, dup atingerea punctului de nceput de topire (T = TS) temperatura nu rmne constant ci continu s creasc, dar ntr-un ritm mai lent dect la nclzirea n stare solid deoarece o parte din cldura transmis este absorbit sub form de cldur latent de topire i numai ceea ce rmne servete la creterea temperaturii. La atingerea temperaturii lichidus aliajul este n ntregime topit. Ulterior temperatura crete din nou n ritm accelerat.

n cazul aliajelor cu eutectic i cu interval de solidificare, la atingerea punctului de topire a constituentului metalografic ncepe topirea acestuia la temperatur constant. Dup topirea eutecticului, curba de variaie a temperaturii este asemntoare cu cea din cazul prezentat anterior.

Cldura necesar pentru topirea i supranclzirea unei cantiti m dintr-un aliaj este dat de relaia:

. (13)

Cldura specific a aliajelor, , poate fi calculat pe baza cldurii specifice a metalelor componente, dup regula amestecurilor:

, (14)

n care, reprezint cldura specific a componentului i.

Aplicaii

a. S se determine fora de respingere exercitat de un atom i presiunea creat de un atom-gram de gaz nchis ntr-o incint de form cubic i aflat la temperatura de 40(C. Distana dintre atomi este (=50 . Valoarea constantei lui Boltzmann este k = 1,38(10-23 J/K.

b. S se calculeze cldura necesar pentru topirea i supranclzirea cu 50(C peste temperatura de topire a unui kilogram de aluminiu, magneziu, cupru, font, oel. S se determine ct reprezint cldura absorbit la nclzirea n stare solid, la topire i cldura de supranclzire din totalul cldurii necesare. Datele necesare pentru calcule sunt prezentate n tabelul 3. Rezultatele obinute se vor centraliza n tabelul 4. S se reprezinte grafic rezultatele obinute. Tabelul 3

ParametrulAlMgCuFontOel

, (C2020202020

, (C6606501083--

, (C---12001480

, (C---11481370

, J/(kgK)905980384672705

, J/(kgK)14201460545966819

L, J/kg396000380000205000164000270000

Tabelul 4

AlMgCuFontOel

, J

L, J

, J

, J

, %

, %

, %

c. S se determine folosind regula lui Trouton cldura latent de topire pentru urmtoarele metalele: aluminiu, cupru, staniu, zinc, magneziu. S se calculeze abaterea procentual a valorilor obinute fa de valorile reale. Datele necesare pentru calcule sunt prezentate n tabelul 5. Rezultatele obinute se vor trece n tabelul 6.

Tabelul 5

ParametrulAlCuSnZnMg

L, J/kg39600020500060700105000380000

, (C6601083232420650

Masa atomic27641196524

Tabelul 6

Metalul(103, J/kg(103, J/kg(100, %

Aluminiu

Cupru

Staniu

Zinc

Magneziu

Bibliografie

1. Sofroni, L., Brabie, V., Bratu, C. Bazele teoretice ale turnrii. Editura Didactic i Pedagogic, Bucureti, 1980.

2. tefnescu, Fl., Neagu, G., Mihai Alexandrina Solidification of Metallic Materials. Editura Printech, Bucureti, 2001.

3. Bratu, C., Sofroni, L., Nica Gh. Termofizica solidificrii pieselor turnate. Editura Performantica, Iai 1997.

4. Moldovan, P. Treatment of Molten Metals. V. I. S. Print, Bucharest, 2001.

2. ALIAJE LICHIDE. INCLUZIUNI NEMETALICE

Consideraii teoretice

Aliajele, cu cteva excepii, reprezint sisteme eterogene cu compoziie i concentraie variabile.

Fluidul polifazic se definete ca un mediu continuu, neomogen i neizotrop, caracterizat prin proprietatea de fluiditate, ce rezult din amestecul nemiscibil a cel puin dou faze cu stri de agregare diferite (lichidsolid, gazsolid, lichidgaz) [1]. Componentele fluidului bifazic sunt mediul continuu de dispersie i faza dispersat sau complementar.

Prezena fazei complementare modific proprietile mediului de dispersie i structura ecuaiilor de micare ale fluidului.

Fluidele polifazice pot fi clasificate dup diferite criterii. Astfel, dup starea de agregare fluidele polifazice pot fi: fluide bifazice de tip lichidsolid; fluide bifazice de tip lichidgaz; fluide bifazice de tip gazsolid; fluide polifazice lichidsolidgaz.

Datorit prezenei fazei incluzionare, aliajele lichide sunt considerate fluide polifazice. n aceeai situaie se gsesc i amestecurile compozite cu particule (Al-grafit, Al-SiC, Al-Al2O3, Al-particule din sticl etc.).

Prezente n piesele turnate, incluziunile nemetalice reprezint nite discontinuiti care reduc seciunea efectiv i iniiaz fenomenele de rupere la nivelul cristalelor. Ca urmare, cu excepia ctorva tipuri de incluziuni cu aciune favorabil asupra calitii aliajelor, cele mai multe incluziuni influeneaz negativ caracteristicile fizico-mecanice ale aliajelor.

n piesele turnate, chiar i n jurul incluziunilor nemetalice sferice, apar la rcire tensiuni determinate de [2]:

- diferena dintre coeficientul de contracie al masei metalice i cel al incluziunilor;

- legtura necoerent ntre particule i masa metalic de baz;

- concentrarea defectelor punctiforme din structura cristalin n jurul incluziunilor.

La rcirea pieselor turnate matricea se contract mai mult dect particulele nemetalice, ceea ce conduce la apariia n masa metalic de baz a unor tensiuni. n condiiile unor solicitri exterioare, tensiunile aprute se suprapun peste tensiunile locale din jurul incluziunilor i prin urmare, materialul cedeaz la sarcini mult mai mici dect cele nominale.

Modul n care incluziunile nemetalice afecteaz calitatea materialelor turnate depinde de cantitatea, mrimea, forma i distribuia lor n masa metalic de baz.

Dup proveniena lor, incluziunile nemetalice se pot grupa n:

- incluziuni endogene, provenite din procesele de elaborare i solidificare a aliajelor. Aceste incluziuni au de obicei dimensiuni cuprinse ntre 5 i 50 (m;

- incluziuni exogene, provenite din materiile prime, cptueala cuptorului, zgur, procesul de reoxidare, amestecul de formare .a., care au, de regul, dimensiuni mai mari (500800 (m).

Incluziunile endogene apar ca urmare a reaciilor care au loc n timpul procesului de elaborare a aliajelor (de exemplu, la dezoxidarea oelurilor sau la modificarea fontei). Se poate deci afirma c incluziunile endogene din aliajele feroase sunt n principal incluziuni oxidice (Al2O3, SiO2, MnO, MgO, MnO(SiO2 etc.) sau sulfidice (MgS, MnS).

n cazul oelurilor, incluziunile oxidice apar, n general, ca urmare a interaciunii oxigenului dizolvat n topitura metalic cu dezoxidani simpli sau compleci i reprezint produi de dezoxidare prin precipitare.

Solubilitatea oxigenului n fierul lichid variaz de la 1700 ppm, la temperatura de topire, pn la 2300 ppm la temperatura de 1600(C.

Variaia soluibilitii oxigenului cu temperatura urmeaz o lege de tipul [3, 4, 5]:

; (1)

; (2)

. (3)

Solubilitatea oxigenului n oelul lichid este influenat de prezena elementelor de aliere dizolvate n fier. Influena compoziiei chimice a bii metalice asupra solubilitii oxigenului poate fi analizat pe baza valorilor coeficienilor de activitate, determinai cu expresia Wagner-Chipman:

, (4)

n care: este coeficientul de activitate a oxigenului;

- coeficienii de interaciune de ordinul unu;

J - elementul de aliere.

Din punct de vedere termodinamic, elementele care formeaz oxizi mai stabili dect FeO mresc solubilitatea oxigenului n oelul lichid (C, V, Nb, Cr), n timp ce elementele care formeaz oxizi mai puin stabili dect oxidul feros reduc solubilitatea oxigenului (Mo, Co, Ni, W).

Deoarece n timpul solidificrii pieselor turnate scderea solubilitii oxigenului conduce la desfurarea reaciei:

, (5)

pentru a preveni formarea suflurilor, coninutul de oxigen dizolvat n oel nu trebuie s depeasc 40...80 ppm.

Procesul de dezoxidare a oelurilor poate fi analizat pe baza constantei de echilibru pentru reacia:

(6)

(7)

n care sunt activitile dezoxidantului, oxigenului i respectiv produsului de dezoxidare.

Dac se consider c produsul de dezoxidare este oxidul pur MexOy () i c activitatea componenilor respect legea lui Henry pentru soluii infinit diluate, relaia (7) se poate scrie:

. (8)

Concentraia critic a elementului dezoxidant, corespunztoare concentraiei minime a oxigenului la echilibru, se poate determina cu expresia:

(9)

n care: este concentraia critic a elementului dezoxidant;

- coeficienii de interaciune de ordinul nti.

Valorile coeficienilor de interaciune de ordinul nti pentru principalele reacii de dezoxidare sunt prezentate n tabelul 1[4].

