2/2014 ISSN Instytut Odlewnictwa. Foundry Research Institute

Transkrypt

1 2/2014 ISSN Instytut Odlewnictwa Foundry Research Institute

2 PRACE INSTYTUTU ODLEWNICTWA TRANSACTIONS OF FOUNDRY RESEARCH INSTITUTE Tom LIV 2014 Numer 2 SPIS TREŚCI Volume LIV 2014 Number 2 CONTENTS 1. Władysław Madej, Stanisław Pysz, Irena Izdebska-Szanda, Janusz Miklaszewski, Tadeusz Zdończyk: Ekologiczna i materiałooszczędna technologia wytwarzania wstawek hamulcowych o stabilnych parametrach jakościowych. Cz. 1. Modernizacja technologii z zastosowaniem symulacji komputerowej PIOTR DUDEK, AleksandEr FAJKIEL, tomasz REGUŁA, JACEK BOCHENEK: Badania nad technologią odlewania ablacyjnego stopów aluminium ROBERT ŻUCZEK, ANDRZEJ GWIŻDŻ, DAMIAN WRÓBLEWSKI: Komputerowa symulacja naprężeń powstających w wyniku zastosowanej obróbki cieplnej PIOTR DŁUGOSZ, PAWEŁ DARŁAK, PIOTR DRZYMAŁA, JERZY J. SOBCZAK: Popioły lotne jako faza zbrojąca kompozytów metalowych na osnowie stopów metali lekkich. Cz. 3. Wpływ składu chemicznego na charakterystyczne temperatury topliwości węglowych popiołów lotnych Wskazówki dla Autorów Procedura recenzyjna artykułów zgłoszonych do kwartalnika Prace Instytutu Odlewnictwa Władysław Madej, Stanisław Pysz, Irena Izdebska-Szanda, Janusz Miklaszewski, Tadeusz Zdończyk: The ecological and materialsaving technology for producing brake blocks with stable parameters of quality. Part 1. Technology modernization using computer simulation PIOTR DUDEK, AleksandEr FAJKIEL, tomasz REGUŁA, JACEK BOCHENEK: Research on ablation casting technology for aluminium alloys ROBERT ŻUCZEK, ANDRZEJ GWIŻDŻ, DAMIAN WRÓBLEWSKI: Computer simulation of stresses occurring as a result of applied heat treatment PIOTR DŁUGOSZ, PAWEŁ DARŁAK, PIOTR DRZYMAŁA, JERZY J. SOBCZAK: Fly ash as a reinforcement of light metal matrix composites. Part 3. The influence of a chemical composition on characteristic fusibility temperatures of coal fly ashes Instructions for Authors Review Procedure for articles submitted to the Transactions of the Foundry Research 77 Institute

3 Wydawca/Editor: INSTYTUT ODLEWNICTWA / FOUNDRY RESEARCH INSTITUTE KOLEGIUM REDAKCYJNE / EDITORIAL BOARD: Jerzy Józef SOBCZAK (Redaktor Naczelny / Editor-in-Chief), Andrzej BALIŃSKI (Z-ca Redaktora Naczelnego / Assistant Editor), Andrzej BIAŁOBRZESKI, Zbigniew GÓRNY, Stanisława KLUSKA-NAWARECKA, Natalia SOBCZAK, Józef Szczepan SUCHY, Joanna MADEJ (Sekretarz Redakcji / Secretary) Redaktor statystyczny / Statistical Editor: Andrzej KARPISZ Redaktorzy tematyczni / Thematic Editors: Natalia SOBCZAK (chemia fizyczna / Physical Chemistry), Marta KONIECZNA (odlewnictwo / Metalcasting), Andrzej GAZDA, Tomasz DUDZIAK (inżynieria materiałowa / Materials Engineering), Piotr DUDEK (metalurgia / Metallurgy) KOMITET NAUKOWY / SCIENTIFIC COMMITTEE: Simeon AGATHOPOULOS (Grecja/Greece), Rajiv ASTHANA (USA), Dana BOLIBRUCHOVÁ (Słowacja/Slovakia), Andreas BÜHRIG-POLACZEK (Niemcy/Germany), Józef DAŃKO, Ludmil DRENCHEV (Bułgaria/Bulgaria), Natalya FROUMIN (Izrael/Israel), Hidetoshi FUJII (Japonia/Japan), Edward GUZIK, Marek HETMAŃCZYK, Mariusz HOLTZER, Milan HORACEK (Czechy/Czech Republic), Werner A. HUFENBACH (Niemcy/Germany), Jolanta JANCZAK-RUSCH (Szwajcaria/ Switzerland), Olga LOGINOVA (Ukraina/Ukraine), Enrique LOUIS (Hiszpania/ Spain), Luis Filipe MALHEIROS (Portugalia/Portugal), Adam MAZURKIEWICZ, Tadeusz MIKULCZYŃSKI, Sergei MILEIKO (Rosja/Russia), Kiyoshi NOGI (Japonia/Japan), Władysław ORŁOWICZ, Alberto PASSERONE (Włochy/ Italy), Klaus-Markus PETERS (USA), Krystyna PIETRZAK, Wojciech PRZETAKIEWICZ, Pradeep Kumar ROHATGI (USA), Sudipta SEAL (USA), Jan SZAJNAR, Michał SZWEYCER, Roman WRONA, Paweł ZIĘBA Publikowane artykuły były recenzowane / The articles published herein have been reviewed Projekt okładki / Graphic Design: Jan Witkowski Skład komputerowy / Computer Typesetting: Anna Samek-Bugno Korekta wydawnicza / Proofreading: Marta Konieczna, Anna Samek-Bugno ADRES REDAKCJI / EDITORIAL OFFICE: Prace Instytutu Odlewnictwa Kraków, ul. Zakopiańska 73 tel. (12) , fax (12) joanna.madej@iod.krakow.pl Copyright by Instytut Odlewnictwa Żadna część czasopisma nie może być powielana czy rozpowszechniana bez pisemnej zgody posiadacza praw autorskich No part of this publication may be reproduced or distributed without the written permission of the copyright holder Printed in Poland ISSN (printed version the original one) ISSN X (online) Publikacja dofinansowana ze środków Ministra Nauki i Szkolnictwa Wyższego w ramach programu Index Plus (projekt nr IxP ). This publication was funded by the Ministry of Science and Higher Education through the Index Plus program (project no. IxP ).

4 PRACE INSTYTUTU ODLEWNICTWA TRANSACTIONS OF FOUNDRY RESEARCH INSTITUTE Volume LIV Year 2014 Number Instytut Odlewnictwa. All rights reserved. DOI: /iod Ekologiczna i materiałooszczędna technologia wytwarzania wstawek hamulcowych o stabilnych parametrach jakościowych Cz. 1. Modernizacja technologii z zastosowaniem symulacji komputerowej The ecological and material-saving technology for producing brake blocks with stable parameters of quality Part 1. Technology modernization using computer simulation Władysław Madej 1, Stanisław Pysz 2, Irena Izdebska-Szanda 1, Janusz Miklaszewski 3, Tadeusz Zdończyk 3 1 Instytut Odlewnictwa, Zakład Technologii, ul. Zakopiańska 73, Kraków 2 Instytut Odlewnictwa, Centrum Projektowania i Prototypowania, Pracownia Projektowania Komputerowego Procesów Odlewniczych, ul. Zakopiańska 73, Kraków 3 Odlewnia Żeliwa i Metali Nieżelaznych Spomel s.p., ul. Abrahama 5, Lębork 1 Foundry Research Institute, Department of Technology, ul. Zakopiańska 73, Kraków 2 Foundry Research Institute, Design and Prototyping Center, Bureau for Computer Assisted Design of Casting Processes, ul. Zakopiańska 73, Kraków 3 Odlewnia Żeliwa i Metali Nieżelaznych Spomel s.p., ul. Abrahama 5, Lębork wladyslaw.madej@iod.krakow.pl Streszczenie Prezentowany artykuł jest pierwszym z cyklu omawiającym prace badawcze związane z udoskonaleniem technologii produkcji wstawek hamulcowych dla kolejnictwa w odlewni Spomel w Lęborku. Współpraca z Instytutem rozpoczęła się od realizacji projektu modernizacji procesu wytwarzania odlewów nowej generacji nieiskrzących wstawek hamulcowych dla potrzeb kolejnictwa w latach W ramach tego projektu opracowana została ekologiczna i materiałooszczędna technologia wytwarzania nieiskrzących wstawek hamulcowych o wysokich parametrach jakościowych. Wyniki badań nad opracowaniem tej technologii przedstawiono w niniejszym artykule. Badania te obejmowały między innymi opracowanie metod zasilania odlewu, dobór składu mas formierskich i rdzeniowych zapewniających uzyskanie poprawy dokładności wymiarowej oraz jakości powierzchni odlewów, stabilizację parametrów technologicznych wykonywania form odlewniczych, badania struktury, właściwości mechanicznych i ścieralności tworzywa odlewów testowych, a także określenie parametrów technologicznych procesu odlewniczego. Abstract The presented article is the first in the series, which presents research related to the improvement of technology for producing brake blocks for the railway industry in the Spomel foundry in Lębork. The cooperation with the Foundry Research Institute started with the implementation of a project which modernised the process for producing casts of a new generation of non-sparking brake blocks for the needs of the railway industry in the years Within the framework of this project an ecological and material-saving technology was developed for producing non-sparking brake blocks with high quality parameters. The research results obtained from the development of the technology are presented in the present article. The research included, among other things, the development of a method for feeding the cast, the selection of moulding and core sands which ensure improved dimensional accuracy and quality of surfaces of casts, stabilisation of technological parameters of produced casting moulds, the research of the structure, mechanical properties and abrasion of examined cast material, as well as determination of technological parameters for the casting process. 3

5 W. Madej, S. Pysz, I. Izdebska-Szanda, J. Miklaszewski, T. Zdończyk: Ekologiczna i materiałooszczędna technologia Słowa kluczowe: odlewy wstawek klocków hamulcowych, poprawa jakości odlewu, masa formierska, obniżenie kosztów, oszczędność energii i materiałów, ochrona środowiska, zmniejszenie uciążliwości pracy Key words: brake block casts, improving the quality of the cast, moulding sand, reducing costs, saving energy and material, environmental protection, decreasing work arduousness 1. Stan zagadnienia, cel i zakres badań Zagadnienie opracowania wysokiej jakości materiałów ciernych układów hamulcowych jest bardzo ważne dla bezpieczeństwa transportu. Istotnym elementem tego układu są wstawki hamulcowe, stanowiące część cierną, która wywiera nacisk na koła pociągu podczas hamowania. Podczas hamowania z większych prędkości w starego typu układach występuje gwałtowne iskrzenie między wstawką a bieżnią koła, które w wielu przypadkach jest powodem pożarów (np. lasów i poszycia leśnego) [1]. Aby wyeliminować to niebezpieczne zjawisko, opracowano w Ośrodku Badawczo-Rozwojowym Pojazdów Szynowych w Poznaniu (obecnie Instytut Pojazdów Szynowych) specjalną konstrukcję wstawek nieiskrzących (z wąskimi szczelinami dylatacyjnymi wychwytującymi iskrzenie podczas hamowania). Nowe elementy układu hamulcowego posiadają większą żywotność podczas eksploatacji. Odlewnia SPOMEL, której kluczowym asortymentem są odlewy wstawek hamulcowych dla potrzeb kolejnictwa, nabyła prawa do produkcji nowej generacji wstawek z dylatacjami przeciwiskrowymi. Nową produkcję nieiskrzących odlewów wstawek uruchomiono początkowo przy zastosowaniu tymczasowej technologii, jednak około 10% omawianych odlewów stanowiła produkcja brakowa. Przy istniejącej technologii dla otrzymania wyrobu o wymaganej jakości powierzchni koniecznym było poddawanie 100% odlewów obróbce wykańczającej, przez szlifowanie powierzchni zewnętrznych i oczyszczanie szczelin za pomocą elektronarzędzi. W przypadku nieiskrzących wstawek hamulcowych bardzo istotnym elementem jakościowym jest powierzchnia odlewu. Przypalona do powierzchni odlewu masa rdzeniowa jest przyczyną szybkiego zużycia zarówno wstawek, jak i kół, a niedokładnie odwzorowane przez rdzenie szczeliny dylatacyjne nie wychwytują iskier. W celu uzyskania właściwej jakości produkcji niezbędna była modernizacja procesu technologicznego oraz modernizacja stanowisk do ich wykonywania. Wzrastające wymagania techniczno-ekonomiczne oraz wymagania z zakresu ochrony środowiska naturalnego i warunków pracy spowodowały podjęcie w odlewni SPOMEL, przy współpracy z Instytutem Odlewnictwa, działań mających na celu udoskonalenie technologii wytwarzania nieiskrzących wstawek hamulcowych, w ramach projektu celowego. Celem prac badawczych było opracowanie ekologicznej i materiałooszczędnej technologii wytwarzania 1. The issue, the aim and the scope of the research The issue of developing high-quality friction materials for braking systems is very important for the safety of transportation. Essential elements of this system are brake blocks, which constitute the frictional part and exert pressure on a train s wheels during braking. While braking from higher speeds in the old type of braking systems there occurs sudden sparking between a brake block and wheel tread, which in many instances is the cause of fires (e.g. forest and undergrowth fires) [1]. In order to eliminate this dangerous phenomenon in the Research and Development Centre for Rail Vehicles in Poznań (currently the Rail Vehicles Institute) developed was a special design of non-sparking brake blocks (with narrow expansion gaps which catch sparks during braking). The new elements of the braking system have longer service life. The SPOMEL foundry, whose key product range are casts of brake blocks for the railway industry, has acquired the right to produce the new generation of brake blocks with anti-sparking expansion gaps. The new production of casts of non-sparking brake blocks was initially launched with the use of the previous technology, however around 10% of the said casts were manufacturing rejects. With the existing technology for producing elements with the required quality of surface it was necessary for 100% of casts to undergo finishing processing by grinding the external surfaces and cleaning the gaps with the use of power tools. In case of non-sparking brake blocks a very important quality element is the surface of a cast. The core sand scorched to the surface of a cast causes quick wear both brake blocks and wheels, which means more expansion gaps which are not precisely modelled by cores do not catch sparks. In order to obtain the proper quality of production it was necessary to modernise the technological process and the stands used for the production. Increasing technological-economical requirements and requirements within the scope of environmental protection and working conditions led to, in the SPOMEL foundry in cooperation with the Foundry Research Institute, actions aimed at improving the technology for producing non-sparking brake blocks within the framework of a targeted project. The aim of the research was to develop an economical and material-saving technology for producing non-sparking brake blocks with high quality parameters. 4 Prace IOd 2/2014