Studii experimentale au artat c n urma proceselor de ciocnire, anumite incluziuni nemetalice solide pot forma aglomerri, ceea ce favorizeaz eliminarea lor din baia metalic. Astfel, particulele micronice de alumin din oelurile turnate, rezultate n urma dezoxidrii cu aluminiu, prezint o tendin accentuat de grupare n asemenea aglomerri, care ating dimensiuni de ordinul sutelor de microni. Creterea aglomerrilor este evident dup 30 de secunde de la dezoxidare. Tabelul 1

Valorile coeficienilor de interaciune

Produsul de dezoxidare

CO- 0,450,200

SiO2- 0,120,160

Al2O3- 1,850,045

V2O3- 0,200,015

TiO2- 0,400,0295

Cr2O3- 0,04- 0,0003

Eliminarea aglomerrilor de alumin din oelul lichid se poate aprecia pe baza variaiei n timp a dimensiunii medii a acestora [5]:

, (10)

n care: este valoarea medie a grosimii aglomerrilor de alumin la momentul ;

- timpul necesar formrii aglomerrilor de particule ( = 30 s);

t perioada de timp de la momentul dezoxidrii;

k constant de proces (k = 0,01).

n cazul fontelor cu grafit nodular, n urma interaciunilor chimice care au loc n timpul procesului de modificare, se obine o cantitate nsemnat de oxizi, sulfuri, oxisulfuri, carburi etc. Aceste particule au dimensiuni foarte mici i se afl n suspensie n fonta lichid. Deoarece efectul modificator maxim se manifest la 0,53 minute de la operaiunea de modificare, timpul scurt pn la turnare nu permite eliminarea, n totalitate, prin flotare a particulelor nemetalice. Aceste incluziuni, antrenate de jetul lichid, conduc la apariia unui defect tipic pieselor turnate din font cu grafit nodular, petele negre. Ele pot fi observate n seciunile de rupere sub forma unor suprafee de culoare neagr, de form neregulat [7].

Incluziunile nemetalice exogene rezult n urma aciunii aliajelor lichide asupra cptuelilor refractare ale cuptorului de elaborare, jgheabului de evacuare sau oalei de turnare i n urma antrenrii n jetul de turnare a particulelor de zgur i a produselor rezultate n urma proceselor de reoxidare care apar la evacuare si turnare. De asemenea, i forma de turnare reprezint o surs de incluziuni exogene.

Cantitatea de incluziuni exogene provenite din cptueala refractar a agregatului de elaborare sau oala de turnare se poate micora prin folosirea unor materiale cu o rezisten mai mare la aciunea mecanic a aliajului lichid.

O parte din incluziunile nemetalice provine i din erodarea suprafeei reelei de turnare. Diminuarea ponderii acestora se poate realiza prin reducerea supranclzirii aliajelor i a vitezei de turnare, n limite tehnologice acceptabile.

Particulele de zgur sunt antrenate ca urmare a agitrii bii metalice sau a forelor de adeziune la aliajul lichid.

Cele mai multe incluziuni provin ns din procesele de reoxidare care au loc la evacuarea i turnarea aliajelor n aer sau ca urmare a interaciunilor chimice dintre acestea i zgur sau materialele refractare din cuptor i oala de turnare.

Procesul de reoxidare a oelului la turnare se desfoar pe una din urmtoarele ci [8]:

a. oxidare direct. n urma reaciei directe de oxidare a carbonului la interfaa oel- atmosfer, coninutul acestuia se va micora, n timp ce proporia de oxigen va crete. Ca urmare, este posibil apariia unor noi particule oxidice (solide sau lichide).

b. antrenarea fizic a aerului atmosferic de ctre jetul de turnare, urmat de reacii de oxidare n amestecul gaz - metal.

Gradul de reoxidare a oelului este invers proporional cu coninutul de carbon. La oelurile cu un coninut ridicat de carbon, intensitatea procesului de reoxidare i de formare a incluziunilor solide se micoreaz, deoarece oxidul de carbon determin apariia unui strat cu caracter reductor, care protejeaz jetul de turnare.

Incluziunile formate la turnarea oelului, n urma procesului de reoxidare, sunt diferite de cele endogene att n ceea ce privete dimensiunile ct i compoziia chimic. Aceste incluziuni au dimensiuni mult mai mari i sunt numai de natur oxidic. Prezena unui numr mare de asemenea incluziuni oxidice favorizeaz apariia spinelilor (compui compleci formai din oxizii elementelor bivalente i cei ai elementelor trivalente) [9].

Tot din categoria incluziunilor exogene fac parte i particulele formate ca urmare a interaciunilor dintre aliajele lichide i cptueala refractar a agregatelor de elaborare. n cazul fontelor, reacia dintre aliajul lichid i cptueala cuptoarelor cu inducie este mai intens dect la cubilouri sau alte tipuri de cuptoare, datorit - n principal - procesului de agitare a bii n creuzet.

Principalele reacii chimice care au loc la contactul dintre fonta lichid i cptueala acid a cuptorului sunt urmtoarele [7]:

(12)

(13)

(14)

(15)

Modul de lucruProgramul experimental propus urmrete punerea n eviden a incluziunilor specifice fontelor cu grafit nodular.

Pentru elaborarea fontei cu grafit nodular se folosesc urmtoarele materialele:

- deeuri metalice din font i oel;

- materiale carbonice pentru corectarea coninutului de carbon;

- sulfur de fier (pirit) pentru corectarea coninutului de sulf;

- prealiaj de magneziu (modificator nodulizant) pentru tratarea fontei lichide n vederea compactizrii grafitului;

- prealiaj din sistemul Fe-Si nnobilat cu elemente active (Ca, Sr, Ba, Al, Zr) pentru tratarea fontei dup modificarea cu magneziu, n vederea micorrii tendinei de fragilizare (formarea carburilor n structur). Acest prealiaj este denumit inoculant cu modificator grafitizant.

Fontele elaborate difer prin coninutul de sulf din fonta iniial (S < 0,02% i respectiv S = 0,05%). Din acest motiv, se vor utiliza pentru tratarea fontelor cantiti diferite de modificator compactizant (2% i respectiv 2,5%). Modificarea grafitizant se va efectua n ambele cazuri cu 0,5% FeSi 75.

Pentru elaborare se folosete un cuptor electric cu inducie, cu o capacitate de 10 kg font. Frecvena curentului primar este de 8000 Hz, iar puterea la inductor de 55 kW. Creuzetul cuptorului este din grafit.

n vederea topirii, n prima etap, n creuzetul cuptorului se introduc deeurile de font. Ulterior, dup formarea topiturii se introduc i deeurile din oel.

Dup topirea complet a ncrcturii i nclzirea bii metalice la 1450(C, se ndeprteaz zgura format pe suprafaa topiturii, se msoara temperatura, prin imersie, cu termocuplul Pt-PtRh, i se ia o prob pentru analiza rapid a carbonului i siliciului. Proba se toarn ntr-o cupa realizat din nisip peliculizat, prevzut cu un termocuplu Cromel-Alumel, conectat la aparatul de nregistrare i prelucrare a curbei de rcire. La solidificarea complet a probei, aparatul indic valorile carbonului i siliciului din font, dar i ali parametri utili pentru aprecierea calitii fontei (carbonul echivalent, gradul de saturaie n carbon etc.).

n funcie de valorile obinute pentru cele dou elemente, acestea se corecteaz prin aliere sau diluare, pe baza unui calcul de corecie. La adugarea materialelor de corecie n cuptor, acesta se deconecteaz de la sistemul de alimentare cu energie electric.

Dup obinerea compoziiei chimice prescrise i supranclzirea topiturii la 1530-1550(C, aceasta este supus operaiei de modificare. Modificarea fontei se realizeaz ntr-o oal special (oal de nodulizare). Modificatorul nodulizant este plasat ntr-un loca special, amplasat la partea inferioar a oalei, i protejat de contactul imediat cu topitura prin acoperire cu un strat pasiv (nisip peliculizat, tabl de oel, pan de font etc.), deoarece la contactul cu fonta lichid magneziul provoac o reacie violent prin vaporizare (=1107(C). n micarea lor ascensional vaporii de magneziu barboteaz puternic topitura. Din acest motiv, oala de modificare este acoperit cu un capac care mpiedic mprocarea topiturii n exterior i producerea de accidente. Reacia este nsoit de o lumin orbitoare i degajare de fum de culoare alb, din cauza procesului de oxidare a magneziului (sub form de vapori) la suprafaa bii.

n timpul evacurii fontei n oala de turnare se procedeaz la un tratament suplimentar al topiturii prin adugarea n jet a modificatorului grafitizant. Tratamentul este obligatoriu atunci cnd se urmrete obinerea unei structuri fr constitueni duri (carburi) i cu un grad de finee ridicat (numr mare de separri nodulare de grafit de dimensiuni reduse).

Fonta lichid, tratat n cele dou etape, se toarn n forme temporare pentru obinerea probelor de tip pan, probe pe care se va analiza cantitatea de incluziuni. nainte de turnare, se ndeprteaz cu grij zgura de pe suprafaa topiturii pentru a nu impurifica probele.

Rezultate experimentale i concluzii

Dup rcirea complet a probelor, acestea se cur de amestecul de formare i se sparg n seciune transversal, prin lovire cu ciocanul sau la presa hidraulic.

Probele astfel obinute vor fi analizate privind:

- culoarea specific seciunii;

- posibila prezen a cementitei;

- prezena n zona central a unei zone de culoare nchis, cu aspect spongios, n care se ntlnesc defecte de contracie (porozitate de contracie), acumulri de elemente insolubile n fonta solidificat (sub form de incluziuni) i forme degenerate ale grafitului;

- prezena unor pete de culoare nchis, izolate sau nlanuite. Suprafaa acestor pete negre se apreciaz prin raportare la suprafaa total a seciunii probei.

- existena unor incluziuni de natur exogen.

Se va realiza o schi a aspectului probelor, la scara 1:1..

Se vor trage concluzii privind influea coninutului iniial de sulf al fontei asupra coninutului de incluziuni.

Aplicaii

a. S se analizeze variaia solubilitii oxigenului cu temperatura n fierul lichid. Rezultatele obinute se vor prezenta, comparativ, n tabelul 2.

Tabelul 2

Temperatura,

n (C, n ppm, dup ecuaia (1), (2) sau (3)

(1)(2)(3)

1550

1600

1650

b. S se determine concentraia critic de element dezoxidant corespunztoare concentraiei minime a oxigenului dizolvat n topitur. Rezultatele obinute se vor prezenta sub form tabelat (tab. 3).

Tabelul 3

Produsul de dezoxidarexy

SiO2

Al2O3

V2O3

TiO2

Cr2O3

c. S se analizeze variaia dimensiunilor medii ale aglomerrilor de alumin ntr-un interval de timp de 300 s. Calculele se vor efectua pentru valori medii ale grosimii aglomerrilor de alumin la de 100 (m, 200 (m, 300 (m, 400 (m, 500 (m. Rezultatele obinute se vor trece n tabelul 4 i se vor reprezenta grafic.

Tabelul 4

t, s3060120180240300

d, (m

Bibliografie1. Florea Julieta, Robescu, D., Petrovici, D., Stamatoiu, D. Dinamica fluidelor polifazice i aplicaiile ei tehnice. Editura Tehnic, Bucureti, 1987.2. Efimov, V., A. Turnarea i cristalizarea oelurilor. Editura Tehnic, Bucureti, 1980.

3. Kiessling, R. Non-metallic inclusion in steel. Percy Lund, Humphries & Co Ltd, London, 1968.

4. Dragomir, I. Teoria proceselor siderurgice. Editura Didactic i Pedagogic, Bucureti, 1987.

5. Tripa, I., Pumnea, C. Dezoxidarea oelurilor. Editura Tehnic, Bucureti, 1981.

6. Hammar, O. The formation and distribution of non-metallic inclusions in Fe-50% Ni alloys. Ph. D. Thesis, KTH, Stockholm, 1979.

7. Sofroni, L., Ripoan, I., Brabie, V., Chiamera, M. Turnarea fontei. Editura Didactic i Pedagogic, Bucureti, 1985.

8. Brabie, V. Study on the reoxidation of liquid steel during teeming and its contribution to inclusions formation in liquid steel. Scandinavian Journal of Metallurgy, No. 5, 1976.

9. Luyckx, L., Ferry, B., N., McLean, A. Spinel inclusions in steel. Journal of Metals, June 1974.

3. ANALIZA CONDIIILOR DE UMECTARE I DE NGLOBARE A PARTICULELOR N TOPITURILE METALICE

Consideraii teoretice

Analiza condiiilor de umectare a fazei solide de ctre o topitur metalic se apreciaz pe baza gradului de umectare, caracterizat prin cosinusul unghiului de contact. Din punct de vedere geometric, acesta se definete prin unghiul format ntre topitur i substratul solid n punctul de contact dintre faza solid, faza lichid i gazul din mediul nconjurator. La echilibru, gradul de umectare se poate determina pornind de la ecuaia Young-Dupr [1]:

, (1)

de unde, se obine:

, (2)

n care:este tensiunea interfazic solid-gaz;

- tensiunea interfazic solid-lichid;

- tensiunea superficial a topiturii metalice.

Pentru umectarea se realizeaz parial, n grade diferite, n funcie de valoarea efectiv a unghiului de contact [2]. Pentru ( = 0 umectarea este perfect. Dac , n sistem exist condiii de neumectare.

Condiiile de umectare () sunt, de obicei, greu de realizat la obinerea amestecului destinat turnrii compozitelor metalice (tab. 1).

Condiiile de umectare din sistem pot fi analizate i pe baza energiei de adeziune dintre fazele aflate n contact. Energia de adeziune, definit prin relaia lui Dupr:

, (3)

devine, dac se folosete expresia gradului de umectare:

. (4)

Tabelul 1

Unghiul de umectare pentru cteva sisteme topitur metalic -

material complementar [3]SistemulTemperatura, (CUnghiul de contact, grd

Al/grafit800152

Al/SiC800134

Al/Al2O3800110

Prin urmare, umectarea se produce atunci cnd:

. (5)

Valoarea energiei de adeziune este determinat de interaciunile de natur fizic sau chimic din sistem. n general, contribuia interaciunilor de natur fizic n sistemul topitur metalic - faz complementar nu depete 0,6 J/m2 [4]. Prin comparaie cu valorile raportate n literatura de specialitate pentru tensiunea superficial a aluminiului lichid (0,851...1,050 J/m2 [4, 5]), rezult c n sistemul analizat prezena interaciunilor de natur chimic este determinant pentru respectarea condiiei (5)

Realizarea amestecului compozit implic, n prima etap, analiza procesului de nglobare a particulelor solide n topitura metalic [3].

Rezultanta forelor implicate n transferul particulei n topitura metalic este dependent de proprietile fizice ale celor dou componente i de condiiile de umectare din sistem. Pentru o particul de form sferic, fora rezultant care acioneaz la intrarea ei n aliajul lichid este:

, (6)

unde: este fora de inerie;

- fora determinat de variaia de energie superficial;

- fora ascensional.

n continuare, se asociaz ansamblului topitur metalic - particul sistemul de coordonate xOy, cu sensul pozitiv ala axei Oy ndreptat spre suprafaa bii metalice. Prin urmare, particula va ptrunde n topitura de aluminiu dac .

Fora de inerie se poate determina cu ecuaia:

(7)

n care: este masa particulei;

- acceleraia particulei.

Fora determinat de variaia de energie superficial care nsoete procesul (), se obine pe baza relaiei:

(8)

unde: este suprafaa total a particulei ();

,

- tensiunea interfazic particul - gaz;

- tensiunea interfazic particul solid - aliaj lichid;

- distana minim pe care o parcurge particula pentru a ptrunde n topitura de aluminiu.

Deoarece, la echilibru, n conformitate cu ecuaia lui Young:

, (9)

fora determinat de variaia de energie superficial va fi:

, (10)

unde, este tensiunea superficial a topiturii pe baz de aluminiu.

Fora ascensional este dat de ecuaia:

, (11)

n care: este densitatea topiturii metalice;

- volumul particulei.

Prin urmare, fora necesar pentru ca particula s ptrund n topitur se exprim prin relaia:

. (12)Dac se noteaz:

(13)

ecuaia (12) devine:

, (14)

n care, este fora determinat de diferena dintre densitatea particulei i a aliajului lichid.

Analiznd ecuaia (14) rezult:

a. n condiii de umectare (), ;

a1. Pentru , , i deci . Prin urmare, particula va fi nglobat n topitur.

a2. Dac , , i deci . Rezult c particula va fi nglobat sau nu n topitur n funcie de valoarea acceleraiei acesteia. a3. Pentru , , i deci . n aceste condiii particula va ptrunde n topitur.

b. n condiii de neumectare (), ;

b1. Pentru , , i deci . Prin urmare, particula va fi nglobat sau nu n topitur n funcie de valoarea acceleraiei acesteia.

b2. Dac , , i deci . n acest caz particula nu este ncorporat i va pluti la suprafaa topiturii.b3. Pentru , , i deci . Prin urmare, i n acest caz particula va pluti la suprafaa aliajului lichid.

Atunci cnd () sau (), pe baza condiiei la limit , se obine acceleraia minim (critic) necesar pentru nglobare:

. (15)

Valoarea acceleraiei critice este determinat de caracteristicile fizice ale particulei i de condiiile de umectare din sistem. n tabelul 2 se prezint valorile acceleraiei critice de nglobare a particulelor din carbur de siliciu ntr-o topitur de aluminiu la temperatura de 700(C(= 0,851 N/m, = 106,3( [5], = 2356 kg/m3) (9(.

Tabelul 2

Valorile acceleraiei critice de nglobare a particulelor din carbur de siliciu

, m1,5(10-54(10-56.5(10-59(10-5

, m/s2188,89(10426,56(10410,06(1045,25(104

Valorile mari obinute pentru acceleraia critic la care particula este nglobat n topitur implic necesitatea aplicrii unor msuri care s conduc la micorarea unghiului de contact dintre cele dou componente.

Tehnicile folosite n acest scop constau n:

a. Acoperirea particulelor cu o pelicul metalic prin procedee chimice sau electrochimice. Acoperirile metalice aplicate pe suprafaa particulelor ceramice mbuntesc condiiile de umectare prin schimbarea interfeei metal-ceramic cu o suprafa de separaie metal-metal. n general, metalele lichide umecteaz metalele solide, iar gradul de umectare crete n cazul unei solubiliti reciproce sau n cazul formrii unor compui intermetalici.