6 W. Madej, S. Pysz, I. Izdebska-Szanda, J. Miklaszewski, T. Zdończyk: The ecological and material-saving technology nieiskrzących wstawek hamulcowych o wysokich parametrach jakościowych. Dla określenia prawidłowych warunków zalewania, krzepnięcia i stygnięcia odlewów przeprowadzono symulację komputerową tych procesów przy zastosowaniu programu MAGMAsoft. Analiza miała na celu określenie warunków zalewania formy eliminujących możliwość występowania pęcherzy gazowych, rzadzizn, fałd, niespawów oraz stworzenie optymalnych warunków krzepnięcia odlewu dla krystalizacji wymaganej struktury odlewów warunkującej jego właściwości mechaniczne, a szczególnie odporność na ścieranie. Ponadto dla wyeliminowania wad wewnętrznych odlewów typu jam skurczowych, obciągnięć, niejednorodności materiału nieodzowne było opracowanie systemu układów wlewowych, układów filtrujących oraz metod zasilania. Zastosowanie w produkcji odlewów opracowanego rozwiązania technologicznego, z równoczesnym zmodernizowaniem stanowisk wytwarzania tych odlewów, pozwoliło na uruchomienie ekologicznej, energoi materiałooszczędnej produkcji wysokojakościowych odlewów nieiskrzących wstawek klocków hamulcowych. 2. Założenia techniczne i technologiczne zmodernizowanego procesu Nowoczesnym odlewom wstawek hamulcowych stawiane są wysokie wymagania w zakresie jakości powierzchni, dokładności wymiarowej, odpowiedniej struktury, odpowiednich właściwości ciernych, mechanicznych, odporności na ścieranie oraz eliminacji zjawiska iskrzenia występującego podczas hamowania. Produkcję nowoczesnych odlewów wstawek hamulcowych powinna charakteryzować stabilizacja jakości i powtarzalność właściwości w ciągłym procesie produkcyjnym. Z tego powodu do ich produkcji konieczne było zastosowanie nowoczesnych rozwiązań technologicznych oraz modernizacja stanowisk ich wykonywania. Istotnym problemem przy produkcji wstawek jest to, aby powierzchnia odlewu była bez przypaleń masy formierskiej oraz aby dokładnie były odtwarzane szczeliny dylatacyjne zarówno pod względem dokładności ich umiejscowienia, jak i pod względem dokładności ich odwzorowania. Szczególnie ważnym jest aby gotowy wyrób był pozbawiony trudnych do usunięcia wżerów i przypaleń masy formierskiej, które są powodem szybkiego nierównego zużywania obręczy koła i wstawki hamulca działają jak ścierniwo. Powierzchnie szczelin dylatacyjnych powinny posiadać wysoki stopień gładkości. Do prób i badań wytypowano trzy gabaryty odlewów wstawek hamulcowych: 1. DO-250B z dylatacjami 2. DO-320B z dylatacjami 3. DO-380B z dylatacjami. To determine correct pouring, solidification and cooling conditions for casts a computer-aided simulation of these processes was conducted with the use of MAG- MAsoft. The analysis was aimed at determining pouring conditions for moulds which would eliminate the possibility of occurring blowholes, micro-shrinkages, folds, unwelds and creating optimal solidification conditions for casts to achieve crystallisation of the required structure of casts which condition their mechanical properties, especially wear resistance. Moreover, to eliminate internal defects of casts such as shrinkage cavities, sinks, inhomogeneities of the material it was indispensable to develop gating systems, filtration systems and feeding methods. The application of the developed technological solution to the production of casts, along with the modernisation of production stands enabled to launch ecological, energy- and material-saving production of high-quality casts of non-sparking brake blocks. 2. Technical and technological assumptions of the modernised process Modern brake blocks need to meet high requirements within the scope of surface quality, dimensional precision, proper structure, proper abrasion and mechanical properties, wear resistance and elimination of the sparking phenomenon which occurs during braking. The production of modern casts of brake blocks should be characterised by stable quality and repeatability of properties in a constant production process. Due to this fact, it was necessary to apply modern technological solutions and modernise the production stands. A significant problem during the production of brake blocks is the fact that a cast s surface should be without burns of moulding sand and that the expansion gaps should be precisely copied both when it comes to the precision of their location and the accuracy of the pattern. It is especially important that a ready-made product does not have difficulty to remove inclusions and burns of moulding sand, which cause fast, uneven wear of wheels and brake blocks they act as an abrasive material. The surfaces of expansion gaps should be characterised by high degree of smoothness. For tests and research three sizes of brake blocks casts were selected: 1. DO-250B with expansion gaps 2. DO-320B with expansion gaps 3. DO-380B with expansion gaps. Transactions of FRI 2/2014 5

7 W. Madej, S. Pysz, I. Izdebska-Szanda, J. Miklaszewski, T. Zdończyk: Ekologiczna i materiałooszczędna technologia Dla zapewnienia prawidłowego zapełnienia formy, przepływu metalu w formie oraz założonych warunków krzepnięcia i stygnięcia metalu zaproponowano zmianę parametrów układu wlewowego. Mając na uwadze konieczność uruchomienia zmodernizowanej produkcji nieiskrzących wstawek hamulcowych w odlewni niezbędne było wprowadzenie kompleksowych zmian, które spełniałyby wymagania stawiane dla tych odlewów w szczególności gwarantujących stabilizację procesu technologicznego, a przez to powtarzalność jakości odlewów. Opracowano parametry techniczno-technologiczne w procesie formowania specyficzne dla produkcji odlewów wstawki hamulcowej, ze zwróceniem szczególnej uwagi na dobór odpowiednich parametrów masy formierskiej, a przede wszystkim na skład ziarnowy osnowy piaskowej w efekcie końcowym wpływający zasadniczo na jakość odlewu. Opracowano oprzyrządowanie odlewnicze wstawek hamulcowych z uwzględnieniem maksymalnego wypełnienia przestrzeni formy, doboru właściwych układów wlewowych i zasilających. Prace związane z projektowaniem testowego oprzyrządowania były wspomagane symulacją komputerową procesu zalewania, zasilania, krzepnięcia i stygnięcia odlewów. Przewidywaną do wykonania dokumentację testowego oprzyrządowania wykonano dla wszystkich trzech gabarytów produkowanych wstawek hamulcowych, tj. DO-250B, DO-320B, DO-380B, w dwóch wersjach. W pierwszej wersji przyjęto, że odlewane żeliwo nie będzie wymagało zasilania z uwagi na wysoki stopień grafityzacji podczas krystalizacji pierwotnej. Drugi wariant konstrukcji oprzyrządowania zakładał, że dla otrzymania odlewów bez wad (jamy skurczowe, obciągnięcia) koniecznym będzie zastosowanie nadlewów zasilających odlew w ciekły metal. Odlewy nieiskrzących wstawek hamulcowych stosowane w taborze kolejowym, wykonywane są z żeliwa niskostopowego fosforowego P10. Skład chemiczny żeliwa przeznaczonego do wykonywania tych odlewów podaje Polska Norma nr PN-92/K [2]. Z uwagi na możliwość wystąpienia wad typu jamy skurczowe, porowatości, rzadzizny, w procesie produkcyjnym odlewania wstawek hamulcowych niezbędne było zawężenie składu chemicznego żeliwa określonego w normie, albowiem dopuszcza ona dla wykonywania wstawek hamulcowych żeliwo o składzie od podeutektycznego, o stopniu nasycenia eutektycznego S c = 0,78 i teoretycznym równoważniku węgla C e = 3,55, do żeliwa o składzie nadeutektycznym, o stopniu nasycenia eutektycznego do S c = 1,1 i teoretycznym równoważniku węgla C e = 4,8. Podwyższona zawartość fosforu w omawianym żeliwie stworzyła konieczność określania odpowiednika klasy tego żeliwa teoretycznym równoważnikiem węgla In order to ensure correct filling of the mould, metal flow in the mould and the assumed solidification and cooling conditions of metal it was suggested to alter the parameters of the gating system. Having in mind the necessity to launch a modernised production of non-sparking brake blocks in the foundry it was necessary to introduce complex changes, which would meet the requirements set for these casts particularly the ones which guarantee the stability of the technological process, and thus repeatability of casts quality. Technical-technological parameters specific for the production of a brake block were developed in the process of moulding, paying attention to the selection of proper parameters of moulding sand, mainly the grain composition of the sand matrix in the final effect which substantially influences the quality of a cast. Casting equipment was developed for brake blocks taking into account maximum filling of the mould s space, the selection of proper gating and feeding systems. Works related to designing the test equipment were supported by a computer simulation of pouring, feeding, solidification and cooling processes. The documentation of the test equipment was drawn up for all three sizes of produced brake blocks, i.e. DO-250B, DO-320B, DO-380B, in two versions. In the first version it was assumed that the poured cast iron will not need feeding because of the high degree of graphitisation during initial crystallisation. The second version of the equipment design assumed that in order to achieve casts without casting defects (shrinkage cavities, sinks) it would be necessary to utilise risers feeding molten metal. Casts of non-sparking brake blocks used in rolling stock are made of P10 low-alloy phosphorous cast iron. The chemical composition of cast iron designated for producing these casts is stipulated by the Polish Standard No. PN-92/K [2]. Due to the possibility of occurring defects, such as shrinkage cavities, porosity, micro-shrinkage, in the production process for casting brake blocks it was necessary to narrow the chemical composition of cast iron from under eutectic composition, with the degree of eutectic saturation S c = 0.78 and a theoretical carbon equivalent C e = 3.55, to cast iron with over eutectic composition, with the degree of eutectic saturation up to S c = 1.1 and a theoretical carbon equivalent C e = 4.8. Elevated content of phosphorous in the said cast iron created a necessity to determine an equivalent to this class of cast iron with a carbon equivalent C e. In the presented study this indicator was calculated from the following formulae: C e = C Si P [3]. It is recommended to narrow the permissible chemical composition of cast iron to the range C e = It should be cast iron with the composition: C = % by weight, Si = % by weight, 6 Prace IOd 2/2014

8 W. Madej, S. Pysz, I. Izdebska-Szanda, J. Miklaszewski, T. Zdończyk: The ecological and material-saving technology C e. W przedstawianej pracy wskaźnik ten obliczano z następującego wzoru: C e = C + 0,25 Si + 0,5 P [3]. Zaleca się zawężenie dopuszczalnego składu chemicznego żeliwa do zakresu C e = 4,1 4,8. Powinno być to żeliwo o składzie: C = 3,2 3,6%, Si = 1,9 2,2%, Mn = 0,5 0,8%, P = 0,9 1,3%, S max. = 0,16%. Stopień nasycenia eutektycznego tego żeliwa waha się w granicach S c = 0,95 1,09 jest to żeliwo o składzie zbliżonym do eutektycznego, posiadające dobrą zdolność do grafityzacji podczas krystalizacji pierwotnej. W przeprowadzonych próbach należy określić czy stosowanie żeliwa o wysokim równoważniku węglowym nie spowoduje obniżania ilości perlitu w odlewach wstawek hamulcowych. Mając na uwadze uzyskanie prawidłowego zasilania odlewów, obniżenie temperatury masy, skrócenie czasu wybicia odlewów, dobrą jakość powierzchni odlewów, należy ściśle przestrzegać, aby temperatura wytypowanego do prób żeliwa nie przekraczała temperatury zawartej w przedziale C. Zalewanie form żeliwem o temperaturze niższej od podanego zakresu stworzy możliwość występowania większej ilości braków typu niedolewy. W prowadzonych badaniach temperatura ciekłego metalu podczas spustu powinna wynosić C. W przypadku uruchomienia zmodernizowanego procesu wykonywania nieiskrzących wstawek hamulcowych, koniecznym jest dokonywanie szybkich analiz składu chemicznego i częstego pomiaru temperatury wytapianego i zalewanego żeliwa. Do wykonywania omawianych odlewów nieiskrzących wstawek hamulcowych proponuje się stosowany w zakładzie proces formowania maszynowego przy użyciu formierek wstrząsowo-prasujących typu FKT-65 zainstalowanych w linii do formowania. Wykonywanie tych odlewów odbywać się będzie wg technologii formowania na wilgotno w masie formierskiej bentonitowej. Dla zapewnienia prawidłowego zapełnienia formy, przepływu metalu w formie oraz założonych warunków krzepnięcia i stygnięcia metalu proponuje się zmienić parametry układu wlewowego. Wymiary, miejsce doprowadzenia metalu do formy, sposób zasilania odlewu pokazany zostanie w dokumentacji konstrukcyjno-technologicznej. Wszystkie te działania winny przynieść radykalną poprawę jakości z równoczesnym zmniejszeniem pracochłonności wykonania odlewów, kosztów jednostkowych, a tym samym przyczynić się do wzrostu opłacalności produkcji. Temperatura zalewania powiązana jest z wymiarami układu wlewowego oraz parametrami technologicznymi czasem zalewania, czasem wytrzymania metalu w formie. Parametry te będą w trakcie prób i badań kontrolowane i ewentualnie zmieniane. Wysokie wymagania techniczne, konstrukcyjne, technologiczne oraz użytkowe zmuszą producentów do zapewnienia powtarzalności procesu z zachowaniem na wszystkich etapach technologicznych wymaganych, powtarzalnych Mn = % by weight, P = % by weight, S max. = 0.16%. The degree of eutectic saturation of this cast iron fluctuates within the range S c = it is cast iron with a composition similar to the eutectic composition, which has a high ability of graphitisation during initial crystallisation. In the conducted research it should be determined whether the utilisation of cast iron with a high carbon equivalent will not cause a decrease in the quantity of perlite in casts of brake blocks. Bearing in mind the achievement of proper casts feeding, the decrease in the temperature of moulding sand, the reduction of casts knock-out time, good quality of casts surfaces we should observe the requirement that the temperature of cast iron selected for tests should not exceed the temperature within the range C. Pouring moulds with cast iron at a temperature lower than the given range will create the possibility of a bigger number of misrun defects. In the conducted research the temperature of molten metal while pouring should be within C. In case of launching a modernised process for producing non-sparking brake blocks it is necessary to make quick analyses of the chemical composition and more frequent measurements of cast and poured cast iron. In order to produce the said casts of non-sparking brake blocks recommended is the process of machine moulding, utilised in the foundry, with the use of a jolt squeeze moulding machine type FKT-65 installed in the moulding line. Producing these casts will be implemented according to the greensand moulding technology in bentonite moulding sand. In order to ensure correct filling of the mould, metal flow in the mould and the assumed solidification and cooling conditions of metal it was recommended to alter the parameters of the gating system. Dimensions, the place of feeding the metal to the mould, the manner of feeding will be demonstrated in the design-technology documentation. All these procedures should bring a radical improvement of quality and at the same time decrease labour output on producing casts, unit costs, and contribute to an increase in cost-effectiveness of production. The pouring temperature is related to the dimensions of the gating system and technological parameters pouring time, holding time of metal in the mould. These parameters will be controlled during tests and research and possibly altered. High technical, design, technological and utility requirements will force the producers to ensure repeatability of the process maintaining requirements at all required technological stages, repeatable technological and quality parameters. It will be ensured by proper organisation and the implementation of quality systems, control and recording of particular technological procedures. The quality of casts and conformity with acceptance conditions should be Transactions of FRI 2/2014 7