Acoperirile materialului complementar, sub form de particule, cu un strat de nichel sunt specifice compozitelor cu matricea pe baz de aluminiu, mbuntirea umectrii realizndu-se la temperatura de elaborare a aliajelor. Trebuie remarcat faptul c nichelul reacioneaz puternic cu aluminiul formnd compui intermetalici stabili (NiAl3, Ni2Al3 .a.), care, totui, prin fragilitatea lor, pot influena negativ proprietile ansamblului [4].

b. Alierea topiturii metalice. Unele elemente introduse n topiturile pe baz de aluminiu creeaz condiii favorabile de umectare prin reducerea tensiunii superficiale a acestora, micorarea tensiunii interfazice lichid-solid sau prin producerea unor reacii chimice [1]. n plus, elementele cu afinitate mare fa de oxigen mpiedic formarea unui film de oxizi la suprafaa bii, strat care poate mpiedica, n anumite situaii, ptrunderea particulelor n topitura metalic.

n acest sens, n sistemul compozit aluminiu-particule din carbur de siliciu, efectul cel mai puternic l are litiul care reacioneaz att cu Al2O3 de la suprafaa topiturii ct i cu SiO2 rezultat n urma oxidrii materialului complementar.

Un rol asemntor l are i magneziul, element superficial activ pentru toate topiturile pe baz de aluminiu [6]. Magneziul este caracterizat de valori reduse ale tensiunii superficiale (= 0,599 N/m) comparativ cu aluminiul. Efectul magneziului este semnificativ pn la coninuturi de 2%. Peste aceste valori se poate discuta doar de aciunea magneziului asupra structurii primare a materialului. n plus, prezena n exces a magneziului poate conduce la apariia unor compui cu temperatur sczut de topire. Astfel, ntr-un aliaj Al-7% Si, prezena a 3% Mg conduce la apariia unor compui de tipul Mg5Al3, caracterizai de o temperatur de topire de 450(C [1].

c. Supranclzirea bii metalice. Tensiunea superficial a topiturii scade cu creterea temperaturii, ceea ce asigur mbuntirea condiiilor de umectare prin reducerea unghiului de contact. Astfel, n intervalul de temperatura cuprins ntre 700 i 900(C unghiul de contact din sistemul Al/SiC scade de la 106,3( la 101,2(, n timp ce n sistemul Al-2Mg/SiC unghiul ( se micoreaz de la 104,6( la 99,3( [5].

d. Tratarea termic a materialului dispersat n vederea oxidrii sau eliminrii gazelor adsorbite n stratul superficial. Pelicula de gaz de la suprafaa particulelor mpiedic contactul direct ntre cele dou componente, fiind unul dintre principalii factori care favorizeaz existena condiiilor de neumectare din sistem. Peste o concentraie critic de material complementar, se poate forma un film continuu de gaz la suprafaa particulelor, favoriznd astfel eliminarea acestora din topitur [7].

Rezultate optime privind oxidarea particulelor din carbur de siliciu s-au obinut prin nclzirea particulelor ntr-un cuptor, n curent de aer, timp de 2...8 ore. Procesul de oxidare se activeaz peste 1000(C i atinge intensitatea maxim n jurul temperaturii de 1200(C. Stratul de silice format la suprafaa particulelor mpiedic oxidarea n continuare a carburii de siliciu [8].

Modul de lucru

Topirea i degazarea aluminiului se efectueaz n creuzetul de grafit al cuptorului cu flacr. Ca material complementar se folosesc particule sferice din grafit (= 2 g/cm3) i din carbur de siliciu (= 3,2 g/cm3).

Topitura de aluminiu se va supranclzi la o temperatur de 800(C.

Densitatea aluminiului lichid pentru diferite grade de supranclzire se poate aprecia pe baza relaiei:

, (16)

n care: T este temperatura topiturii;

Ttop - temperatura de topire a aluminiului.

Particulele se vor introduce n topitur prin cdere gravitaional.

Concluzii

Rezultatele obinute vor fi nregistrate n tabelul 3 i vor fi analizate pentru a determina comportarea materialului complementar la contactul cu baia metalic.

De asemenea, se va analiza, teoretic, procesul de nglobare a particulelor din grafit i carbur de siliciu (= 100 (m), ntr-o topitur de aluminiu cu temperatura de 700(C. Acceleraia particulelor este . Tensiunea superficial a bii metalice este = 1,050 N/m. Se va determina, dac este cazul, valoarea acceleraiei critice de nglobare. Rezulatele obinute vor fi prezentate n tabelul 4. Tabelul 3

Rezultate experimentale privind nglobarea particulelor n topitura de aluminiu

Tipul

particuleirp, (mDate experimentale

((

Grafitrp1 = 50

rp2 = 100

Carbur de siliciurp1 = 50

rp2 = 100

rp3 = 150

rp4 = 200

Tabelul 4

Parametrii procesului de nglobare

Particul(, grd(l/(p1-(l/(pF(F(Ftacr, m/s2

Grafit

SiC

Se vor propune msuri pentru cazurile analizate n vederea mbuntirii condiiilor de umectare.

Aplicaii

a. S se analizeze procesul de transfer din faza gazoas ntr-o topitur Al-2 Mg, n cazul unei particule de form cubic din grafit de latur . Se cunosc: temperatura bii metalice = 700(C; tensiunea superficial a topiturii = 0,767 N/m; unghiul de contact ( = 157(. Particula se afl n cdere gravitaional.

b. n sistemul aluminiu - carbur de siliciu unghiul de contact dintre cele dou componente este ( = 106(. S se determine acceleraia critic necesar pentru nglobarea unei particule de form oarecare cu masa = 0,05 g i densitatea = 3,2 g/cm3 n baia metalic. Tensiunea superficial a topiturii este 1,05 N/m, densitatea = 2,369 g/cm3, iar coeficientul de form =10.

Indicaii suplimentare

Pentru determinarea se au n vedere urmtoarele egaliti:

pentru o particul sferic;

pentru o particul de form cubic.

Se obine astfel, pentru o particul de form oarecare:

,

n care este un coeficient de form ( pentru o particul sferic i pentru o particul de form oarecare).

c. n sistemul aluminiu - particule de sticl de tip E unghiul de contact dintre cele dou componente este ( < 90(. S se analizeze procesul de transfer din faza gazoas n topitur n cazul unei particule sferice de mas i densitate >. Tensiunea superficial a topiturii este .

Bibliografie1. Hashim, J., Looney, L., Hashmi, M. S. J. The wettability of SiC particles by molten aluminium alloy. Journal of Materials Processing Technology 119, 2001, p. 324-328.

2. Toshev, B., Platikanov, D. Wetting: Gibbs' superficial revisited. Colloids and Surfaces A: Physicochemistry Engineering Aspects 291, 2006, p. 177-180.

3. Kacar, A. S., Rana, F., tefnescu, D. M. Kinetics of gas-to-liquid transfer of particles in metal matrix composites. Materials Science and Engineering, Al 35, 1991, p. 95-100.

4. Delannay F., Froyen, l., Deruyttere, A. The wetting of solids by molten metal and its relation to the preparation of metal-matrix composites. Journal of Material Science, 22, 1987, p. 1-16.

5. Rohatgi, P. Cast Metal Matrix Composites. Metals Handbook, Ninth Edition, Vol. 15, Casting ASM International, 1988, p. 840-854.

6. Richardson, F. D. Physical Chemistry of Melts in Metallurgy. Academic Press Inc (London)LTD, 1974.

7. Zhou, W., Xu, M. Z. Casting of SiC Reinforced Metal Matrix Composites. Journal of Materials Processing Technology 63, 1997, p. 358-363.

8. Urea, A., Martnez, E. E., Rodrigo, P., Gil, L. Oxidation treatments for SiC particles used as reinforcement in aluminium matrix composites. Composites Science and Technology 64, 2004, p. 1843-1854.9. Neagu, G., tefnescu, Fl. Compozite Al-SiCp. Compatibilitatea componentelor. Metalurgia, nr. 12, 2007.4. SEGREGAREA PARTICULELOR NEMETALICE N TOPITURI

Consideraii teoretice

Forele care acioneaz asupra particulelor solide din aliajele lichide se clasific n [1]:

- fore masice, proporionale cu masa particulei;

- fore de suprafa, proporionale cu mrimea suprafeei umectate a particulei.

Starea de echilibru a forelor masice i de suprafa conduce la micarea sau repausul particulei solide. Rezultanta acestor fore nu trece prin centrul de mas al particulei. Ca urmare apare un moment M care tinde s roteasc particula pe traiectorie.

Dintre forele masice, n studiul proceselor de segregare, prezint interes:

( Greutatea (), dat de relaia:

, (1)

n care: este masa particulei;

g - acceleraia gravitaional.

( Fora de inerie,():

, (2)

unde este acceleraia particulei solide n regim tranzitoriu.

( Fora arhimedic (). Se exercit pe vertical, n sens ascendent. Se determin cu expresia:

, (3)

n care: este densitatea fazei lichide;

- volumul particulei.

Dintre forele de suprafa care acioneaz asupra particulelor solide din topiturile metalice, putem aminti:

( Fora de rezisten la naintare (). Se opune micrii particulei i acioneaz dup direcia tangentei la traiectoria acesteia. Se determin cu expresia:

, (4)

n care: este coeficientul de rezisten la naintare;

- aria seciunii particulei solide pe direcia normalei la vectorul vitez (pentru o particul sferic );

- viteza relativ dintre topitur i particul.

Valoarea coeficientului de rezisten la naintare este dependent de forma particulei, exprimat prin coeficientul de sfericitate al acesteia, i de numrul Reynolds ataat particulei n micare ().

Coeficientul de sfericitate, (, se definete prin raportul dintre aria suprafeei exterioare a particulei i aria suprafeei unei sfere de volum egal. Pentru o particul perfect sferic, ( = 1.

( Fora de presiune dinamic frontal () sau fora de antrenare de ctre jetul de aliaj lichid. Aceasta for determin micarea particulei ntr-un curent de fluid.

Incluziunile nemetalice solide dintr-o baie metalic aflat n stare de repaus urmeaz o traiectorie ascensional sau de depunere n funcie de densitatea lor.

Pentru un regim tranzitoriu de accelerare (), ecuaia de micare a unei particule solide de form sferic este:

, pentru (5)

sau

, pentru . (6)

Dup un interval de timp, odat cu creterea vitezei particulei se mrete i fora de rezisten la naintare, ceea ce conduce la . n consecin, ecuaia de micare a particulei devine:

, pentru (7)

sau

, pentru . (8)

Pentru un proces de flotare a fazei incluzionare, ecuaia (7) se poate scrie astfel:

. (9)

Din condiia de echilibru a forelor care acioneaz asupra particulei solide se obine pentru viteza particulei expresia:

, (10)

cunoscut ca relaia lui Rittinger.

n ecuaia (10) coeficientul de rezistena la naintare se poate determina pe baza relaiei lui Oseen [1]:

. (11)

ntr-un regim laminar de deplasare a particulei solide, caracterizat prin valori subunitare ale numrului Reynolds ataat acesteia, coeficientul de rezisten la naintare se determin cu relaia:

, (12)

n care , ( fiind viscozitatea cinematic a topiturii.

n consecin, expresia forei de rezisten la naintare devine:

, (13)

fiind viscozitatea dinamic a aliajului ().

Viteza particulei va fi:

. (14)

Relaia lui Stokes neglijeaz prezena altor particule n topitur i este valabil doar pentru dimensiuni ale fazei incluzionare mai mici de 10 (m [2].

Pentru ca rezultatele calculelor referitoare la viteza de deplasare a particulelor s se apropie de situaiile reale, se pot folosi diferite expresii modificate ale relaiei lui Stokes. Dac se are n vedere prezena mai multor particule nemetalice n baia de aliaj, se recomand utilizarea expresiei [3]:

, (15)

n care: este viteza particulei determinat cu ecuaia lui Stokes;

- concentraia volumetric a particulelor;

k - coeficient de distribuie a particulelor (k = 1,31,9).

Abaterile care apar ca urmare a ciocnirilor dintre incluziunile nemetalice i pereii cuptorului sau cei ai oalei de turnare sunt puse n eviden de relaia:

, (16)

unde: l este distana de la particul la perete;

b un coeficient cu valori cuprinse ntre 0,5 i 2.

n cazul n care incluziunile nemetalice sunt n stare lichid (de exemplu, la dezoxidarea oelurilor cu aluminiu i calciu, n situaia formrii unor compui de tipul 12CaO(7Al2O3), pentru determinarea vitezei ascensionale a acestora se poate apela la relaia Rybczynski - Hadamard:

, (17)

unde: este viscozitatea particulelor lichide.

Dac , ecuaia de micare a particulei sferice (8) se poate scrie ca:

. (18)

Prin urmare, viteza de sedimentare a particulei se poate aprecia cu expresia

. (19)

Pentru particule cu dimensiuni mai mari de 100 (m se recomand i utilizarea expresiei [4]:

, (20)

n care: este viteza de sedimentare a unei particule, obinut prin modificarea relaiei lui Stokes pentru un proces de flotare ();

C - concentraia volumetric a particulelor.

Existena unui gradient mare de vitez ascensional sau de sedimentare, ca urmare a dimensiunilor diferite ale particulelor, favorizeaz procesul de coliziune dintre incluziunile nemetalice

Frecvena ciocnirilor ntre particule, n cursul deplasrii lor ascensionale, se poate determina cu ecuaia lui Lewici [2]:

, (21)

n care: reprezint numrul de incluziuni nemetalice de raz i ;

- diferena de vitez ascensional dintre particulele nemetalice.

Curenii de convecie existeni n topiturile metalice, determinai de gradientul de temperatur i de agitare mecanic sau electromagnetic a bii, imprim viteze diferite particulelor, favoriznd astfel ciocnirile dintre acestea.

Ca urmare a ciocnirilor dintre particulele nemetalice, n anumite condiii termodinamice, are loc un proces de aglomerare a acestora. Fora motrice a acestui proces este determinat de creterea adeziunii dintre particule, ca urmare a micorrii suprafeei umectate prin retragerea fazei lichide dintre particule (fig. 1) [5].

Fig. 1. Reprezentarea schematic a procesului de aglomerare.

Condiia necesar pentru formarea unei aglomerri de particule este ca variaia de energie liber superficial ce nsoete procesul s fie negativ:

(22)

sau

, (23)

unde: este aria total a particulei;

- tensiunea interfazic particul-gaz;

- tensiunea interfazic particul-aliaj lichid.

Pe baza ecuaiei lui Young:

(24)

relaia (23) devine:

, (25)

n care este tensiunea superficial a aliajului lichid;

- unghiul de contact dintre cele dou componente.

Prin urmare, din punct de vedere termodinamic, formarea aglomerrilor este posibil numai dac . Forele care acioneaz asupra separrilor de gaz aflate n micare printr-un mediu fluid sunt aceleai ca i n cazul particulelor solide, modificndu-se doar participaia acestora n determinarea rezultantei finale [1]. n micarea lor ascensional separrile de gaz i modific continuu volumul datorit diminurii presiunii coloanei de lichid. n straturile de fluid caracterizate de o presiune hidrostatic redus crete sensibil ponderea forei arhimedice. ntr-un fluid staionar, fora arhimedic este fora care determin deplasarea bulei.

n timpul deplasrii spre suprafaa bii metalice, separrile de gaz tind s se orienteze dup poziia care asigur un coeficient de rezisten la naintare minim. Ciocnirile dintre bule nu sunt elastice. Ele se amortizeaz, avnd ca efect reducerea vitezei acestora. Separrile de dimensiuni mari nu sunt stabile, fragmentndu-se n bule mult mai mici care intensific micarea turbulent a fluidului.

Aplicaii

a. S se determine viteza de deplasare a unei particule din carbur de siliciu, de form sferic i densitate = 3,2 g/cm3, printr-o topitur de aluminiu aflat n repaus. Temperatura bii metalice este de 700(C.

Pentru determinarea densitii topiturii de aluminiu la temperatura de 700(C se poate utiliza relaia:

, [g/cm3]n care este temperatura de topire a aluminiului.

Rezultatele obinute se vor trece n tabelul 1 i se vor reprezenta grafic.

Tabelul 1

Valorile vitezei de sedimentare a particulelor din carbur de siliciu

dp, (m20406080100

vpx10-3, m/sRep = 1

vpx10-3, m/sRep = 2

b. S se analizeze procesul de deplasare ntr-o baie metalic, aflat n repaus, a unei particule din grafit de form cubic i latur . Se cunosc:

- densitatea bii metalice, (l;

- densitatea particulei, (p ();

- coeficientul de rezisten la naintare ;

c. S se determine viteza de sedimentare a unor particule sferice din carbur de siliciu ntr-o topitur de aluminiu supranclzit cu 40(C i respectiv 100(C.

Concentraia materialului complementar n amestecul compozit este de 5% vol.

La temperatura de amestecare a componentelor, densitatea topiturii metalice se poate determina pe baza relaiei :

, [g/cm3].

Viscozitatea dinamic a bii metalice variaz cu temperatura dup o lege exponenial [6]:

,

n care: este un factor de viscozitate preexponenial (pentru aluminiu = 0,257 mPas);

- energia de activare a curgerii vscoase ( = 13,080 kJ/mol);

T - temperatura de supranclzire;

R - constanta universal a gazelor (R = 8,3144 Jmol-1K-1).

Densitatea particulelor din carbur de siliciu este (SiC = 3,2 g/cm3.Rezultatele obinute vor fi trecute n tabelul 2, i vor fi comparate cu valorile obinute prin utilizarea relaiei modificate a lui Stokes pentru un proces de sedimentare.

S se reprezinte grafic i s se interpreteze rezultatele obinute. Tabelul 2

Valorile comparative ale vitezei de sedimentare

dp, (m100120140160180

vSt40 x 10-3, m/s

vp40 x 10-3, m/s

vSt100 x 10-3, m/s

vp100 x 10-3, m/s

Bibliografie

1. Florea Julieta, Robescu, D., Petrovici, D., Stamatoiu, D. Dinamica fluidelor polifazice i aplicaiile ei tehnice. Editura Tehnic, Bucureti, 1987.

2. Dragomir, I. Teoria proceselor siderurgice. Editura Didactic i Pedagogic, Bucureti, 1987.

3. Iyengar, R. K. Growth and elimination of inclusion in steel. Ph.D. Thesis, Carnegie-Mellon University, 1979.

4. Ourdjini, A., Chew, K. C. Khoo, B. T. Settling of silicon carbide particles in cast metal matrix composites. Journal of Materials Processing Technology, 116, 2001, p. 72-76.

5. Tripa, I., Pumnea, C. Dezoxidarea oelurilor. Editura Tehnic, Bucureti, 1981.

6. Dinsdale, A. T., Quested P. N. The viscosity of aluminium and its alloys-a review of data and models. 1st Fe-Al Meeting, Boulder, 22 June 2003, p. 1-10.