9 W. Madej, S. Pysz, I. Izdebska-Szanda, J. Miklaszewski, T. Zdończyk: Ekologiczna i materiałooszczędna technologia parametrów technologicznych i jakościowych. Zapewni to odpowiednia organizacja oraz wprowadzenie systemów jakości oraz kontroli i ewidencjonowania poszczególnych operacji technologicznych. Należy wyrywkowo sprawdzać jakość odlewów i zgodność z warunkami odbioru. Szczególną uwagę należy zwrócić na kontrolę struktury i właściwości mechaniczne oceniane w próbie kafarowej przeprowadzanej zgodnie z normą PN-92/K dotyczącą taboru kolejowego (obsady, wstawki i kliny klocków hamulcowych). 3. Zmodernizowany system wykonania odlewów nowej generacji nieiskrzących wstawek hamulcowych Wprowadzenie do produkcji omawianych odlewów opracowanej technologii wpłynie na poprawę jakości odlewów, zmniejszenie ilości braków, powtarzalność procesu, obniżkę kosztów wytwarzania. Wpłynie również korzystnie na poprawę warunków ekologicznych procesu, szczególnie na zmniejszenie ilości gazów wydzielanych w procesie zalewania form oraz zmniejszenie emisji pyłu i gazów żeliwiakowych. 4. Opracowanie dokumentacji testowego oprzyrządowania Zgodnie z założeniami techniczno-technologicznymi do modernizacji procesu wykonywania nieiskrzących wstawek klocków hamulcowych opracowane zostało oprzyrządowanie odlewnicze wstawek hamulcowych. Dokumentację testowego oprzyrządowania wykonano dla trzech gabarytów produkowanych wstawek hamulcowych z dylatacjami, tj.: DO-250B, DO-320B i DO-380B. Przy opracowaniu dokumentacji testowego oprzyrządowania zwracano szczególną uwagę na to, by opracowany wariant technologiczny umożliwiał: dobre zasilanie odlewów, spokojne wypełnianie wnęki formy ciekłym metalem, optymalny uzysk ciekłego metalu zalewanego do formy. W celu opracowania optymalnej technologii wykonywania odlewów nieiskrzących wstawek hamulcowych typu DO-250B, DO-320B, DO-380B przeprowadzono symulację komputerową (z zastosowaniem programu komputerowego Magmasoft) procesu zalewania oraz krzepnięcia i stygnięcia odlewów, według zaproponowanych rozwiązań konstrukcyjnych testowego oprzyrządowania wstawki DO-250B oraz wstawki DO-320B w wersji I projektu, bez nadlewów oraz w wersji II projektu z nadlewami. checked randomly. Special attention should be paid to the control of the structure and mechanical properties tested in drop weight tear tests conducted according to the standard PN-92/K regarding rolling stock (cast, brake blocks and wedges). 3. The modernised system for producing a new generation of non-sparking brake blocks The introduction of the described casts in the developed technology of production will influence the improvement of casts quality, the decrease in the number of defects, the repeatability of the process, and the reduction of production costs. It will also positively influence the improvement of ecological conditions of the process, especially the decrease in the emission of released gases in the process of pouring metal into moulds and the decrease in the emission of cupola gases and dust. 4. Drawing up the documentation of the test equipment According to technical-technological assumptions for the modernisation of the process for producing nonsparking brake blocks casting equipment was developed. The documentation of the test equipment was drawn up for three sizes of produced brake blocks with expansion gaps, i.e.: DO-250B, DO-320B and DO-380B. While developing the documentation of the test equipment special attention was paid so that the developed technological version enabled: proper casts feeding, steady filling of the moulding cast with molten metal, optimal yield of molten metal poured to the moulding cast. In order to develop an optimal technology for producing casts of non-sparking brake blocks type DO-250B, DO-320B, DO-380B a computer simulation was conducted (with the use of Magma software) of pouring, solidification and cooling processes, according to recommended design solutions of test equipment of the brake block type DO-250B and DO-320B in version I, without risers, and version II with risers. 8 Prace IOd 2/2014

10 W. Madej, S. Pysz, I. Izdebska-Szanda, J. Miklaszewski, T. Zdończyk: The ecological and material-saving technology Pierwsza wersja zakładała, że odlewane żeliwo nie będzie wymagało zasilania z uwagi na wysoki stopień grafityzacji podczas krystalizacji pierwotnej. Dla tego wariantu dokumentację zaprojektowano w ten sposób, aby w pierwszej kolejności następowało krzepnięcie wlewów doprowadzających ciekły metal do wnęki odlewu. Spodziewano się, że tego rodzaju rozwiązanie zapewni, tzw. samozasilanie odlewu związane z niwelowaniem skurczu odlewniczego dzięki wykrystalizowaniu dużej ilości grafitu z ciekłej fazy krzepnącego żeliwa. Pierwszy wariant konstrukcyjny byłby wariantem najbardziej ekonomicznym z uwagi na duży uzysk metalu zalewanego do formy. Aby zastosować pierwszy wariant projektowy, niezbędne było zapewnienie wysokiej zdolności do grafityzacji pierwotnej odlewanego do form żeliwa. Symulację komputerową pierwszej próbnej wersji technologicznej przeprowadzono na wstawkach DO-320B, dla żeliwa P10 o teoretycznym równoważniku zawartości węgla C e = 4,1 4,3 oraz o wysokim równoważniku zawartości węgla C e = 4,7 4,9. Teoretyczny równoważnik zawartości węgla C e obliczano ze wzoru C e = C + 0,5 P + 0,25 Si [3]. Pierwszy wariant omawianej technologii w schematycznej wersji oraz wyniki symulacji komputerowej przedstawiają rysunki 1 3. Żeliwo P10 o teoretycznym równoważniku zawartości węgla C e = 4,1 4,3. Temperatura zalewania 1300 C, czas zalewania 14 sekund. W tym rozwiązaniu technologicznym spełniono założenia krzepnięcie w pierwszej kolejności wlewów doprowadzających dla uniknięcia występowania zjawiska zwrotnego zasilania układu wlewowego przez odlew. W prezentowanej technologii występują obciągnięcia i porowatość w odlewach wstawek hamulcowych z żeliwa o C e = 4,1 4,3. W tym przypadku samozasilanie odlewu związane z niwelowaniem skurczu odlewniczego, dzięki wykrystalizowaniu grafitu z ciekłej fazy krzepnącego żeliwa, nie w pełni zrekompensowało zmniejszenie objętości zachodzące w procesie stygnięcia i krzepnięcia ciekłego metalu zalanego do formy. Żeliwo P10 o teoretycznym równoważniku zawartości węgla C e = 4,7 4,9. Temperatura zalewania 1300 C, czas zalewania 14 sekund. W pierwszej kolejności krzepną wlewy doprowadzające, w końcowej fazie krzepnie środkowa strefa odlewu. W prezentowanej technologii w odlewach wstawek hamulcowych z żeliwa P10 o równoważniku węglowym C e = 4,7 4,9 nie występują obciągnięcia The first version assumed that the poured cast iron will not need feeding because of the high degree of graphitisation during the initial crystallisation. For this version the documentation was drawn up in such a way that solidification of in-gates occurred first. It was expected that this type of solution would ensure, the so-called self-feeding of the cast which is related to reducing casting shrinkage due to the crystallisation of a large amount of graphite from the liquid phase of solidifying cast iron. The first design version is the most economical due to high yield of metal poured to the mould. In order to apply the first design version, it was necessary to ensure a high ability of initial graphitisation of the poured cast iron. The computer simulation of the first experimental technological version was conducted on brake blocks DO-320B, for P10 cast iron with a theoretical carbon content equivalent C e = and a high carbon content equivalent C e = A theoretical carbon content equivalent C e was calculated from the formulae C e = C P Si [3]. The first version of the described technology in a schematic version and the results of the computer simulation are presented in the Figures 1 3. P10 cast iron with a theoretical carbon content equivalent C e = Pouring temperature of 1300 C, pouring time of 14 seconds. In this technological solution the assumption was fulfilled for the in-gates to solidify first to avoid the occurrence of the reverse feeding phenomenon from the cast to the feeding system. In the presented technology there are sinks and porosity in casts of brake blocks made of cast iron with C e = In this case self-feeding of the cast related to reducing the casting shrinkage, thanks to crystallisation of graphite from the liquid phase of solidifying cast iron, did not fully compensate the decrease in the volume which occurs in cooling and solidification processes of molten metal poured to the mould. P10 cast iron with a theoretical carbon content C e = Pouring temperature of 1300 C, pouring time of 14 seconds. The in-gates solidify first, in the final phase the middle part of the cast solidifies. In the presented technology in casts of brake blocks made of P10 cast iron with the carbon equivalent C e = there are neither sinks nor porosity. In this case self-feeding of the cast related to reducing the casting shrinkage, thanks to crystallisation of graphite from the liquid phase of solidifying cast iron, fully compensated the decrease in the volume which occurs in cooling and solidification processes of molten metal poured to Transactions of FRI 2/2014 9

11 W. Madej, S. Pysz, I. Izdebska-Szanda, J. Miklaszewski, T. Zdończyk: Ekologiczna i materiałooszczędna technologia Rys. 1. Pierwsza wersja próbna technologii odlewania wstawki hamulcowej DO-320B. Brak układu zasilającego. Masa metalu zalewanego do formy 46 kg Fig. 1. The first experimental version of the technology for casting brake block DO-320B. The lack of a feeding system. The mass of metal poured to the mould 46 kg a) b) c) Rys. 2. Wstawka DO-320B, I wersja, żeliwo C e = 4,1 4,3: a) strefy temperaturowe w odlewie po 8 minutach i 23 sekundach od chwili zalania formy, b) strefy czasowe od zalania formy do. osiągnięcia 70% fazy stałej i 30% fazy ciekłej, c) porowatość odlewów Fig. 2. Brake block DO-320B, version I, cast iron C e = : a) temperature distribution in the casting after 8 minutes and 23 seconds from solidification, b) fraction of solid and liquid phases in the casting cross-section after 8 minutes and 23 seconds from filling the mould, c) porosity distribution in the casting 10 Prace IOd 2/2014

12 W. Madej, S. Pysz, I. Izdebska-Szanda, J. Miklaszewski, T. Zdończyk: The ecological and material-saving technology a) b) Rys. 3. Wstawka DO-320B, I wersja, żeliwo C e = 4,7 4,9: a) strefy temperaturowe w odlewie po 6 minutach i 36 sekundach od zalania formy, b) porowatość odlewów Fig. 3. Brake block DO-320B, version I, cast iron C e = : a) temperature distribution in the casting after 6 minutes and 36 seconds from filling the mould, b) distribution of porosity i porowatość. W tym przypadku samozasilanie odlewu, związane z niwelowaniem skurczu odlewniczego, dzięki wykrystalizowaniu grafitu z ciekłej fazy krzepnącego żeliwa, w pełni zrekompensowało zmniejszanie objętości zachodzące w procesie stygnięcia i krzepnięcia ciekłego metalu zalanego do formy. Proces samozasilania prezentowanych odlewów może zachodzić w przypadku stosowania żeliwa o wysokim stopniu nasycenia eutektycznego. Druga wersja technologiczna zakładała, że dla otrzymania odlewów bez wad typu jamy skurczowe, obciągnięcia, koniecznym będzie zastosowanie nadlewów zasilających odlew w ciekły metal. W tym przypadku założono, że metal z nadlewu i szyjki łączącej nadlew z odlewem krzepnie najdłużej. Drugi wariant omawianej technologii odlewania wstawek hamulcowych DO-250B i DO-320B w schematycznej wersji oraz wyniki symulacji komputerowej przedstawiają rysunki 4 9. the mould. The process of self-feeding of the presented casts may occur in case of applying cast iron with a high degree of eutectic saturation. The second technological version assumed that to achieve casts without defects such as shrinkage cavities or sinks it would be necessary to apply risers feeding the cast with molten metal. In this case it was assumed that metal from the riser and the neck connecting the riser with the cast solidifies the longest. The second version of the described technology for casting brake blocks DO-250B and DO-320B in a schematic version and the results of the computer simulation are presented in the Figures 4 9. Rys. 4. Druga wersja technologiczna odlewania wstawki hamulcowej DO-250B. Zasilanie od czoła odlewu. Pięć odlewów w formie. Masa metalu zalewanego do formy 58 kg Fig. 4. The second technological version for casting a brake block DO-250B. Feeding from the front side of the cast. Five casts in the mould. The mass of metal poured to the mould 58 kg Transactions of FRI 2/

13 W. Madej, S. Pysz, I. Izdebska-Szanda, J. Miklaszewski, T. Zdończyk: Ekologiczna i materiałooszczędna technologia Żeliwo P10 o teoretycznym równoważniku zawartości węgla C e = 3,8 4,1. Temperatura zalewania 1300 C, czas zalewania 16 sekund. W prezentowanej technologii w odlewach wstawek hamulcowych z żeliwa o C e = 3,8 4,1 nie występują porowatości wewnętrzne odlewów. W widocznej strefie przypowierzchniowej występują niewielkie obciągnięcia. W tym przypadku zasilanie odlewu metalem z nadlewu jest zrealizowane. P10 cast iron with a theoretical carbon content equivalent C e = Pouring temperature of 1300 C, pouring time of 16 seconds. In the presented technology in casts of brake blocks made of cast iron with C e = there are no internal porosities in casts. In the visible region of the surface there are slight sinks. In this case feeding the cast with metal from the riser is implimented. a) b) c) Rys. 5. Wstawka DO-250B, II wersja, żeliwo C e = 3,8 4,1: a) strefy fazy ciekłej w odlewie po 13 minutach i 23 sekundach, b) strefy czasowe od zalania odlewu do osiągnięcia 70% fazy stałej i 30% fazy ciekłej, c) porowatość odlewów Fig. 5. Brake block DO-250B, version II, cast iron C e = : a) temperature distribution in the casting after 6 minutes and 36 seconds from filling the mould, b) fraction of solid and liquid phases in the casting cross-section after 8 minutes and 23 seconds, c) porosity distribution in the casting Żeliwo P10 o teoretycznym równoważniku zawartości węgla C e = 4,1 4,3. Temperatura zalewania 1300 C, czas zalewania 18 sekund. W wyniku symulacji komputerowej drugiego wariantu technologicznego odlewania wstawki hamulcowej DO-250B, stwierdzono bardzo dobry efekt zasilania odlewu z zastosowaniem zaprezentowanego układu wlewowo-zasilającego. Prezentowana technologia może mieć zastosowanie do odlewania wstawek P10 cast iron with a theoretical carbon content equivalent C e = Pouring temperature of 1300 C, pouring time of 18 seconds. As a result of a computer simulation of the second version of technological casting of the brake block DO-250B, stated was a very good effect of feeding the cast with the application of the presented gating-feeding system. The presented technology can be used for casting brake blocks DO-250B, recommended by the 12 Prace IOd 2/2014

14 W. Madej, S. Pysz, I. Izdebska-Szanda, J. Miklaszewski, T. Zdończyk: The ecological and material-saving technology hamulcowych DO-250B z zalecanego w opracowaniu założeń techniczno-technologicznych żeliwa P10 o wartości C e = 4,0 4,65. Ze względu na dobre wyniki przeprowadzonej symulacji i zadawalający uzysk ciekłego metalu zalewanego do formy, komputerową modernizację technologii odlewania wstawki hamulcowej DO-250B zakończono. technical-technological assumptions, P10 cast iron with C e = Due to good results of the conducted simulation and satisfactory yield of molten metal poured to the mould, the computer modernisation of the technology for casting the brake block DO-250B was finished. a) b) c) Rys. 6. Wstawka DO-250B, II wersja, żeliwo C e = 4,1 4,3: a) strefy fazy ciekłej w odlewie po 12 minutach i 11 sekundach, b) strefy czasowe od zalania odlewu do osiągnięcia 70% fazy stałej i 30% fazy ciekłej, c) porowatość odlewów Fig. 6. Brake block DO-250B, version II, cast iron C e = : a) temperature distribution in the casting after 12 minutes and 11 seconds, b) fraction of solid and liquid phases in the casting cross-section after 12 minutes and 11 seconds, c) porosity distribution in the casting Żeliwo P10 o teoretycznym równoważniku zawartości węgla C e = 3,8 4,1. Temperatura zalewania 1300 C, czas zalewania 18 sekund. Strefa z najwyższą temperaturą ciekłego metalu występuje w nadlewie, w szyjce łączącej nadlew z odlewem i w wewnętrznej strefie odlewu. W strefach tych metal krzepnie najdłużej. Strefa szyjki i nadlewu utrzymuje przez ponad 22 minuty zdolność do zasilania odlewu ciekłym metalem. W prezentowanej technologii w odlewach wstawek hamulcowych z żeliwa P10 o C e = 3,8 4,1 nie występuje porowatość wewnętrzna. W widocznej strefie przypowierzchniowej występuje niewielkie obciągnięcie. P10 cast iron with a theoretical carbon content equivalent C e = Pouring temperature of 1300 C, pouring time of 18 seconds. The region with the highest temperature of molten metal is in the riser, in the neck connecting the riser with the cast and in the internal region of the cast. In these regions metal solidifies the longest. The region of the neck and the riser maintains the ability to feed the cast with molten metal for over 22 minutes. In the presented technology in casts of brake blocks made of P10 cast iron with C e = there is no internal porosity. In the visible region of the surface there is a slight sink. Transactions of FRI 2/