5. Curgerea aliajelor lichide

Consideraii teoretice

Dinamica topiturilor metalice studiaz att procesul de deplasare a acestora ct i interaciunea cu suprafeele solide cu care se afl n contact, lund n considerare forele care determin sau modific starea de micare i transformrile energetice din sistem.

Fora care determin deplasarea aliajului lichid n cavitatea formei (F), poate fi analizat pornind de la diferena de nivel existent la un moment dat ntre punctul de ptrundere a aliajului n cavitatea formei i punctul de referin. n conformitate cu principiul aciunii i reaciunii prezena acestei fore determin o for R, care se opune micrii. Procesul de curgere se desfoar att timp ct (1(:

. (1)

Dac raportul dintre cele dou fore devine subunitar, procesul de curgere nceteaz.

Fluiditatea reprezint una dintre cele mai importante proprieti tehnologice ale topiturilor metalice i este definit prin [1]:

- capacitatea de curgere prin canalele i cavitatea formei, exprimat prin durata de umplere, viteza de curgere i lungimea parcurs;

- capacitatea de umplere corect a cavitii formei cu redarea celor mai fine detalii de configuraie, exprimat prin precizia dimensional a piesei brut turnate;

- posibilitatea de eliminare n timpul curgerii a incluziunilor nemetalice i a gazelor dizolvate, exprimat prin compactitatea materialului metalic.

Aliajele lichide se deplaseaz atunci cnd se afl n stare lichid i n perioada n care se gsesc n curs de solidificare. Temperatura la care nceteaz curgerea (fluiditate nul), se afl n intervalul de solidificare i corespunde unei cantiti de circa 20...30% faz solid din masa aliajului.

Prin raportare la temperatura de fluiditatea nul (), se pot identifica trei tipuri de fluiditate:

- fluiditatea real. Se determin pentru un grad de supranclzire constant deasupra temperaturii de fluiditate nul.

- fluiditatea practic. Se determin n cazul unei temperaturi constante de turnare, ceea ce conduce la grade de supranclzire variabile ale topiturii.

- fluiditatea teoretic. Se determin la un grad de supranclzire constant peste curba lichidus.

Dei fluiditatea real caracterizeaz cel mai bine capacitatea de curgere a aliajelor, ea se determin cu dificultate deoarece curba de fluiditate zero este greu de stabilit.

Factorii care influeneaz fluiditatea topiturilor metalice pot fi grupai n patru categorii:

a. proprietile intrinseci ale metalelor i aliajelor (intervalul de solidificare, cldura specific n stare lichid, cldura latent de solidificare, viscozitatea, tensiunea superficial etc.);

b. proprietile materialului formei (coeficientul de acumulare a cldurii, difuzivitatea i conductivitatea termic);

c. condiiile de turnare (temperatura de turnare, viteza de turnare, distana de la locul de alimentare .a.);

d. geometria piesei turnate, caracterizat de grosimea echivalent de perete i de unghiul de mbinare a pereilor.

Fluiditatea metalelor pure i aliajelor eutectice este mai mare dect capacitatea de curgere a aliajelor cu interval de solidificare (fig. 1).

Fig. 1. Corelaia dintre fluiditate i intervalul de solidificare.

Metalele pure i aliajele eutectice se solidific la temperaturi constante cu formarea unor cristale de compoziie constant, ceea ce determin apariia unui front de solidificare relativ neted (fig. 2, a). n aceste condiii aliajul curge uor, deoarece forele de frecare dintre faza lichid i crusta solidificat sunt reduse (1, 3(.

La aliajele cu interval de solidificare cristalele cresc ntr-un domeniu de temperaturi, n condiiile variaiei compoziiei chimice. Ca urmare, aceste cristale se dezvolt ntr-o anumit direcie, ajung n contact unele cu altele, favoriznd apariia unui front cu rugozitate ridicat care micoreaz capacitatea de deplasare a topiturii (fig. 2, b).

Fig. 2. Modul de solidificare pentru: a metale pure i aliaje eutectice;

b aliaje hipo sau hipereutectice.

Modul de curgere a aliajului depinde de viscozitatea dinamic a acestuia. n apropierea temperaturii de topire viscozitatea dinamic a metalelor este cuprins, n general, ntre 1 i 5 cP [4].

Efectul presiunii asupra viscozitii metalelor lichide este foarte mic i practic nesemnificativ. Se poate admite c la presiune constant, viscozitatea dinamic scade cu temperatura dup o lege exponenial [5]:

, (2)

n care: este viscozitatea n condiii de referin;

- energia de activare a curgerii vscoase;

R constanta universal a gazelor (R = 8,3144 J mol-1 K-1).

n afara metodelor experimentale, viscozitatea dinamic poate fi determinat i pe baza unor relaii empirice. O asemenea expresie, cunoscut sub numele de relaia lui Andrade, stabilete corelaia dintre viscozitatea dinamic, temperatura de topire, , masa atomic, A, i volumul atomic al metalului:

(3)

unde, c = 1,65 x 10-7 (J/K.mol1/3)1/2 [5].

Pentru majoritatea metalelor, valorile experimentale sunt apropiate de cele obinute prin calcul (tab. 1).

Tabelul 1

Viscozitatea metalelor la temperatura de topire [4]

Metal, cP, cP

Litiu0,600,56

Cupru4,104,20

Argint3,904,10

Fier5,004,90

Nichel4,605,00

Staniu2,102,10

O mrime derivat este viscozitatea cinematic, , definit prin relaia:

. (4)

n care este densitatea topiturii.

ntre viscozitatea cinematic a metalelor i volumul atomic al acestora exist o relaie de invers proporionalitate:

, (5)

n care, K = 45 pentru metalele lichide aflate n apropierea temperaturii de topire.

Influena factorului geometric se poate explica prin faptul c exprim distana dintre atomi, i prin urmare, indirect, valoarea forelor de legtur i a frecrilor interioare. Un volum atomic mare nseamn o distan mare ntre atomi, fore de legtur mai mici, frecri interioare mai slabe i deci o capacitate mai bun de curgere.

Corelaia existent ntre viscozitatea cinematic i volumul atomic explic fluiditatea mai mare a metalelor uor fuzibile (Pb, Sn) comparativ cu cea a fierului (VPb = 18,27 cm3/mol, VSn = 16,3 cm3/mol, VFe = 7,10 cm3/mol).

Viscozitatea aliajelor depinde de viscozitatea metalului de baz, ca i de compoziie, puritate i temperatur.

n cele mai multe sisteme binare, curbele de viscozitate urmresc, n general, curba lichidus din diagrama de echilibru. De asemenea, aceste curbe ofer informaii referitoare la structura aliajului. Astfel, prezena unui maxim pe curba de viscozitate indic formarea unui compus intermetalic, n timp ce existena unui minim semnaleaz formarea unui eutectic

n cazul curgerii aliajelor prin canale i cavitatea formei cristalele dendritice se rup i sunt antrenate de curent, contribuind astfel la creterea viscozitii aparente a topiturii.

Aliajele cu tensiune superficial mare nu umecteaz pereii canalului la turnare (90(). Aceste aliaje au o capacitate mic de umplere a cavitilor nguste ale formei i deci de obinere a pieselor cu perei subiri. Ca exemple se pot aminti aliajele cu temperaturi ridicate de topire, cu matricea metalic de baz din fier sau cupru.

Aliajele cu tensiune superficial mic umecteaz pereii formei, au o fluiditate ridicat i ptrund uor n canalele capilare formate prin nlnuirea porilor amestecului de formare.

Tensiunea superficial a fontelor este determinat de compoziia chimic i de variaia acesteia n urma procesului de modificare. ndeprtarea elementelor activ superficiale (oxigenul i sulful) n timpul procesului de modificare conduce la creterea tensiunii superficiale a fontei. Astfel, pentru fontele cu grafit nodular, tensiunea superficial variaz ntre 1,3 i 1,6 N/m, n timp ce pentru fontele cu grafit lamelar este cuprins ntre 0,8 i 1,1 N/m [6].

Meninerea fontei modificate n stare lichid determin micorarea tensiunii superficiale a acesteia, concomitent cu pierderea compactitii separrilor de grafit.

n cazul oelurilor, tensiunea superficial este cuprins ntre 1,2 i 1,3 N/m. Elemente ca oxigenul sau sulful determin o micorare a tensiunii superficiale [7].

Pentru majoritatea metalelor pure si aliajelor efectul temperaturii asupra tensiunii superficiale const n tendina de micorare a acesteia. Influena temperaturii se poate aprecia pe baza unor relaii empirice [8]:

- relaia Taylor: 398 0,14 (T 179); (6)

- relaia Pokrowschi: 537 0,072 (T 250); (7)

- relaia Hogness: 754 0,09 (T 419). (8)Excepie de la aceast regul fac unele aliaje la care se manifest puternic influena elementelor superficial active (de exemplu, aliajele din sistemul Sn-Te).

n cele mai multe cazuri, modificarea fluiditii ca urmare a aciunii asupra proprietilor intrinseci ale aliajelor se realizeaz cu dificultate. Din acest motiv, se recomand ca mbuntirea capacitii de curgere a aliajelor s se realizeze intervenind asupra proprietile materialului formei i condiiilor de turnare.

Metode de determinare

Determinarea fluiditii se poate face att teoretic ct i practic.

Teoretic, fluiditatea real l se poate calcula cu expresia propus de Guleaev [2]:

, (9)

n care: A este o constant care depinde de proprietile fizico-chimice i tehnologice ale aliajului i formei;

(l - densitatea aliajului;

- cldura specific a aliajului;

- temperatura de turnare;

- temperatura mediului ambiant;

, n care L este cldura latent de solidificare;

- temperatura medie a aliajului n perioada de curgere;

- temperatura medie a formei.

De asemenea, se obin rezultate apropiate de valorile determinate experimental pentru fluiditatea real, i prin utilizarea relaiei:

, (10)

unde: g este acceleraia gravitaional;

H nlimea coloanei de aliaj lichid;

- coeficientul de pierdere de presiune;

R raza medie a suprafeei probei;

a, b, c constante caracteristice fiecrui aliaj i material de formare (pentru turnarea oelului n forme temporare uscate a = 3,5 cm2, b = 0,047(C-1, c = 0,033 cm-2 [2]).

Practic, determinarea fluiditii aliajelor se realizeaz cu ajutorul urmtoarelor probe tehnologice [9]:

- proba spiral (fig. 3), care este folosit frecvent n practic. Fluiditatea se determin prin msurarea lungimii prii de spiral umplute. Proba are o seciune de 52,3 mm2 [10]. Pentru o apreciere mai uoar a lungimii parcurse de aliaj, pe modelul spiralei sunt marcate 30 de repere din 50 n 50 mm.

Fig. 3. Proba spiral pentru determinarea fluiditii: 1 - plnia de turnare; 2 piciorul de turnare; 3 spirala; 4 proeminene; 5 filtru.

n cazul fontelor, pentru a se evita apariia unor defecte n piesele turnate se recomand asigurarea unei fluiditi minime necesare, determinate pe proba spiral, n funcie de grosimea de perete i de marca fontei (tab. 2) [6].

Tabelul 2

Fluiditatea fontelor cenuii n funcie de grosimea de perete

Grosimea peretelui, mm3 ...66 ... 1515 ... 20> 25

Fluiditatea minim, mm500 ...700400 ...500300 ... 400200 ... 300

ntre fluiditatea fontelor cenuii i gradul de supranclzire exist o dependen liniar de forma [6]:

, [mm] (11)- proba dreapt (fig. 4). Fluiditatea se obine prin msurarea lungimii barei de aliaj care rezult.

Fig. 4. Proba dreapt: 1 plnia de turnare; 2 dop; 3 proba.

- proba n form de U sau proba Nehendzi-Samarin (fig. 5), folosit n special pentru oeluri. Proba se toarn ntr-o form metalic i prezint o poriune iniial, descendent, cu diametrul de 9 mm i un canal ascendent cu diametrul de 6 mm. Msurarea fluiditii se face prin msurarea lungimii poriunii de canal cu diametrul de 6 mm, parcurs de aliaj.

- proba harf (fig. 6). Fluiditatea se determin prin msurarea lungimii canalelor verticale. Deoarece aceste canale au seciune diferit, se poate stabili variaia fluiditii aliajului cu grosimea de perete.

Modul de lucru

Pentru determinarea fluiditii se folosete proba spiral. Aliajul se va turna ntr-o form metalic i n dou forme temporare (crud i uscat). Gradul de suprnclzire a aliajului va fi cuprins ntre 50...100(C.

La turnare se vor respecta urmtoarele condiii:

- turnarea se va face de la aceeai nlime;

Fig. 5. Proba n form de U.

Fig. 6. Proba harf.

- forma va fi etanat n planul de separaie;

- se va asigura reinerea zgurei.

Rezultate experimentale

Valorile obinute prin msurarea lungimii probelor spiral se vor trece n tabelul 3.

Prelucrarea datelor i concluzii

Pe baza datelor din tabelul 3 se vor trasa urmtoarele grafice:

Tabelul 3

Valorile experimentale obinute la determinarea fluiditii

AliajMaterialul formeiFluiditatea, mm

(T=50 K(T=75 K(T=100 K

Font

Amestec crud

Amestec uscat

- corelaia fluiditate - temperatur de turnare, pentru cele trei tipuri de form de turnare;

- corelaia fluiditate tip form, la temperatur constant, pentru variantele analizate.

Se vor interpreta rezultatele obinute, explicndu-se modul n care parametrii studiai (temperatura de turnare i natura formei) influeneaz fluiditatea.

Aplicaii

a. S se analizeze, folosind relaia lui Arrhenius (), efectul temperaturii asupra viscozitii dinamice a cuprului i aluminiului. Datele cunoscute sunt prezentate n tabelul 4. Rezultatele obinute (tab. 5) se vor reprezenta grafic.

Tabelul 4

MetalTt, (C(0, mPa(sE, kJ mol-1

Al6600,25713,08

Cu10830,52923,85

Tabelul 5

Metal(Ts, (C(, mPa(s

Al0

30

60

90

120

150

Cu0

25

50

75

100

b. S se determine prin calcul fluiditatea unui aliaj de aluminiu pentru trei temperaturi de turnare i dou temperaturi de prenclzire a formei. Valorile cunoscute ale parametrilor de proces sunt prezentate n tabelele 6 i 7, n care:

( este densitatea aliajului;

cl - cldura specific n stare lichid a aliajului;

cs - cldura specific n stare solid a aliajului;

Tlich - temperatura lichidus;

- temperatura de fluiditate nul;

L - cldura latent de solidificare;

k - coeficientul global de schimb de cldur;

x - fracia de faz solidificat;

p - perimetrul canalului de curgere;

( - coeficientul de pierdere a vitezei;

h - nlimea coloanei de aliaj lichid;

T0 - temperatura iniial a formei;

Tt - temperatura de turnare;

V - volumul aliajului care curge.

Tabelul 6

(,

kg/m3cpl, J/(kgK)cps, J/(kgK)Tlich,

(C,

(CL,

J/kgk,

W/(m2K)xp,

m(h,

m

27001420109062058839000011550,22,8(10-20,80,1

Tabelul 7

T0, (CTt, (CV, x 10-5 m3

206701,920

7002,548

7403,220

506702,420

7002,960

7403,515

Valorile obinute vor fi reprezentate grafic.Indicaii suplimentare

Fluiditatea, exprimat prin lungimea de curgere a aliajului, se poate determina din urmtoarea ecuaie de bilan termic:

(8)

(9)

, (10)

, (11)

, (15)

, (16)

, (17)

unde: Tma este temperatura medie a aliajului (); t - timpul de curgere.

c. S se determine fluiditatea unei fonte cenuii cu urmtoarea compoziie chimic: C = 3,5%, Si = 2%, Mn = 0,8%, P = 0,3%, S = 0,1% . Turnarea se face la temperatura de 1350(C ntr-o form temporar.

Indicaii suplimentare

Pentru fontele cenuii fluiditatea se poate determina prin calcul, pe baza relaiei [5]:

[mm], (18)

unde: este temperatura de turnare, n (C;

- carbonul echivalent de fluiditate, definit conform relaiei:

[%];

C, Si, P elementele din compoziia chimic a fontei.

Bibliografie

1. Sofroni, L., Brabie, V., Bratu, C. Bazele teoretice ale turnrii. Editura Didactic i Pedagogic, Bucureti, 1980.

2. Albi, Gh., Rdulescu, C. Bazele proceselor de turnare a metalelor i aliajelor. Editura Tehnic, Bucureti, 1970.

3. Beeley, P. Foundry Technology. Butterworth-Heinemann, 20014. Richardson, F. D. Physical Chemistry of Melts in Metallurgy. Academic Press Inc (London) LTD, 1974.

5. Dinsdale, A. T., Quested, P. N. The viscosity of aluminium and its alloy a review of data and models. 1st FeAl Meeting Boulder, 22 June 2003.

6. Sofroni, L., Ripoan, I., Brabie, V., Chiamera, M. Turnarea fontei. Editura Didactic i Pedagogic, Bucureti, 1985.

7. Brabie, V., Bratu, C., Chira, I. Tehnologia elaborrii i turnrii oelului. Editura Didactic i Pedagogic, Bucureti, 1980.

8. Semenchenko, V. K. Surface Phenomena in Melts and Alloys. Pergamon Press Ltd., 1961.

9. Sofroni, L., Brabie, V., Bratu, C., Cernat, C., tefnescu, Fl., Neagu. G. Bazele teoretice ale turnrii - ndrumar de laborator. I.P.B., 1987.

10. Campbell, J. Castings. Butterworth Heinemann, 2000.

6. Fluiditatea COMPOZITELOR METALICE

Consideraii teoretice

Materialele compozite se pot defini ca un amestec de dou sau mai multe componente ale cror proprieti se completeaz reciproc. Rezult astfel un material cu proprieti superioare celor specifice fiecrui component n parte.

n cele mai multe cazuri, compozitul cuprinde un material de baz, matricea, n care se afl dispersat un material complementar sub form de particule sau fibre.