15 W. Madej, S. Pysz, I. Izdebska-Szanda, J. Miklaszewski, T. Zdończyk: Ekologiczna i materiałooszczędna technologia W tym przypadku zasilanie odlewu metalem z nadlewu zostało zrealizowane. In this case feeding the cast with metal from the riser was implimented. Rys. 7. Druga wersja technologiczna odlewania wstawki hamulcowej DO-320B. Zasilanie od czoła odlewu. Masa metalu zalewanego do formy 63 kg Fig. 7. The second technological version for casting the brake block DO-320B. Feeding from the front side of the cast. The mass of metal poured to the mould 63 kg a) b) c) d) Rys. 8. Wstawka DO-320B, II wersja, żeliwo C e = 3,8 4,1: a) strefy temperaturowe w odlewie po 6 minutach i 46 sekundach od chwili zalania formy, b) strefy fazy ciekłej w odlewie po 15 minutach i 50 sekundach, c) strefy czasowe od zalania odlewu do osiągnięcia 70% fazy stałej i 30% fazy ciekłej, d) porowatość odlewów Fig. 8. Brake block DO-320B, version II, cast iron C e = : a) temperature distribution in the casting after 6 minutes and 46 seconds from filling the mould, b) fraction of liquid phase in the casting after 15 minutes and 50 seconds, c) fraction of solid and liquid phases in the casting cross-section after minutes and seconds, d) distribution of porosity 14 Prace IOd 2/2014

16 W. Madej, S. Pysz, I. Izdebska-Szanda, J. Miklaszewski, T. Zdończyk: The ecological and material-saving technology Żeliwo P10 o teoretycznym równoważniku zawartości węgla C e = 4,1 4,3. Temperatura zalewania 1300 C, czas zalewania 18 sekund. Dla tej klasy żeliwa o teoretycznym równoważniku zawartości węgla C e = 4,1 4,3 występuje analogiczna sytuacja rozkładu stref temperaturowych jak w przypadku poprzednio prezentowanego żeliwa o teoretycznym równoważniku zawartości węgla C e = 3,8 4,1. Strefa z najwyższą temperaturą ciekłego metalu występuje w nadlewie, w szyjce łączącej nadlew z odlewem i w wewnętrznej strefie odlewu. W strefach tych metal krzepnie najdłużej. W przedstawionej wersji technologicznej zwiększono masę układu wlewowo-zasilającego (dla czterech odlewów w formie) o około 7 kg, w odniesieniu do układu wlewowego dotychczas stosowanego. P10 cast iron with a theoretical carbon content equivalent C e = Pouring temperature of 1300 C, pouring time of 18 seconds. For this class of cast iron with a theoretical carbon content equivalent C e = there is an analogous situation in the distribution of temperature regions as in case of the previously presented cast iron with a theoretical carbon content equivalent C e = The region with the highest temperature of molten liquid occurs in the riser, in the neck connecting the riser with the cast and in the internal region of the cast. In these regions metal solidifies the longest. In the presented technological version the mass of the gating-feeding system was increased (for four casts in the mould) by around 7 kg, in relation to the previous gating system. Rys. 9. Wstawka DO-320B, II wersja, żeliwo C e = 4,1 4,3 Fig. 9. Brake block DO-320B, version II, cast iron C e = W wyniku symulacji komputerowej drugiego wariantu technologicznego odlewania wstawki hamulcowej DO-250B, stwierdzono bardzo dobry efekt zasilania odlewu z zastosowaniem zaprezentowanego układu wlewowo-zasilającego. Prezentowana technologia może mieć zastosowanie do odlewania wstawek hamulcowych DO-320B z żeliwa o teoretycznym równoważniku zawartości węgla C e = 4,0 4,65. Tę wersję technologiczną odlewania wstawki hamulcowej DO-320B charakteryzuje jednak mały uzysk metalu zalewanego do formy. Trzeci wariant technologiczny jest wariantem oszczędnościowym ze zmniejszonymi nadlewami usytuowanymi od czoła odlewów. Trzeci wariant technologiczny opracowano tylko dla wstawek DO-320B i DO-380B. Wykonanie odlewów wstawek hamulcowych DO-320B według technologii przedstawionej w wariancie drugim wymaga zalania 63 kg metalu do wnęki formy, przy 55 kg zalewanych do wnęki w dotychczasowym układzie technologicznym. Analogicznie dla wstawek DO-380B wykonanych według drugiego wariantu technologicznego wnęka formy zostanie wypełniona masą 68 kg (w układzie trzech odlewów w formie), przy 61 kg w dotychczasowym ukła- As a result of a computer simulation of the second technological version of casting of the brake block DO-250B, stated was a very good effect of feeding the cast with the application of the presented gating-feeding system. The presented technology can be used for casting brake blocks DO-320B, recommended by the technical-technological assumptions, P10 cast iron with C e = However, this technological version of casting of the brake block DO-320B is characterised by small yield of metal poured to the mould. The third technological version is an economical version with decreased risers situated at the front side of the casts. The third technological version was developed only for brake blocks DO-320B and DO-380B. Producing casts of brake blocks DO-320B according to the technology presented in the second version requires pouring 63 kg of metal into the mould cavity, as compared with 55 kg poured into the mould cavity in the previous technological design. Analogically for brake blocks DO-380B produced according to the second technological version the mould cavity will be filled with 68 kg (three casts in the mould), as compared with 61 kg in the previous Transactions of FRI 2/

17 W. Madej, S. Pysz, I. Izdebska-Szanda, J. Miklaszewski, T. Zdończyk: Ekologiczna i materiałooszczędna technologia dzie, niespełniającym wymagań z zakresu zasilania odlewów. Z tego względu podjęto próbę opracowania skutecznego układu zasilającego dla wstawek DO-320B i DO-380B, w oszczędnościowym wariancie technologicznym ze zmniejszonymi nadlewami. Trzeci wariant omawianej technologii w schematycznej wersji oraz wyniki symulacji komputerowej przedstawiają rysunki design, which does not meet the requirements within the scope of feeding the casts. Due to this fact, an attempt was made to develop an efficient feeding system for brake blocks DO-320B and DO-380B, in the economical technological version with decreased risers. The third version of the discussed technology in a schematic version and the results of the computer simulation are presented in the Figures Rys. 10. Trzecia wersja technologiczna odlewania wstawki hamulcowej DO-320B. Nadlewy czołowe o zmniejszonej masie. Masa metalu zalewanego do formy 54,5 kg Fig. 10. The third technological version for casting the brake block DO-320B. Front risers with reduced mass. The mass of metal poured to the mould 54.5 kg Żeliwo P10 o teoretycznym równoważniku zawartości węgla C e = 3,8 4,1. Temperatura zalewania 1300 C, czas zalewania 20 sekund. Strefa z najwyższą temperaturą ciekłego metalu występuje w nadlewie, w szyjce łączącej nadlew z odlewem i w wewnętrznej strefie odlewu. W strefach tych metal krzepnie najdłużej, dobre warunki zasilania odlewu. Po upływie 15,5 minuty proces zasilania odlewu zanika. W prezentowanej technologii występuje nieznaczna porowatość w odlewach z żeliwa o teoretycznym równoważniku zawartości węgla C e = 3,8 4,1. P10 cast iron with a theoretical carbon content equivalent C e = Pouring temperature of 1300 C, pouring time of 20 seconds. The region with the highest temperature of molten metal occurs in the riser, in the neck connecting the riser with the cast and in the internal region of the cast. In these regions metal solidifies the longest, good conditions for feeding the cast. After 15.5 minutes the feeding process ceases. In the presented technological version there occurs slight porosity in casts made of cast iron with a theoretical carbon content equivalent C e = a) b) 16 Prace IOd 2/2014

18 W. Madej, S. Pysz, I. Izdebska-Szanda, J. Miklaszewski, T. Zdończyk: The ecological and material-saving technology c) Rys. 11. Wstawka DO-320B, III wersja, żeliwo C e = 3,8 4,1: a) strefy temperaturowe w odlewie po 10 minutach i 40 sekundach od chwili zalania formy ciekłym metal, b) strefy ilościowe fazy ciekłej w odlewie po 15 minutach i 32 sekundach od zalania formy ciekłym metalem, c) porowatość odlewów Fig. 11. Brake block DO-320B, version III, cast iron C e = : a) temperature distribution in the casting after 10 minutes and 40 seconds from filling the mould, b) fraction of liquid phase in the casting after 15 minutes and 32 seconds from filling the mould, c) distribution of porosity Żeliwo P10 o teoretycznym równoważniku zawartości węgla C e = 4,1 4,3. Temperatura zalewania 1300 C, czas zalewania 18 sekund. P10 cast iron with a theoretical carbon content equivalent C e = Pouring temperature of 1300 C, pouring time of 18 seconds. a) b) Rys. 12. Wstawka DO-320B, III wersja, żeliwo C e = 4,1 4,3: a) strefy czasowe od zalania odlewu do osiągnięcia 70% fazy stałej i 30% fazy ciekłej rozkład temperatury w odlewie po 6 minutach, b) porowatość odlewów Fig. 12. Brake block DO-320B, version III, cast iron C e = : a) fraction of liquid and solid phases in the casting after minutes and seconds from filling the mould, b) distribution of porosity porowatość odlewu Strefa szyjki i nadlewu utrzymuje przez około 16 minut zdolność do zasilania odlewu ciekłym metalem. W prezentowanej technologii w odlewach wstawek hamulcowych nie występują obciągnięcia ani porowatości odlewów. Masa układu wlewowo-zasilającego jest na poziomie dotychczas stosowanego rozwiązania technologicznego. Wyniki przeprowadzonej symulacji komputerowej wykazały, że jest to technologia zapewniająca korzystne warunki zasilania odlewu, niski uzysk metalu. Trzecia wersja technologiczna może mieć zastosowanie do odlewania wstawek hamulcowych DO-320B z żeliwa P10 o wartości C e = 4,0 4,65. The region of the neck and the riser maintains the ability to feed the cast with molten metal. In the presented technology in casts of brake blocks there are neither sinks nor porosity in the casts. The mass of the gating-feeding system is at the level of the previously utilised technological solution. The results of the conducted computer simulation proved that it is a technology which provides favourable conditions for feeding the cast, and a low yield of metal. The third technological version may be applied for casting brake blocks DO-320B made of P10 cast iron with C e = Transactions of FRI 2/

19 W. Madej, S. Pysz, I. Izdebska-Szanda, J. Miklaszewski, T. Zdończyk: Ekologiczna i materiałooszczędna technologia Rys. 13. Trzeci wariant technologiczny odlewania wstawek hamulcowych typu DO-380B. Nadlewy czołowe o zmniejszonej masie Fig. 13. The third technological version for casting the brake block DO-380B. Front risers with reduced mass Żeliwo P10 o teoretycznym równoważniku zawartości węgla C e = 4,1 4,3. Temperatura zalewania 1300 C, czas zalewania 18 sekund. P10 cast iron with a theoretical carbon content equivalent C e = Pouring temperature of 1300 C, pouring time of 18 seconds. a) b) c) Rys. 14. Wstawka DO-380B, III wersja, żeliwo C e = 4,1 4,3: a) strefy temperaturowe w odlewie po upływie 13 minut i 16 sekund od chwili zalania formy ciekłym metalem, b) strefy czasowe od zalania odlewu do osiągnięcia 70% fazy stałej i 30% fazy ciekłej, c) porowatość odlewów Fig. 14. Brake block DO-380B, version III, cast iron C e = : a) temperature distribution in the casting after 13 minutes and 16 seconds from filling the mould, b) fraction of liquid phase in the casting after minutes and seconds from filling the mould, c) distribution of porosity 18 Prace IOd 2/2014

20 W. Madej, S. Pysz, I. Izdebska-Szanda, J. Miklaszewski, T. Zdończyk: The ecological and material-saving technology Strefa z najwyższą temperaturą ciekłego metalu występuje w nadlewie, w szyjce łączącej nadlew z odlewem i w wewnętrznej strefie odlewu. W strefach tych metal krzepnie najdłużej. Strefa szyjki i nadlewu utrzymuje około 18 minut zdolność do zasilania odlewu ciekłym metalem. W prezentowanej technologii w odlewach wstawek hamulcowych nie występują obciągnięcia ani porowatości odlewów. Stwierdzono dobry efekt zasilania odlewu z zastosowaniem zaprezentowanego układu wlewowo-zasilającego. W przedstawionej wersji technologicznej masa układu wlewowo-zasilającego jest mniejsza od masy układu wlewowego w dotychczas stosowanym rozwiązaniu technologicznym. Trzecia wersja technologiczna może mieć zastosowanie do odlewania wstawek DO-380B z żeliwa P10 o wartości C e = 4,0 4,65. The region with the highest temperature of molten metal is in the riser, in the neck connecting the riser with the cast and in the internal region of the cast. In these regions metal solidifies the longest. The region of the neck and the riser maintains the ability to feed the cast with molten metal for over 18 minutes. In the presented technology in casts of brake blocks there are neither sinks nor porosity of casts. Stated was a very good effect of feeding the cast with the application of the presented gating-feeding system. In the presented technological version the mass of the gating-feeding system is lower than the mass of the gating system in the previously used technological solution. The third technological version can be used for casting brake blocks DO-380B made of P10 cast iron with C e = Czwarty wariant technologiczny (rys ) The fourth technological version (Figs ) Rys. 15. Czwarty wariant technologiczny odlewania wstawki hamulcowej DO-320B z dwoma nadlewami usytuowanymi między odlewami. Masa metalu zalewanego do formy 53 kg Fig. 15. The fourth technological version for pouring the brake blocks DO-320B with two risers situated between casts. The mass of metal poured to the mould 53 kg Żeliwo P10 o teoretycznym równoważniku zawartości węgla C e = 3,8 4,1. Temperatura zalewania 1300 C, czas zalewania 22 sekundy. Po upływie 15 minut proces zasilania odlewu jest jeszcze realizowany. W prezentowanej technologii w odlewach wstawek hamulcowych nie występuje porowatość ani obciągnięcia. Z uwagi na dobry efekt zasilania odlewów z żeliwa P10 o niskim teoretycznym równoważniku zawartości węgla C e = 3,8 4,1 nie przeprowadzano symulacji dla wstawek z żeliwa P10 o wyższym równoważniku węgla. Masa układu wlewowo-zasilającego jest na poziomie dotychczas stosowanego rozwiązania technologicznego. Wyniki przeprowadzonej symulacji komputerowej wykazały, że jest to technologia zapewniająca korzystne warunki zasilania odlewu, niski uzysk metalu. P10 cast iron with a theoretical carbon content equivalent C e = Pouring temperature of 1300 C, pouring time of 22 seconds. After 15 minutes the process of feeding the cast still continues. In the presented technology in the casts of brake blocks there is neither porosity nor sinks. Due to the good effect of feeding the casts made of P10 cast iron with a low theoretical carbon content equivalent C e = , a simulation for brake blocks made of P10 cast iron with a higher carbon equivalent was not conducted. The mass of the gating-feeding system is at the level of the previously used technological solution. The results of the conducted computer simulation showed that it is a technology which provides favourable conditions for feeding the cast and a low yield of metal. The presented technology can be applied for Transactions of FRI 2/