Utilizarea materialului complementar sub form de particule s-a extins n ultima perioad, deoarece prezint unele avantaje importante:- n comparaie cu fibrele, particulele sunt mult mai ieftine;

- exist posibilitatea obinerii unor materiale izotrope sau cu o neomogenitate controlat;

- se pot folosi tehnologii simple pentru nglobare i dispersare n matrice.Particulele produse din carbur de siliciu, grafit, alumin, sticl, de form sferic, cubic, plat sau de alt configuraie, se utilizeaz, n special, pentru producerea compozitelor cu rezisten mare la uzare, asigurnd produsului realizat o densitate redus, stabilitate dimensional bun i proprieti specifice ridicate. n general, particulele utilizate trebuie s ndeplineasc urmtoarele condiii:

- dimensiuni relativ mici, care s varieze de la civa microni la cteva sute de microni;

- s fie umectate de aliajul lichid;

- s nu reacioneze puternic cu elementele din baia metalic. Pentru fiecare combinaie matrice-material complementar exist o valoare distinct a timpului dup care rezistena stratului de la interfa ajunge la valoarea maxim.

- densitatea s fie apropiat de cea a topiturii metalice, pentru a se evita segregarea gravitaional.

Condiiile de umectare sunt de obicei greu de realizat n sistemele obinuite topitur metalic - material complementar.

Experimental s-a determinat c umectarea carbonului, aluminei, carburii de siliciu i a carburii de bor de ctre aluminiu i aliajele sale nu se realizeaz la temperaturi mai mici de 950(C [1].

n vederea realizrii unei ncorporri mai bune a materialului complementar, se pot lua mai multe msuri care conduc la micorarea unghiului de umectare. Tehnicile folosite n acest scop constau n: acoperirea componentei solide cu o pelicul metalic sau nemetalic, tratarea termic a materialului dispersat n vederea oxidrii sau eliminrii gazelor adsorbite n stratul superficial i alierea bii metalice [2].

Cele mai simple procedee de procesare la cald a compozitelor metalice sunt cele de turnare. Dintre acestea, turnarea gravitaional poate fi folosit frecvent, deoarece prezint o serie de avantaje: posibilitatea producerii unor piese cu o configuraie complicat, modificri minime ale tehnologiilor actuale de turnare i investiii relativ reduse [3].

Dintre metodele de realizare a amestecului compozit destinat turnrii, tehnologia bazat pe amestecarea mecanic a componentelor s-a impus de la nceput, datorit simplitii i costului sczut.

Varianta cea mai simpl const n adugarea fazei secundare n zona de vrtej creat n topitur, prin agitarea mecanic a acesteia cu ajutorul unui ax cu palete (procedeul Vortex) [3], [4]. Instalaia prezentat schematic n figura 1 se compune dintr-o tij rotitoare, antrenat de un motor electric cu turaie variabil, avnd la capt un sistem de palete metalice sau ceramice (fig. 1). Materialul complementar se introduce gradat, fiind preferabil folosirea unor dozatoare vibratoare pentru evitarea formrii aglomerrilor.

Fig. 1. Instalaie tip Vortex pentru agitarea mecanic a topiturii; 1-creuzet; 2-palete; 3-cuptor; 4-ax; 5-motor electric; 6-lagre; 7-cadru de sprijin [3].

Gradul de ncorporare i de dispersare a fazei solide n matrice depinde de timpul de agitare.

n cazul aliajelor cu oxidabilitate ridicat este necesar ca agitarea, prin care se mrete suprafaa de contact cu aerul, s se realizeze ntr-o incint cu atmosfer controlat.

Deplasarea lichidului n jurul particulelor solide are ca efect splarea suprafeei acestora de impuriti, mbuntind astfel condiiile de umectare.

n procesul de amestecare mecanic a componentelor exist trei parametri importani care in de instalaia utilizat:

- viteza de agitare. Prin introducerea progresiv a fazei solide intensitatea agitrii se micoreaz, motiv pentru care turaia axului cu palete trebuie adaptat la proporia de material complementar introdus n aliaj;- diametrul agitatorului. ntr-un studiu de sintez privind metoda Vortex, Aniban arat ca raportul dintre diametrul agitatorului (d) i diametrul creuzetului (D) trebuie s fie cuprins ntre 0.36 i 0,75 [5]. Pentru compozitele din sistemul aluminiu - carbur de siliciu se recomand d/D = 0,63 [6]. De asemenea, raportul dintre limea paletei (l) i diametrul agitatorului este cuprins ntre 0,3 i 0,5, valoarea maxim fiind recomandat pentru compozitele Al-SiC.

- poziia agitatorului pe nlime, n creuzetul cu topitur metalic. Ca urmare a studiilor efectuate pe model, Ghosh recomand ca agitatorul s fie plasat n axa de simetrie a vasului. Raportul dintre nlimea h la care este poziionat agitatorul, fa de partea de jos a creuzetului, i nlimea coloanei de faz lichid este h/H = 0,15 [7].

Dei metodele de agitare mecanic conduc la rezultate satisfctoare, nu trebuie neglijate nici dezavantajele care apar:

- aglomerarea particulelor n timpul nglobrii i nedispersarea complet la continuarea agitrii;

- posibilitatea introducerii unei proporii relativ reduse de component solid, deoarece materialul ceramic nu este umectat de aliajele lichide;

- segregarea pozitiv sau negativ a fazei dispersate ca urmare a diferenelor de densitate ale componentelor. n vederea introducerii unei proporii mai mari de faz complementar i pentru evitarea producerii fenomenelor de segregare gravitaional, amestecarea se poate face folosind o matrice parial solidificat. Un dezavantaj important al metodei const ns n acela c, n cazul unui creuzet de dimensiuni mari, agitarea nu este uniform, fiind localizat n zona elementului aflat n micare. Fenomenul este accentuat de faptul c aliajul parial solidificat are o viscozitate mai mare n stare neagitat;- fragmentarea particulelor ca urmare a solicitrilor mecanice la care sunt supuse n timpul agitrii;

- flotarea fazei solide prin ataarea de bulele de gaz antrenate n baia metalic n timpul agitrii;

- absorbia aerului din mediul nconjurtor. Apariia porozitii trebuie evitat, deoarece rezistena mecanic a materialului compozit se reduce drastic cu fracia volumetric de pori. Porozitatea crete semnificativ pentru valori ale raportului d/D cuprinse ntre 0,56 i 0,63 [5].Apariia porozitii i stabilirea proporiei acesteia se poate realiza prin metalografie cantitativ. Metoda este ns destul de imprecis, deoarece porii se pot confunda cu particulele, iar uneori particulele sunt regsite n poroziti. De aceea, mai exact este metoda de msurare a densitii.

Porozitatea compozitului turnat se determin prin msurarea pierderii de greutate (9(.

Dac n compozit nu exist poroziti, atunci densitatea teoretic a acestuia este:

, (1)

n care: este densitatea teoretic;

- volumul particulelor;

- densitatea particulelor;

- densitatea matricei.

Densitatea compozitului determinat experimental, , poate fi exprimat astfel:

, (2)

n care, , este fracia volumetric total a porozitilor i particulelor:

, (3)

- fracia volumetric a porozitilor.

Folosind ecuaiile (1)...(3), rezult pentru fracia volumetric a porozitilor expresia:

. (4)

nglobarea materialului complementar sub form de particule conduce la mrirea forelor interne de frecare din topiturile metalice, i deci a viscozitii acestora. Ca urmare, se impune tratarea amestecului compozit ca un fluid polifazic, caracterizat de o viscozitate aparent.

Principalii factori care influeneaz viscozitatea topiturilor polifazice sunt [8]:

- proprietile mediului de dispersie;

- proprietile fazei dispersate (masa particulelor, forma .a.);

- gradul de finee i concentraia volumetric a materialului complemetar. Viscozitatea dinamic aparent se mrete cu majorarea concentraiei particulelor nglobate i cu creterea fineei acestora;

- tendina de aglomerare a particulelor. n majoritatea amestecurilor compozite metalice acest proces are loc datorit condiiilor de neumectare existente n sistem.

n cazul compozitelor metalice cu particule, pentru concentraii ale materialului complementar mai mici de 5%, viscozitatea dinamic aparent este dat de relaia:

, (5)

n care: este o constant hidrodinamic ( = 2,5);

- concentraia volumetric a particulelor.

Valoarea constantei hidrodinamice a fost stabilit pe baza urmtoarelor ipoteze simplificatoare [8]:

- nu exist interaciuni ntre faza lichid i particulele complementare;

- particulele dispersate sunt solide, sferice, rigide i nedeformabile;

- forele de atracie dintre particule sunt neglijabile.

Cu ct particula se abate mai mult de la o form sferic, tinznd ctre una elipsoidal, cu att mai mult se micoreaz valoarea sa. De asemenea, micarea de rotaie a particulelor n faza lichid reduce valoarea constantei hidrodinamice.

Pentru concentraii ale materialului complementar mai mari de 5%, viscozitatea dinamic aparent a topiturii se apreciaz cu expresia:

, (6)

n care: b = 10,05 pentru compozitele cu matricea din aluminiu.

Fenomenul se explic prin creterea progresiv a forelor de frecare intern odat cu mrirea proporiei de componet solid dispersat.

Variaia fluiditii amestecului compozit cu temperatura este asemntoare cu cea a unui aliaj lipsit de particule. ntr-un domeniu de temperaturi mai sczute, fluiditatea este mult mai puternic influenat de proporia de particule.

Fluiditatea depinde, de asemenea, i de forma i mrimea particulelor, de gradul de aglomerare i de intensitatea procesului de segregare.

n absena unei fluiditi corespunztoare a amestecului compozit metoda de turnare gravitaional nu poate fi aplicat.

Modul de lucru

ncercri