21 W. Madej, S. Pysz, I. Izdebska-Szanda, J. Miklaszewski, T. Zdończyk: Ekologiczna i materiałooszczędna technologia a) b) Rys. 16. Wstawka DO-320B, IV wersja, żeliwo C e = 3,8 4,1: a) strefy ilościowe fazy ciekłej w odlewie po 15 minutach i 19 sekundach od chwili zalania formy ciekłym metalem, b) porowatość odlewów Fig. 16. Brake block DO-320B, version IV, cast iron C e = : a) fraction of liquid phase in the casting after 15 minutes and 19 seconds from filling the mould, b) distribution of porosity Prezentowana technologia może mieć zastosowanie do odlewania wstawek hamulcowych DO-320B z żeliwa P10 o wartości C e = 4,0 4,65. casting brake blocks DO-320B made of P10 cast iron with C e = Rys. 17. Czwarty wariant technologiczny odlewania wstawki hamulcowej DO-380B z dwoma nadlewami usytuowanymi między odlewami. Masa metalu zalewanego do formy 54,5 kg Fig. 17. The fourth technological version for pouring the brake blocks DO-380B with two risers situated between castings. The mass of metal poured to the mould 54.5 kg Żeliwo P10 o teoretycznym równoważniku zawartości węgla C e = 3,8 4,1. Temperatura zalewania 1300 C, czas zalewania 22 sekundy. Strefa z najwyższą temperaturą ciekłego metalu występuje w nadlewie, w szyjce łączącej nadlew z odlewem i wewnątrz odlewu. W strefach tych metal krzepnie najdłużej. Strefa szyjki i nadlewu utrzymuje około 20 minut zdolność do zasilania odlewu ciekłym metalem. Z uwagi na dobry efekt zasilania odlewów z żeliwa P10 o niskim teoretycznym równoważniku zawartości węgla C e = 3,8 4,1 nie przeprowadzano symulacji dla wstawek z żeliwa P10 o wyższym równoważniku węgla. P10 cast iron with a theoretical carbon content equivalent C e = Pouring temperature of 1300 C, pouring time of 22 seconds. The region with the highest temperature of molten metal is in the riser, in the neck connecting the riser with the cast and in the internal region of the cast. In these regions metal solidifies the longest. The region of the neck and the riser maintains the ability to feed the cast with molten metal for over 20 minutes. Due to the good effect of feeding the casts made of P10 cast iron with a low theoretical carbon content equivalent C e = , a simulation for brake blocks made of P10 cast iron with a higher carbon equivalent was not conducted. 20 Prace IOd 2/2014

22 W. Madej, S. Pysz, I. Izdebska-Szanda, J. Miklaszewski, T. Zdończyk: The ecological and material-saving technology a) b) c) Rys. 18. Wstawka DO-380B, IV wersja, żeliwo C e = 3,8 4,1: a) strefy temperaturowe w odlewie po upływie 13 minut i 16 sekund od chwili zalania formy ciekłym metalem, b) strefy czasowe od zalania odlewu do osiągnięcia 70% fazy stałej i 30% fazy ciekłej, c) porowatość odlewów Fig. 18. Brake block DO-380B, version IV, cast iron C e = : a) temperature distribution in the casting after 13 minutes and 16 seconds from filling the mould, b) fraction of liquid phase in the casting after minutes and seconds from filling the mould, c) distribution of porosity W tej technologii odlewania wstawek hamulcowych DO-380B wykazano dobry efekt zasilania odlewu z zastosowaniem zaprezentowanego układu wlewowo-zasilającego. Masa układu wlewowo-zasilającego w tej wersji jest dużo niższa od masy układu w wersji dotychczas stosowanego rozwiązania technologicznego (o 4,4 kg/odlew) Technologia ta może mieć zastosowanie do odlewania wstawek hamulcowych DO-380B z żeliwa P10 o wartości eutektycznego równoważnika węgla C e = 4,0 4, Podsumowanie In the presented technology for casting brake blocks DO-380B proved was a very good effect of feeding the cast with the application of the presented gatingfeeding system. The mass of the gating-feeding system in this version is much lower than the mass of the gating system in the previously used technological solution (by 4.4 kg/cast). This technology can be used for casting brake blocks DO-380B made of P10 cast iron with the value of the eutectic equivalent C e = Summary Przeprowadzone prace badawcze pozwoliły na opracowanie optymalnej technologii wykonywania odlewów nieiskrzących wstawek hamulcowych typu DO- -250B, DO-320B, DO-380B. Ustalono, że: 1. do odlewania nieiskrzących wstawek hamulcowych typu DO-250B powinna mieć zastosowanie Carried out research work allowed to the development of an optimal casting technology nonsparking brake blocks type DO-250B, DO-320B, DO- 380B. It was found that: 1. for casting non-sparking brake blocks type DO- 250B the second technological version should Transactions of FRI 2/

23 W. Madej, S. Pysz, I. Izdebska-Szanda, J. Miklaszewski, T. Zdończyk: Ekologiczna i materiałooszczędna technologia druga wersja technologiczna z nadlewami usytuowanymi od czoła wstawek, 2. do odlewania nieiskrzących wstawek hamulcowych typu DO-320B powinna mieć zastosowanie trzecia wersja technologiczna z nadlewami czołowymi o zmniejszonej masie lub alternatywnie czwarta wersja technologiczna z nadlewami usytuowanymi między odlewami, 3. do odlewania nieiskrzących wstawek hamulcowych typu DO-380B powinna mieć zastosowanie trzecia wersja technologiczna z nadlewami czołowymi o zmniejszonej masie lub alternatywnie czwarta wersja technologiczna z nadlewami usytuowanymi między odlewami. Opracowane warianty technologiczne umożliwiają: 1. dobre zasilanie odlewów, 2. spokojne wypełnianie wnęki formy ciekłym metalem, 3. optymalny uzysk ciekłego metalu zalewanego do formy. be applied with risers situated at the front of the brake blocks, 2. for casting non-sparking brake blocks type DO-320B the third technological version should be applied with front risers with reduced mass or alternatively the fourth technological version with risers situated between the casts, 3. for casting non-sparking brake blocks type DO-380B the third technological version should be applied with front risers with reduced mass or alternatively the fourth technological version with risers situated between the casts. Developed technological version enabled: 1. proper casts feeding, 2. steady filling of the moulding cast with molten metal, 3. optimal yield of molten metal poured to the moulding cast. Podziękowania Prace badawcze przedstawione w artykule wykonane zostały w ramach projektu celowego nr 7 T08B C/4700. Acknowledgements Research works presented in the article were conducted within the framework of the targeted project No. 7 T08B C/4700. Literatura/References 1. Kaluba M. (2000). Badania wstawek hamulcowych. Pojazdy Szynowe, 3(3), Norma PN-92/K Tabor kolejowy Obsady, wstawki i kliny klocków hamulcowych Ogólne wymagania i badania. 3. Taschenbuch der Gießerei PraxisFachverlagSchiele & SchOn GMBH. (1995). 22 Prace IOd 2/2014

24 PRACE INSTYTUTU ODLEWNICTWA TRANSACTIONS OF FOUNDRY RESEARCH INSTITUTE Volume LIV Year 2014 Number Instytut Odlewnictwa. All rights reserved. DOI: /iod Badania nad technologią odlewania ablacyjnego stopów aluminium Research on ablation casting technology for aluminium alloys Piotr Dudek 1, Aleksander Fajkiel 1, Tomasz Reguła 1, Jacek Bochenek 2 1 Instytut Odlewnictwa, Zakład Stopów Metali Nieżelaznych, ul. Zakopiańska 73, Kraków 2 PUH Jacek Bochenek, Przykopy 18, Kraków 1 Foundry Research Institute, Department of Non-Ferrous Metal Alloys, ul. Zakopiańska 73, Kraków 2 PUH Jacek Bochenek, Przykopy 18, Kraków piotr.dudek@iod.krakow.pl Streszczenie W artykule przedstawiono wstępne wyniki badań nad technologią odlewania ablacyjnego. W ramach pracy opracowano założenia do budowy doświadczalnego stanowiska do zmodyfikowanej technologii odlewania ablacyjnego. Wykonano stanowisko, na którym przeprowadzono badania destrukcji formy piaskowej strumieniem wody pod wysokim ciśnieniem. Wpływ szybkiego chłodzenia odlewu podczas krzepnięcia na jego strukturę określono na podstawie badań rentgenograficznych i metalograficznych. Słowa kluczowe: odlewanie ablacyjne, stopy aluminium, mikrostruktura Abstract The article presents preliminary results of research on ablation casting technology. The guidelines for the design of equipment to carry out the process are described. Based on the above mentioned instructions a test stand was developed and built. Many tests were performed concerning the influence of the water jet directed at a sand mould on its removal tendency. The effect of the cooling rate of tested cast parts on its microstructure were studied based on metallographic and radiographic tests. Key words: ablation casting, aluminum alloys, microstructure 1. Wprowadzenie 1. Introduction Technologia odlewania do form piaskowych intensywnie chłodzonych wodą podczas krzepnięcia odlewu i destrukcji formy po jego zakrzepnięciu nosi nazwę odlewania ablacyjnego. Jest to technologia stosunkowo nowa i obecnie w Polsce nie stosowana. Proces odlewania ablacyjnego (ang. ablation casting lub ablation process), którego termin zaczerpnięto prawdopodobnie z łacińskiego słowa ablutio co oznacza mycie, obmycie, kąpiel, oczyszczenie dotyczy wykonywania odlewów, głównie ze stopów aluminium i magnezu w formach jednorazowych. W procesie The technology of casting into sand moulds, which are intensively cooled with water during the process of solidification and the destruction of the casting mould after solidification, is called ablation casting. It is a technology which is relatively new and at present not used in Poland. The process of ablation casting whose name was probably coined from a Latin word ablutio which means washing, ablation, bath, cleaning regards castings, mainly made of aluminium and magnesium alloys in expendable moulds. The process uses sand moulds 23

25 P. Dudek, A. Fajkiel, T. Reguła, J. Bochenek: Badania nad technologią odlewania ablacyjnego stopów aluminium wykorzystywane są formy piaskowe z wodorozpuszczalnymi spoiwami. Ciekły stop wlewany jest do formy odlewniczej i w czasie gdy pozostaje on jeszcze w stanie ciekłym, forma z pewnej odległości jest obmywana strumieniami medium chłodzącego (np. wody). Forma sukcesywnie podlega destrukcji, umożliwiając bezpośredni kontakt wody z powierzchnią odlewu, eliminując tym samym szczelinę powietrzną występującą praktycznie we wszystkich innych tradycyjnych sposobach odlewania ograniczającą przepływ ciepła na zewnątrz. Duży gradient temperatury w przekroju odlewu sprzyja eliminacji porowatości skurczowej szczególnie w dużych przekrojach. Krzepnięcie zachodzi w warunkach bezprecedensowo dużych gradientów temperatury i prędkości, w rezultacie czego powstaje mikrostruktura z ekstremalnie rozdrobnionymi fazami krzepnącymi w ostatniej kolejności. Według danych literaturowych mechaniczne właściwości odlewu są równe lub przewyższają poziom analogicznych charakterystyk uzyskiwanych przy stosowaniu techniki odlewania pod wysokim ciśnieniem [1]. Technologia odlewania ablacyjnego predestynowana jest głównie do wykonywania odlewów o zróżnicowanej grubości ścianki i skomplikowanych kształtach w formach piaskowych, w których odlewy krzepną stosunkowo wolno, co skutkuje niekorzystnym rozrostem ziaren. W celu poprawy właściwości mechanicznych przez uzyskanie drobnoziarnistej struktury w odlewie stosuje się szybkie, ablacyjne chłodzenie formy bezpośrednio po zalaniu ciekłym metalem wraz z jej destrukcją (rozpadem) rysunek 1. with water-soluble binders. Liquid alloy is poured into a casting mould and when it is still in the liquid state, from a certain distance the mould is washed with jets of a cooling medium (e.g. water). The mould is destroyed successively, allowing direct contact between water and the surface of the casting, at the same time eliminating the air gap which occurs practically in all other traditional methods of casting which limits the flow of heat outside the casting. A big gradient of temperature in the cross-section of a casting facilitates the elimination of shrinkage porosity especially in big cross-sections. Solidification occurs under conditions of unprecedentedly high temperature and speed gradients, as a result of which a microstructure is created with extremely fragmented phases which solidify last. According to data from the field literature, mechanical properties of a casting are equal to or higher than the level of analogous characteristics obtained with the use of high pressure die casting [1]. The technology of ablation casting is mainly predestined for making castings, with differentiated wall thickness and complicated shapes, in sand moulds, in which castings solidify relatively slowly, which results in an unfavourable growth of grains. In order to improve mechanical properties by obtaining a fine-grain structure ablation cooling of the casting mould is applied directly after pouring in liquid metal together with the destruction of the mould Figure 1. Rys. 1. Zależność pomiędzy wielkością komórki dendrytycznej a szybkością chłodzenia (stygnięcia) w stopach aluminium wykonywanych z zastosowaniem różnych technologii odlewania [1] Fig. 1. The relations between the size of a dendritic cell and the speed of cooling in aluminium alloys made with the use of different casting technologies [1] 24 Prace IOd 2/2014

26 P. Dudek, A. Fajkiel, T. Reguła, J. Bochenek: The research on the ablation casting technology for aluminium alloys Metoda ta została opatentowana przez firmę Alotech w 2006 roku. Znane m.in. z publikacji [1 4] i z opisu patentowego [5] urządzenie do usuwania formierskiej masy piaskowej za pomocą strumienia wody pod wysokim ciśnieniem składa się z przesuwanego w płaszczyźnie poziomej stołu roboczego i zespołu nieruchomych dysz natryskowych umieszczonych w konstrukcji bramowej. Forma piaskowa przygotowana do zalania ciekłym metalem znajduje się na taśmociągu poza zespołem dysz natryskowych. Po zalaniu jej ciekłym metalem jest ona przesuwana w płaszczyźnie poziomej pod zespół dysz natryskowych, gdzie pod wysokim ciśnieniem wody ulega rozbiciu, a odlew jest szybko chłodzony. Rozbita masa formierska jest zbierana na taśmociągu, woda powraca do zbiornika, a oczyszczony i schłodzony odlew jest wysuwany poza zespół dysz natryskowych. Na rysunku 2 przedstawiono realizację procesu odlewania ablacyjnego w opisanym urządzeniu. Za prekursorów technologii odlewania ablacyjnego uważa się Chiny [6]. Do odtworzenia uchwytów różnego rodzaju naczyń wykonanych najczęściej z brązu, stosowano formy gliniane, w których umieszczano liny. Po ich wypaleniu powstały popiół usuwano, a gotową formę zalewano metalem (rys. 3). Tą techniką produkowano naczynia za panowania dynastii Shang (od ok p.n.e. do 1046 p.n.e.). This method was patented by Alotech in The equipment for removing moulding sand with a water jet, known, in addition to, from publications [1 4] and the patent description [5] consists of horizontally sliding working table and a set of static spraying nozzles placed in a gate-like construction. A sand mould prepared to be poured with liquid metal is placed on a belt conveyor outside the set of spraying nozzles. After pouring the mould with liquid metal the mould is moved horizontally under the set of spraying nozzles where under high pressure of water the mould is destroyed and the casting is quickly cooled. The moulding sand is collected on the belt conveyor, water returns to a tank, and the washed and cooled casting is moved outside the set of spraying nozzles. In Figure 2 is presented the execution of the process of ablation casting with the use of the described equipment. China is thought to have been the forerunner in ablation casting [6]. To recreate different types of handles for vessels made mostly of bronze, clay moulds were used in which ropes were placed. After burning the moulds ashes were removed and the ready-made mould was poured with metal (Fig. 3). This technique was utilised to produce vessels during the reign of the Shang Dynasty (from approx B.C. to 1046 B.C.). Rys. 2. Realizacja procesu odlewania ablacyjnego [4] Fig. 2. The execution of the process of ablation casting [4] Rys. 3. Przykłady stosowania ablacji w starożytnych Chinach [6] Fig. 3. Examples of ablation in ancient China [6] Transactions of FRI 2/

27 P. Dudek, A. Fajkiel, T. Reguła, J. Bochenek: Badania nad technologią odlewania ablacyjnego stopów aluminium Obecnie technologia ta jest głównie rozwijana w Stanach Zjednoczonych Ameryki Północnej zarówno przez ośrodki naukowe (AFS American Foundry Society, Armament Research Development & Engineering Centre, CISA Casting Industry Suppliers Association), jak i firmy motoryzacyjne skupione w konsorcjum USCAR (United States Council For Automotive Research) Ford, Chrysler i General Motors [7]. W 2008 roku wyróżnienie w konkursie na odlew roku, zorganizowanym przez AFS, uzyskał odlew wspornika ramy motocykla wykonany z zastosowaniem technologii odlewania ablacyjnego [8] (rys. 4). Innym przykładem zastosowania tej technologii jest element mocujący silnika zaburtowego do pawęży łodzi motorowej, przedstawiony na rysunku 5. Odlew powstał we współpracy firm Alotech i Mercury Marine [9]. At present this technology is mostly developed in the United States of America both by research centres (AFS American Foundry Society, Armament Research Development & Engineering Centre, CISA Casting Industry Suppliers Association), and automotive companies of USCAR (United States Council For Automotive Research) Ford, Chrysler and General Motors [7]. In 2008, in a contest organised by AFS, a support for a motorcycle frame made with the use of ablation casting technology received an award of distinction [8] (Fig. 4). Another example of the use of this technology is an element fixing an outboard engine with a transom of a motorboat, which is presented in Fig. 5. The casting was created by the cooperation between Alotech and Mercury Marine [9]. Rys. 4. Tylni wspornik do motocykla ze stopu aluminium A356 (Al-Si7) wykonany z zastosowaniem technologii odlewania ablacyjnego [8] Fig. 4. A rear support for a motorcycle made of aluminium A356 alloy (Al-Si7) manufactured with the use of ablation casting [8] Rys. 5. Odlew pawęży wykonany z zastosowaniem technologii odlewania ablacyjnego [9] Fig. 5. A casting of a transom manufactured with the use of ablation casting [9] 2. Przebieg badań W Instytucie Odlewnictwa przeprowadzono wstępne prace nad zmodyfikowaną technologią odlewania ablacyjnego. Opracowano założenia do konstrukcji doświadczalnego stanowiska do destrukcji formy piaskowej strumieniem wody pod wysokim ciśnieniem, wykonano doświadczalne stanowisko badawcze, przeprowadzono próby odlewania z wykorzystaniem ablacji oraz badania otrzymanych z wykorzystaniem tej technologii odlewów ze stopu aluminium. Znany z danych literaturowych i patentów proces znacznie zmodyfikowano. Istota procesu (destrukcja formy w wyniku działania strumienia wody z jednoczesnym chłodzeniem odlewu) pozostała niezmienna, natomiast sposób rozwiązania zagadnienia został znacznie zmodyfikowany. Szkic stanowiska do destrukcji formy piaskowej i chłodzenia odlewu przedstawiono na rysunku The course of the research In the Foundry Research Institute initial works to modify the ablation casting technology were made. Developed were assumptions for the construction of an experimental stand for the destruction of the sand mould with water jets under high pressure, an experimental research stand was prepared, casting attempts with the use of ablation as well as examinations of the obtained castings of aluminium alloy were made. The process known from the field literature and patents was significantly modified. The essence of the process (the destruction of the mould as a result of the operation of water jets with simultaneous cooling of the casting) remained unchanged, whereas the solution for the idea was considerably modified. The draft of a stand for the destruction of the sand mould and cooling the casting is presented in Figure Prace IOd 2/2014

28 P. Dudek, A. Fajkiel, T. Reguła, J. Bochenek: The research on the ablation casting technology for aluminium alloys Rys. 6. Schemat urządzenia do ablacyjnego usuwania masy formierskiej i kierunkowego chłodzenia odlewu Fig. 6. A schematic of the equipment for ablation removing moulding sand and directional cooling of the casting Rys. 7. Zasada działania urządzenie do destrukcji formy i kontrolowanego chłodzenia odlewu Fig. 7. The principle of operation of the equipment for destroying casting moulds and controlled cooling of the casting Sposób działania urządzenia do usuwania masy formierskiej z odlewu i jego chłodzenia według opracowanych założeń jest następujący (oznaczenia wg rysunku 7): Formę piaskową (14) ustawia się na stole roboczym (2) wysuniętym poza obręb komory (1). Po zalaniu formy (14), z kontrolowaną prędkością ruchu obrotowego i pionowego stołu roboczego (2) wprowadza się ją do komory (1). Stół roboczy (2), obniżając się, wprowadza formę (14) w strefę działania dysz (5). Następuje rozbicie formy i chłodzenie odlewu oraz jego kierunkowe krzepnięcie. Zawiesina masy formierskiej w wodzie spływa do zbiornika (6), w którym na sicie (7) osadza się masa formierska z rozbitej formy (14), a woda pompą (8) przez filtr (9) przekazywana jest listwą rozprowadzającą (11) do dysz (5). Po rozbiciu formy (14) stół roboczy (2) wysuwa się poza obręb komory (1) i wyjmuje się gotowy The operation of the equipment for removing moulding sand from the casting and its cooling according to developed assumptions is as follows (markings according to Figure 7): A sand mould (14) is placed on a working table (2) which is pulled outside the outline of the chamber (1). After pouring the mould (14), with a controlled speed of circular and vertical motion of the working table, the mould is introduced into the chamber (1). The working table (2) which is lowering introduces the mould (14) into the area of nozzles operation (5). The destruction of the mould and cooling of the casting, as well as directional solidification occur. Suspension of moulding sand in water is drained to the tank (6), in which moulding sand from the destroyed mould (14) precipitates on the sieve (7) and water through the pump (8) and the filter (9) flows to nozzles (5) through the distribution Transactions of FRI 2/

29 P. Dudek, A. Fajkiel, T. Reguła, J. Bochenek: Badania nad technologią odlewania ablacyjnego stopów aluminium odlew. Integralną częścią urządzenia jest pompa wysokociśnieniowa firmy BOSCH umożliwiająca uzyskanie przepływu cieczy 6,5 l/min przy maksymalnym ciśnieniu 12 MPa. Na podstawie ogólnych założeń wykonano urządzenie do ablacyjnego usuwania masy formierskiej i kierunkowego chłodzenia odlewu (rys. 8). Urządzenie powstało we współpracy z prywatną firmą, która jest także jego wykonawcą. Urządzenie do destrukcji formy piaskowej oraz kontrolowanego, kierunkowego chłodzenia odlewu zostało zgłoszone do Urzędu Patentowego RP i otrzymało numer P line (11). After destroying the mould (14) the working table (2) pulls outside the outline of the chamber (1) and a ready-made casting is collected. The integral part of the equipment is the high-pressure pump manufactured by BOSCH which enables to achieve the flow of liquid 6.5 l/min at maximum pressure 12 MPa. On the basis of general assumptions the equipment for ablation removing moulding sand and directional cooling of the casting was made (Fig. 8). The equipment was created in cooperation with a private company which is also its producer. The equipment for the destruction of the sand mould and controlled, directional cooling of the casting was filed to the Patent Office of the Republic of Poland and was assigned the number P a) b) Rys. 8. Urządzenie do ablacyjnego usuwania masy formierskiej i kontrolowanego chłodzenia odlewu: a) widok ogólny, b) ruchomy stół roboczy Fig. 8. The equipment for ablation removing sand mould and controlled cooling of the casting: a) general view, b) movable working table Konstrukcja urządzenia pozwala na równoczesny ruch obrotowy i ruch w płaszczyźnie pionowej, co zapewnia równoczesne usuwanie formy za pomocą strumienia wody podawanej z dysz oraz kontrolowane kierunkowe chłodzenie odlewu. Ponadto ruch obrotowy stołu roboczego sprzyja dokładnemu wypłukaniu masy formierskiej ze wszystkich fragmentów zakrzepłego odlewu. W celu określenia skuteczności działania urządzenia przeprowadzono serię badań. W pierwszej kolejności wykonano próby rozbicia formy piaskowej bez metalu. Założone parametry wydatku cieczy oraz prędkości obrotowej i w kierunku pionowym (ruch stolika w dół) okazały się wystarczającymi dla rozbicia formy, co przedstawiono na rysunku 9. Następnie przystąpiono do prób zalewania formy stopem AlSi7Mg. W badaniach zastosowano następujące parametry: temperatura zalewania 700 ±10 C, liczba obrotów 20 obr/min, posuw pionowy 30 cm/min, ciśnienie wody 12 MPa. The design of the equipment allows simultaneous circular and vertical motion which, at the same time, allows destroying the mould with water jets from nozzles and controlled directional cooling of the casting. Moreover, circular motion of the working table facilitates detailed destruction of moulding sand from all sections of the solid casting. In order to determine the efficiency of equipment s operation a series of examinations was conducted. First, attempts were made to break the mould without metal. The assumed parameters of liquid output and the rotational and vertical speed (the motion of the table downwards) proved to have been sufficient to break the mould, which is presented in Figure 9. Next, attempts were made to pour the mould with AlSi7Mg alloy. During the research the following parameters were used: pouring temperature 700 ±10 C, rates 20 rpm, vertical feed 30 cm/min, water pressure 12 MPa. 28 Prace IOd 2/2014

30 P. Dudek, A. Fajkiel, T. Reguła, J. Bochenek: The research on the ablation casting technology for aluminium alloys Rys. 9. Forma piaskowa rozbita w wyniku działania strumienia wody Fig. 9. A sand mould broke as a result of the operation of water jets Ze względu na łatwość i szybkość wykonania formy, do badań wybrano odlew schodkowy z klasycznym, mocno rozbudowanym układem wlewowym i jednym przelewem do odlewania w układzie poziomym, który przedstawiono na rysunkach 10 i 11. W większości odlewów zaobserwowano obiegnięcia przy przelewie, natomiast po badaniu RTG stwierdzono liczne rzadzizny w postaci porowatości pochodzenia skurczowego i gazowego. W przypadku zbyt szybkiej destrukcji formy wystąpiły również znaczne odkształcenia (wypaczenie) odlewu (rys. 12). Due to ease and speed of preparing the mould, a stepped casting was chosen with a traditional, highly complex gating system and one overflow for horizontal casting, which is presented in Figures 10 and 11. In the majority of castings shrinkage depressions were observed near the overflow, while after the RTG examination a lot of microshrinkages in the form of shrinkage and gas porosity. In case of excessive destruction of the mould significant deformations also occurred (warpage) of the casting (Fig. 12). Rys. 10. Widok i wymiary odlewu eksperymentalnego Fig. 10. The view and dimensions of the experimental casting Transactions of FRI 2/

31 P. Dudek, A. Fajkiel, T. Reguła, J. Bochenek: Badania nad technologią odlewania ablacyjnego stopów aluminium Rys. 11. Odlew wykonany z zastosowaniem technologii odlewania ablacyjnego Fig. 11. A casting made with the use of ablation technique casting a) b) Rys. 12. Odlew odkształcony w wyniku zbyt dużej szybkości chłodzenia a) oraz obraz RTG odlewu z widocznymi wadami porowatości b) Fig. 12. A casting deformed as a result of too high speed of cooling a) and a radiograph of the casting with visible porosity defects b) Odkształcenie odlewu wynika prawdopodobnie nie tylko z małej sztywności formy, ale i z ograniczonego oddziaływania strumienia wody na efekt chłodzenia środkowej części dość szerokiego odlewu. Świadczy to także o niewłaściwym położeniu odlewu w formie dla tej technologii odlewania. W odlewie powstają również duże naprężenia cieplne, a na powierzchni odlewów zaobserwowano znaczne obciągnięcia (rys. 12). Z przedstawionych rezultatów wstępnych badań wynika, że dla tej technologii należy bardzo starannie dobrać kształt odlewu i konstrukcję układu wlewowego i zasilającego. W tym celu pomocnym narzędziem jest symulacja komputerowa procesu zalewania i krzepnięcia, jednakże celem obecnego etapu prac nie było opracowanie kompleksowej technologii odlewania ablacyjnego. Z tego powodu do dalszych badań wybrano inny kształt odlewu, o zróżnicowanej grubości ścianki (zmodyfikowana próba schodkowa), ale także The deformation of the casting probably results not only from low rigidity of the mould but also from limited impact of water jets on the cooling effect of the middle part of a relatively wide casting. It also shows the incorrect positioning of the casting in the mould for this casting technology. In the casting there occur high heat tensions and on the surface of castings considerable shrinkage depressions were observed (Fig. 12). From the presented preliminary research results it can be seen that for this technology the shape of the casting and design of the gating system should be carefully selected. To this end, a helpful tool is computer simulation of pouring and solidification, however the aim of the present stage of works was not to develop a comprehensive technology for ablation casting. Due to this fact for further research a different shape was selected with a differentiated wall thickness (modified stepped test), also with altered gating system. Such 30 Prace IOd 2/2014

32 P. Dudek, A. Fajkiel, T. Reguła, J. Bochenek: The research on the ablation casting technology for aluminium alloys o zmienionym układzie wlewowym. Taki wybór kształtu odlewu oprócz priorytetowych badań destrukcji formy piaskowej miał na celu określenie ewentualnych zmian w mikrostrukturze odlewów wykonywanych w formie piaskowej intensywnie chłodzonych wodą podczas krzepnięcia. W badaniach zastosowano identyczne parametry jak w przypadku pierwszej próby. Kształt odlewu przedstawiono na rysunku 13. Otrzymane odlewy poddano badaniom RTG w celu wykrycia nieciągłości strukturalnych. Wyniki przedstawiono na rysunku 14. a choice of the shape of the casting besides the destruction of the sand mould was aimed at determining possible changes in the microstructure of castings made in a sand mould intensively cooled with water during the phase of solidification. For the purposes of the research identical parameters were applied as in the case of the first attempt. The shape of the casting is presented in Figure 13. The obtained castings underwent X-ray examinations in order to detect structural discontinuities. The results are presented in Figure 14. Rys. 13. Odlew eksperymentalny Fig. 13. The experimental casting a) b) Rys. 14. Rentgenogram odlewu wykonanego z zastosowaniem technologii odlewania ablacyjnego: a) przód, b) tył Fig. 14. The radiograph of the casting made with the use of ablation casting: a) front, b) back Transactions of FRI 2/

33 P. Dudek, A. Fajkiel, T. Reguła, J. Bochenek: Badania nad technologią odlewania ablacyjnego stopów aluminium Na przedstawionym rentgenogramie porowatość i jama usadowa skoncentrowane są głównie w układzie wlewowym, na pozostałym obszarze brak tego typu wady. Przeprowadzono analizę mikrostruktury odlewów wykonanych z wykorzystaniem ablacyjnego chłodzenia i destrukcji form oraz krzepnących w warunkach normalnych. Przykładowe mikrostruktury przedstawiono na rysunku 15. Analizując obrazy mikrostruktur, należy zauważyć duże rozdrobnienie ziarna i eutektyki w odlewach wykonanych technologią ablacyjną. Potwierdzają to również badania SDAS (Second Dendritic Arm Space) przedstawione w tabelach 1 i 2. Pomiary odległości ramion II rzędu SDAS przeprowadzono za pomocą oprogramowania Axiovision, ZEISS. Pomiary wykonano na zarejestrowanych mikrofotografiach przy powiększeniu 100. Zgłady trawiono w odczynniku Mi1Al. In the presented radiograph porosity and shrinkage cavity are concentrated mainly in the gating system; the remaining area does not have these types of defects. The analysis of the microstructure of castings was made with the use of ablation cooling and destruction of moulds under normal conditions. Exemplary microstructures are presented in Figure 15. Analysing the images of microstructures it should be noticed that there are large defragmentations of the grain and eutectics in castings made with the ablation technology. It is also proved by SDAS (Second Dendritic Arm Space) research which is presented in Tables 1 and 2. The measurements of Second Dendritic Arm Space were made with the use of Axiovision software by ZEISS. The measurements were made on recorded microphotographs at the magnification 100. Metallographic specimens were etched in Mi1Al agent. Tabela 1. Wyniki pomiarów SDAS przeprowadzonych na próbkach z odlewu wykonanego z zastosowaniem klasycznej technologii odlewania do formy piaskowej Table 1. The results of SDAS measurements conducted on samples from the casting made with the use of the traditional technology of casting into a sand mould Numer pomiaru / Measurement number SDAS dla grubości ścianki / SDAS for the thickness of wall, μm 3 mm 6 mm 9 mm 12 mm 15 mm SDAS średnia / SDAS mean Tabela 2. Wyniki pomiarów SDAS przeprowadzonych na próbkach z odlewu wykonanego z zastosowaniem technologii ablacyjnego odlewania do formy piaskowej Table 2. The results of SDAS measurements conducted on samples from the casting made with the use of ablation casting into a sand mould Numer pomiaru / Measurement number SDAS dla grubości ścianki / SDAS for the thickness of wall, μm 3 mm 6 mm 9 mm 12 mm 15 mm SDAS średnia / SDAS mean W celu określenia, czy założone parametry gwarantują kierunkowość krzepnięcia odlewu przeprowadzono badania mikrostruktury na próbkach wyciętych z każdej grubości ścianki odlewu. Przykładowe wyniki przedstawiono na rysunku 16. In order to determine whether the assumed parameters guarantee directional solidification of the casting an examination of the microstructure of samples cut from each wall thickness of the casting was conducted. Exemplary results are presented in Figure Prace IOd 2/2014

34 P. Dudek, A. Fajkiel, T. Reguła, J. Bochenek: The research on the ablation casting technology for aluminium alloys Klasyczna technologia / Traditional technology Odlewanie ablacyjne / Ablation casting Pow. 50 Pow. 50 Pow. 100 Pow. 100 Pow. 500 Pow. 500 Pow Pow Rys. 15. Porównanie mikrostruktur odlewu ze stopu AK7 wykonanego z wykorzystaniem klasycznej technologii oraz technologii odlewania ablacyjnego do formy piaskowej (grubość ścianki odlewu 16 mm) Fig. 15. The comparison of microstructures of a casting made of AK7 alloy produced with the use of the traditional technology and ablation casting in sand moulds (wall thickness of the casting 16 mm) Transactions of FRI 2/

35 P. Dudek, A. Fajkiel, T. Reguła, J. Bochenek: Badania nad technologią odlewania ablacyjnego stopów aluminium Powiększenie 100, grubość ścianki odlewu 3 mm Powiększenie 100, grubość ścianki odlewu 6 mm Powiększenie 100, grubość ścianki odlewu 9 mm Powiększenie 100, grubość ścianki odlewu 12 mm Powiększenie 100, grubość ścianki odlewu 15 mm Rys. 16. Porównanie mikrostruktur odlewów wykonanych z zastosowaniem technologii odlewania ablacyjnego w zależności od grubości ścianki odlewu Fig. 16. The comparison of microstructures of the castings made with the use of ablation casting in relation to the casting s wall thickness Na podstawie zamieszczonych struktur można stwierdzić, że istnieje dość duże zróżnicowanie mikrostruktury, część odlewu krzepnąca najszybciej (najmniejsza grubość ścianki) wykazuje strukturę bardzo rozdrobnioną, w miarę wzrostu grubości ścianki (wolniejsze krzepnięcie) struktura jest bardziej gruboziarnista. Takie same wnioski można wysnuć z analizy pomiarów SDAS. Świadczy to o kierunkowym krzepnięciu odlewu, które rozpoczyna się w częściach o najmniejszym przekroju, następnie obejmuje części coraz grubsze i kończy się w części najgrubszej, stanowiącej tzw. nadlew. Podczas prawidłowego krzepnięcia cała objętość jamy skurczowej powinna się znaleźć w nadlewie. Widoczne On the basis of the presented structures it can be stated that there exists a large differentiation of the microstructure, the part of the casting which solidifies the fastest (the lowest thickness of the wall) shows very fragmented structure, together with the increase of the thickness of the wall (slower solidification) the structure has thicker grains. The same conclusions can be drawn from the analysis of SDAS measurements. It shows directional solidification which starts in parts with the thinnest cross-section, then it involves thicker parts and finishes in the thickest part which constitutes the so-called riser. During correct solidification the whole volume of the shrinkage cavity should be in the riser. It 34 Prace IOd 2/2014

36 P. Dudek, A. Fajkiel, T. Reguła, J. Bochenek: The research on the ablation casting technology for aluminium alloys jest to na rentgenogramach (rys. 14). Powyższe badania potwierdzają prawidłowość założonych parametrów technologicznych (szybkość i intensywność chłodzenia odlewu). 3. Podsumowanie Technologia odlewania ablacyjnego budzi zainteresowanie głównie przemysłu w Ameryce Północnej, nie tylko z uwagi na korzyści ekonomiczne, ale również dlatego, iż jest przyjazna dla środowiska (m.in. ze względu na możliwość regeneracji masy formierskiej, brak zapylenia przy usuwaniu formy). Krajowe odlewnie obecnie nie stosują tej metody wykonywania odpowiedzialnych odlewów, ale opanowanie tego procesu i wdrożenie w krajowych odlewniach może znacząco podnieść ich konkurencyjność. Skonstruowane urządzenie, aczkolwiek skuteczne w przeprowadzonych badaniach, nie daje jednoznacznej odpowiedzi czy w przypadku większych (grubszych form) okaże się równie skuteczne. Należy jednak podkreślić, że wstępne próby potwierdziły możliwość wykonywania w formach piaskowych odlewów, charakteryzujących się dość dużym rozdrobnieniem mikrostruktury. Podziękowania can be seen in the radiographs (Fig. 14). The abovementioned research proves the correctness of the assumed technological parameters (the speed and intensity of cooling of the casting). 3. Conclusions The technology of ablation casting arouses interest mainly in the industry in North America not only due to economic benefits, but also because it is environmentally friendly. Other advantages include the possibility to reclaim moulding sand as well as the lack of dust while removing the mould. Nowadays national foundries do not use this method of producing reliable castings but fostering this process and implementing it in national foundries may significantly increase their competitiveness. The developed equipment, although effective in the conducted research, does not give an unequivocal answer whether in case of larger (thicker moulds) it will also turn out to be effective. However, it should be stressed that the initial attempts proved the possibility to produce castings in sand moulds which are characterised by high fragmentation of the microstructure. Acknowledgements Artykuł powstał w oparciu o wyniki badań wykonanych w ramach realizacji w 2013 roku pracy statutowej, pt.: Opracowanie założeń techniczno-technologicznych do zmodyfikowanej metody wykonywania odlewów z wykorzystaniem zjawiska ablacji (zlec. 3010/02), finansowanej przez Ministerstwo Nauki i Szkolnictwa Wyższego. This article was written on the basis of results of the research conducted within the framework of the execution of the statutory operation entitled: The development of technical-technological assumptions for the modified method of producing castings with the use of the phenomenon of ablation (order 3010/02), financed by the Ministry of Science and Higher Education. Literatura/References 1. Weiss D., Grassi J., Schultz B., Rohatgi P. (2011). Ablation of Hybrid Metal Matrix Composites. AFS Proceedings, 2. Grassi J., Campbell J., Hartlieb M., Major F. (2009). The Ablation Casting Process. Mater. Sci. Forum, , Weiss D., Schultz B., Rohatgi P. (2012). Discovering Ablation. Metal Casting Design & Purchasing, January/February, Weiss D., Grassi J., Schultz B., Rohatgi P. (2011). Testing the Limits of Ablation. Mod. Casting, December, US Patent no. 2008/ A1. 6. Tan Derui, Lian Haiping. (2010). The ancient Chinese casting techniques. 69th WFC Paper, com/uploadfile/ pdf 7. Aluminum Mold Curing and Pouring/Ablation, 8. Staff Report. (2008). AFS/ECS Casting Competition, Mod. Casting, May 2008, Zindel J. W. (2012). Ablation Casting Evaluation for High Volume Structural Castings. USA MP 17 May Transactions of FRI 2/

37

38 PRACE INSTYTUTU ODLEWNICTWA TRANSACTIONS OF FOUNDRY RESEARCH INSTITUTE Volume LIV Year 2014 Number Instytut Odlewnictwa. All rights reserved. DOI: /iod Komputerowa symulacja naprężeń powstających w wyniku zastosowanej obróbki cieplnej Computer simulation of stresses occurring as a result of applied heat treatment Robert Żuczek 1, Andrzej Gwiżdż 2, Damian Wróblewski 3 1 Instytut Odlewnictwa, Centrum Projektowania i Prototypowania, Pracowania Projektowania Komputerowego Procesów Odlewniczych, ul. Zakopiańska 73, Kraków 2 Instytut Odlewnictwa, Zakład Stopów Żelaza, ul. Zakopiańska 73, Kraków 3 Krakowskie Zakłady Odlewnicze ZREMB S.A., ul. Mogilska 43, Kraków 1 Foundry Research Institute, Design and Prototyping Center, Bureau for Computer Assisted Design of Casting Processes, ul. Zakopiańska 73, Kraków 2 Foundry Research Institute, Department of Ferrous Alloys, ul. Zakopiańska 73, Kraków 3 Krakowskie Zakłady Odlewnicze ZREMB S.A., ul. Mogilska 43, Kraków robert.zuczek@iod.krakow.pl Streszczenie Na podstawie przyjętych krzywych obróbki, określono rozkład pól temperatury w wybranych odlewach modelowych otrzymanych w trakcie analizy cieplnej, a następnie przyjmując te wartości jako warunki brzegowe przeprowadzono zintegrowaną analizę wytrzymałościową w celu określenia maksymalnych wartości opisujących wytężenie konstrukcji pod wpływem działających obciążeń cieplnych. Przeprowadzona statyczna analiza rozkładu naprężeń i przemieszczeń w odlewach umieszczonych w piecu zakładała usytuowanie jednego elementu, bez możliwości oddziaływania cieplnego z innymi konstrukcjami, przy założeniu dwóch schematów prowadzonej obróbki cieplnej. Słowa kluczowe: komputerowa symulacja naprężeń w odlewach, żeliwo sferoidalne ferrytyczne, obróbka cieplna, odlewy dla kolejnictwa Abstract On the basis of assumed curves of treatment the distribution of temperature fields was determined in selected model castings achieved during heat analysis, then assuming these values as boundary conditions an integrated strength analysis was carried out with the aim of determining maximum values which describe the effort of the construction under the impact of operating heat stresses. The conducted static analysis of stresses and displacements in a casting placed in a furnace assumed placing a single element without the possibility of heat interaction with other elements, with the assumption of two schemes of conducted heat treatment. Key words: computer simulation of stresses in castings, ferritic spheroidal graphite cast iron, heat treatment, castings for the rail industry ablation casting, aluminum alloys, microstructure 1. Wstęp Symulowanie rzeczywistych warunków nagrzewania i chłodzenia według modelowych schematów cyklu obróbki cieplnej pozwala na zoptymalizowanie 1. Introduction Simulating real heating and cooling conditions according to model schemes of the heat treatment cycle allows optimisation and selection of parameters for 37

39 R. Żuczek, A. Gwiżdż, D. Wróblewski: Komputerowa symulacja naprężeń powstających w wyniku zastosowanej obróbki i dobranie parametrów całego procesu, tak aby wyeliminować możliwość pękania odlewów lub występowania deformacji spowodowanej prowadzoną obróbką cieplną. Na podstawie krzywych cykli temperaturowych procesu ferrytyzacji według założonych cykli wyżarzania, przeprowadzono symulację rozkładu naprężeń cieplnych występujących w analizowanych odlewach w trakcie procesu nagrzewania i chłodzenia. Analizy numeryczne zakładały określenie rozkładu temperatur w trakcie symulowanych cykli nagrzewania, a następnie przeprowadzenie zintegrowanych analiz termiczno- -wytrzymałościowych wykorzystujących otrzymane pola temperatur, jako warunki brzegowe do analiz wytrzymałościowych rozkładu naprężeń w odlewach podczas obróbki cieplnej. 2. Obróbka cieplna odlewów W celu przeprowadzenia analiz numerycznych przyjęto dwa cykle nagrzewania i chłodzenia [1]. the whole process in order to eliminate the possibility of cracks occurring in castings or the occurrence of a deformation caused by heat treatment. On the basis of curves of temperature cycles of the ferrtisation process according to assumed annealing cycles, a simulation of the distribution of heat stresses which occur in analysed castings during the process of heating and cooling was made. Numerical analyses assumed the determination of temperature distribution during simulated heating cycles, and then conducting integrated thermal-strength analyses which utilise the achieved temperature fields as boundary conditions for strength analyses of the distribution of stresses in castings during heat treatment. 2. Heat treatment of castings In order to conduct numerical analyses two heating and cooling cycles were assumed [1]. Temperatura, C Wyżarzanie ferrytyzujące - Cykl Czas, h Rys. 1. Modelowe cykle wyżarzania przyjęte w analizach numerycznych Fig. 1. Model annealing cycles assumed in numerical analyses Cykl pierwszy zakładał nagrzewanie odlewu w piecu do temperatury 950 C przez okres 5,5 godziny, wytrzymanie w tej temperaturze przez 3 godziny, a następnie studzenie do temperatury 400 C z dwoma przystankami, aż do osiągnięcia końca czasu obróbki wynoszącego 28 godzin. Cykl drugi zakładał nagrzewanie przez 6 godzin do temperatury 860 C, wytrzymanie w tej temperaturze przez 2,5 godziny, a następnie studzenie do temperatury 200 C, przy założeniu trzech punktów przystankowych. Ze względu na specyfikę prowadzonych analiz sprzężonych, uwzględniających zagadnienia cieplne i eksploatacyjne wybranego żeliwa EN-GJS , zaimplementowano z bazy danych programu ANSYS tworzywo odpowiadające wybranemu gatunkowi żeliwa, przy uwzględnieniu modyfikacji wykorzystywanych danych o parametry wytrzymałościowe i termiczne uzyskane na podstawie badań doświadczalnych prowadzonych w Instytucie Odlewnictwa. Zmodyfikowane żeliwo EN-GJS wprowadzono do The first cycle assumed heating the casting in the furnace to 950 C for approx. 5.5 hours, maintaining this temperature for 3 hours, and then cooling to 400 C with two breaks to reach the end of treatment time which was 28 hours. The second cycle assumed heating for 6 hours to 860 C, maintaining this temperature for 2.5 hours, and then cooling to 200 C, with the assumption of three breaks. Due to the specificity of conducted coupled analyses, which take into account heat and performance issues of the selected EN-GJS cast iron, from the database created by ANSYS software material was implemented which corresponded to the type of selected cast iron, taking into account modifications of the utilised data with strength and thermal parameters obtained on the basis of the conducted experimental research in the Foundry Research Institute. Modified EN-GJS cast iron was fed into the database of the simulation software, and the basic thermal and strength parameters are presented in Table 1. The data 38 Prace IOd 2/2014

40 R. Żuczek, A. Gwiżdż, D. Wróblewski: Computer simulation of stresses occurring as a result of applied heat treatment bazy danych programu symulacyjnego, a podstawowe parametry termiczne i wytrzymałościowe przedstawiono w tabeli 1. Dane te zakładają temperaturę odniesienia wynoszącą 20 C, jednak w celu dokładnego opisania zjawisk zachodzących w trakcie nagrzewania i chłodzenia, uwzględniono zmienne w funkcji temperatury. assume a reference temperature which equals 20 C, however in order to describe the phenomena which occur during heating, in detail, variables in the function of temperature were accounted for. Tabela 1. Podstawowe właściwości termiczno-wytrzymałościowe modelowego żeliwa EN-Gjs dla temperatury 20 C Table 1. Basic thermal-strength properties of the model EN-Gjs cast iron for 20 C Parametr/Parameter Gęstość/Density 7,850 g/cm 3 Moduł Younga / Young s modulus Współczynnik Poissona / Poisson s ratio 0,3 Granica plastyczności / Yield strenght (R 0.2, R e ) Wytrzymałość na rozciąganie / Tensile strength Przewodność cieplna / Thermal conductivity Ciepło właściwe / Specific heat Współczynnik rozszerzalności cieplnej / Coefficient of thermal expansion 200 GPa min. 250 MPa min. 400 MPa 60,5 W/mK 434 J/kgK 1,21 μm/m K 3. Analiza numeryczna [2 6] Do analiz numerycznych wybrano trzy odlewy z żeliwa sferoidalnego EN-GJS , oznaczone jako: Bolec BJA1a, Bolec BJA1 oraz Łożysko LOa1. Przeprowadzone analizy numeryczne zakładały brak interakcji z innymi odlewami w trakcie prowadzonego cyklu nagrzewania i chłodzenia oraz występowanie w piecu jednorodnego, ustabilizowanego pola temperatur o zakładanych wartościach według cykli przejętych na podstawie wykresu zaprezentowanego na rysunku 1. Do analiz numerycznych zamodelowano bryłowe modele wybranych odlewów przygotowane w programie CAD i zaprezentowane na rysunku 2. Sprzężona analiza termiczno-wytrzymałościowa dla odlewu Bolca BJA1a zakładała równomierne nagrzewanie odlewu na całej powierzchni. W trakcie procesu nagrzewania ważne jest równomierne przejmowanie dostarczanego ciepła w całej objętości analizowanego detalu. Otrzymany w trakcie symulacji rozkład temperatury wskazuje jednak miejsca w środku odlewu, dla których gradient temperatury w stosunku do zewnętrznej powierzchni odlewu wynosi kilka stopni. Rozkład temperatury uzyskany dla poszczególnych cykli nagrzewania i chłodzenia w wybranych punktach czasu zaprezentowano na rysunku 3. Różnice wartości maksymalnych i minimalnych temperatury w całym cyklu zaprezentowano na rysunkach 4 i 5. W obydwu przypadkach widać, że w środku odlewu temperatura różni się o ponad 2 C, w stosunku do zewnętrznej powierzchni dla pierwszego cyklu obróbki 3. The numerical analysis [2 6] Three castings made of EN-GJS spheroidal graphite cast iron were selected for numerical analysis; these were marked as follows: Bolt BJA1a, Bolt BJA1 and Bearing LOa1. The conducted numerical analyses assumed no interaction with other elements during the conducted heating and cooling cycle and a homogenous, stabilised temperature field with set values according to assumed cycles on the basis of the diagram presented in Figure 1. For numerical analyses solid models were created for selected castings with the use of CAD software and presented in Figure 2. The coupled thermal-strength analysis for the casting of Bolt BJA1a assumed uniform heating of the casting on its entire surface. During the process of heating it is important to transfer the heat in a uniform manner to the volume of the analysed element. However, the temperature distribution achieved during the simulation indicates areas in the middle of the casting, for which the temperature gradient in relation to the external surface of the casting is several degrees. The temperature distribution achieved for particular heating and cooling cycles in selected points of time is presented in Figure 3. The differences of maximum and minimum temperature values in the whole cycle are presented in Figures 4 and 5. In both cases it can be seen that in the centre of the casting the temperature difference is 2 C in relation to the external surface for the first treatment cycle and almost 1.5 C for the second cycle. The differences of minimum and maximum temperature in the casting are Transactions of FRI 2/

41 R. Żuczek, A. Gwiżdż, D. Wróblewski: Komputerowa symulacja naprężeń powstających w wyniku zastosowanej obróbki a) b) c) Rys. 2. Modele bryłowe elementów odlewanych przyjęte w prowadzonych analizach numerycznych: a) odlew Bolec bja1a, b) odlew Bolec BJA1, c) odlew Łożysko LOa1 Fig. 2. Solid models of cast elements assumed in conducted numerical analyses: a) casting Bolt BJA1a, b) casting Bolt bja1, c) casting Bearing LOa1 i prawie o 1,5 C dla cyklu drugiego. Różnice temperatury minimalnej i maksymalnej w odlewie są znacznie mniejsze dla drugiego cyklu wyżarzania ferrytyzującego. Na podstawie otrzymanych analiz rozkładu temperatury przeprowadzono symulacje rozwoju naprężeń w odlewach w trakcie całego cyklu nagrzewania i chłodzenia. W przeprowadzonej symulacji założono, że analizowany odlew ustawiono w piecu na stopie. Wyniki symulacji stanu naprężeń dla symulacji porównawczej, przy poziomym usytuowaniu odlewu w piecu nie odbiegają od wielkości uzyskanych dla takiego stanu usytuowania. Rozkład wartości cieplnych naprężeń uogólnionych w przekroju poprzecznym odlewu, otrzymanych dla pierwszego cyklu wyżarzania ferrytyzującego przedstawiono na rysunku 6, dla wybranego kroku czasowego, natomiast wartości naprężeń uzyskane dla innych kroków czasowych przedstawiono w tabeli 2. considerably lower for the second cycle of ferritising annealing. On the basis of the achieved analyses of temperature distribution simulations of stress development in castings were carried out during the whole heating and cooling cycle. In the conducted simulation it was assumed that the analysed casting was placed in the furnace on its foot. The results of the simulation of the state of stresses for comparative simulation, with horizontal positioning of the casting in the furnace, do not diverge from the values achieved for this state of positioning. The distribution of heat values of generalised stresses in the cross-section of the casting achieved for the first cycle of ferritising annealing is presented in Figure 6, for the selected time step, whereas values of stresses achieved for other time steps are presented in Table Prace IOd 2/2014

42 R. Żuczek, A. Gwiżdż, D. Wróblewski: Computer simulation of stresses occurring as a result of applied heat treatment Czas: 5,5 h Czas: 9 h Cykl 1. Cykl 2. Rys. 3. Rozkład temperatury w odlewie Bolca BJA1a dla obydwu cykli wyżarzania ferrytyzującego w wybranych krokach czasowych Fig. 3. The distribution of temperature in the casting of Bolt BJA1a for both cycles of ferritising annealing in selected time steps Temperatura, C 1000 Cykl T1 900 Delta T Czas, h 3 2,5 2 1,5 1 0,5 0 Delta T, C Temperatura, C Cykl T2 Delta T Czas, h 1,4 1,2 1 0,8 0,6 0,4 0,2 0 Delta T, C Rys. 4. Gradient temperatury w odlewie dla pierwszego cyklu wyżarzania Fig. 4. The temperature gradient in the casting for the first cycle of annealing Rys. 5. Gradient temperatury w odlewie dla drugiego cyklu wyżarzania Fig. 5. The temperature gradient in the casting for the second cycle of annealing Transactions of FRI 2/

43 R. Żuczek, A. Gwiżdż, D. Wróblewski: Komputerowa symulacja naprężeń powstających w wyniku zastosowanej obróbki Rys. 6. Rozkład naprężeń uogólnionych [MPa] występujących w odlewie po czasie wynoszącym około 10 godzin, dla pierwszego cyklu wyżarzania ferrytyzującego Fig. 6. The distribution of generalised stresses [MPa] which occur after time which equals approx. 10 hours, for the first cycle of ferritising annealing Tabela 2. Maksymalne wartości naprężeń uogólnionych w pierwszym cyklu wyżarzania dla odlewu Bolca BJA1a Table 2. Maximum values of generalised stresses in the first cycle of annealing for the casting of Bolt BJA1a Krok czasowy cyklu / Cycle s time step, h Temperatura/ Temperature, C Maksymalne naprężenie / Maximum stress, MPa 5, ,7655 8, , , , ,1935 Dla analizowanego cyklu wyżarzania wzrost maksymalnych wartości naprężeń następuje w dwóch cyklach czasowych: przy osiągnięciu maksymalnej wartości temperatury procesu wyżarzania oraz w trakcie chłodzenia odlewu od 950 C do 780 C. Rozkład pól maksymalnych wartości naprężeń cieplnych na powierzchni odlewu, w trakcie pierwszego etapu ochładzania, przedstawiono na rysunku 7. For the analysed annealing cycle the increase of maximum values of stresses occurs during two time cycles: when it achieves the maximum values of temperature of the annealing process and during cooling from 950 C to 780 C. The distribution of fields of maximum values of heat stresses on the surface of the casting during the first stage of cooling is presented in Figure 7. Rys. 7. Rozkład Rys. naprężeń 7. Rozk ad cieplnych napr e w cieplnych końcowej w fazie ko cowej chłodzenia fazie chodlewu odzenia Bolca odlewu BJA1a Bolca od BJA1a 950 C do 780 C Fig. 7. The distribution of heat stresses in the final stage of cooling of the casting of Bolt BJA1a from 950 C to 780 C 42 Prace IOd 2/2014

44 R. Żuczek, A. Gwiżdż, D. Wróblewski: Computer simulation of stresses occurring as a result of applied heat treatment W trakcie całego cyklu wyżarzania ferrytyzującego występuje silne odkształcanie odlewu, a największa deformacja konstrukcji w porównaniu z kształtem pierwotnym występuje w stopie analizowanego elementu. W tabeli 3 przedstawiono maksymalne wartości przemieszczeń uogólnionych występujących w odlewie w trakcie pierwszego cyklu przeprowadzanej obróbki. Z przedstawionych danych wynika, że maksymalne odkształcenie odlewu następuje w momencie osiągnięcia temperatury 950 C, a w miarę chłodzenia elementu wartości te maleją. Rozkład przemieszczeń uogólnionych w odlewie Bolca BJA1a przedstawiono na rysunku 8, dla punktu czasowego t = 8,5 godziny, w którym występują maksymalne wartości przemieszczeń. During the whole cycle of ferritising annealing there occurs a strong deformation, and the biggest deformation of the construction as compared to the initial shape occurs in the foot of the analysed element. In Table 3 are presented maximum values of generalised displacements which occur in the casting during the first cycle of the conducted treatment. From the presented data it results that the maximum deformation of the casting occurs when the temperature reaches 950 C, and together with cooling the element these values decrease. The distribution of generalised displacements in the casting of Bolt BJA1a is presented in Figure 8, for the point of time t = 8.5 h, at which maximum values of displacements occur. Tabela 3. Maksymalne wartości przemieszczeń uogólnionych w pierwszym cyklu wyżarzania dla odlewu Bolca BJA1a Table 3. Maximum values of generalised displacements during the first cycle of annealing for the casting of Bolt BJA1a Krok czasowy cyklu / Cycle s time step, h Temperatura/ Temperature, C Maksymalne naprężenie / Maximum stress, MPa 5, ,6148 8, , , , ,4098 Rys. 8. Rozk ad przemieszcze uogólnionych odlewie Bolca BJA1a Rys. 8. Rozkład przemieszczeń uogólnionych w odlewie Bolca BJA1a Fig. 8. The distribution of generalised displacements in the casting of Bolt BJA1a Charakter dokładnych odkształceń odlewu Bolca BJA1a zaprezentowano na rozkładzie przemieszczeń wzdłuż osi normalnych globalnego układu współrzędnych, przedstawionych na rysunku 9. Podobnie jak dla poprzednio przeprowadzonych analiz numerycznych rozkładu naprężeń cieplnych uzyskanych w procesie wyżarzania ferrytyzującego, tak samo dla drugiego cyklu nagrzewania, przy osiągnięciu maksymalnej temperatury 860 C, przeprowadzono podobny schemat analiz w celu określenia wpływu zmiany The character of exact deformations of the casting of Bolt BJA1a is presented in the distribution of displacements along the axes of the coordinate system showed in Figure 9. Similarly to previously conducted numerical analyses of the distribution of heat stresses achieved in the process of ferritising annealing, for the second cycle of heating, when the maximum temperature 860 C was achieved a similar scheme of analysis was carried out in order to determine the impact of the change of Transactions of FRI 2/

45 R. Żuczek, A. Gwiżdż, D. Wróblewski: Komputerowa symulacja naprężeń powstających w wyniku zastosowanej obróbki temperatury maksymalnej na wartości maksymalnych naprężeń i przemieszczeń cieplnych. Rozkład wartości cieplnych naprężeń uogólnionych w przekroju poprzecznym odlewu Bolca BJA1a, otrzymanych dla drugiego cyklu wyżarzania ferrytyzującego, przedstawiono na rysunku 10, dla wybranego kroku czasowego, natomiast wartości naprężeń uzyskane dla innych kroków czasowych przedstawiono w tabeli 2. the maximum temperature on maximum values of heat stresses and displacements. The distribution of heat values of generalised stresses in the cross-section of the casting of Bolt BJA1a, obtained for the second cycle of ferritising annealing is presented in Figure 10, for the selected time step, whereas values of stresses achieved for other time steps are presented in Table 2. Oś X Oś Y Oś Z Rys. 9. Rozkład przemieszczeń wzdłuż osi układu współrzędnych w odlewie Bolca BJA1a Fig. 9. The distribution of displacements along the coordinate system in the casting of Bolt BJA1a Rys. 10. Rozkład naprężeń uogólnionych występujących w odlewie po czasie około 10 godzin, dla drugiego cyklu wyżarzania ferrytyzującego Fig. 10. The distribution of generalised stresses which occur in the casting after approx. 10 hours in the second cycle of ferritising annealing 44 Prace IOd 2/2014

46 R. Żuczek, A. Gwiżdż, D. Wróblewski: Computer simulation of stresses occurring as a result of applied heat treatment Dla analizowanego cyklu wyżarzania wzrost maksymalnych wartości naprężeń następuje w dwóch cyklach czasowych: w momencie osiągania maksymalnej wartości temperatury procesu wyżarzania oraz w trakcie chłodzenia odlewu od 860 C do 780 C. Rozkład pól maksymalnych wartości naprężeń cieplnych na powierzchni odlewu, w trakcie ochładzania odlewu do temperatury 780 C, przedstawiono na rysunku 11. For the analysed annealing cycle the increase of maximum values of stresses occurs during two time cycles: when it achieves the maximum values of temperature of the annealing process and during cooling the casting from 860 C to 780 C. The distribution of fields of maximum values of heat stresses on the surface of the casting during cooling the casting to 780 C is presented in Figure 11. Tabela 4. Maksymalne wartości naprężeń uogólnionych w drugim cyklu wyżarzania dla odlewu Bolca BJA1a Table 4. Maximum values of generalised stresses in the second cycle of ferritising annealing for the casting of Bolt BJA1a Krok czasowy cyklu / Cycle s time step, h Temperatura/ Temperature, C Maksymalne naprężenie / Maximum stress, MPa ,4614 8, , , , , ,2325 Rys. 11. Rozk ad napr e cieplnych w ko cowej fazie ch odzenia odlewu Bolca BJA1a Rys. 11. Rozkład naprężeń cieplnych w końcowej fazie chłodzenia odlewu Bolca BJA1a od 860 C do 780 C Fig. 11. The distribution of heat stresses in the final stage of cooling of the casting of Bolt BJA1a from 860 C to 780 C Określone w trakcie symulacji, największe odkształcenia występują w stopie odlewu, podobnie jak dla pierwszego cyklu wyżarzania. W tabeli 5 przedstawiono maksymalne wartości przemieszczeń uogólnionych występujących w odlewie w trakcie drugiego cyklu obróbki. Z przedstawionych danych wynika, że maksymalne odkształcenie odlewu następuje w momencie podgrzewania odlewu i osiągnięcia temperatury 860 C, a w miarę chłodzenia elementu wartości te maleją. Rozkład przemieszczeń uogólnionych w odlewie Bolca BJA1a przedstawiono na rysunku 12, dla punktu czasowego t = 8,5 godziny, w którym występują maksymalne wartości przemieszczeń. The biggest deformation occurs in the foot of the casting, which was determined during the simulation similarly to the first cycle of annealing. In Table 5 presented are maximum values of generalised displacements which occur in the casting during the second cycle of heating. From the presented data it results that the maximum deformation of the casting occurs at the moment of heating the casting and achieving 860 C, together with cooling the element these values decrease. The distribution of generalised displacements in the casting of Bolt BJA1a is presented in Figure 12, for the point of time t = 8.5 hours, at which maximum values of displacements occur. Transactions of FRI 2/

47 R. Żuczek, A. Gwiżdż, D. Wróblewski: Komputerowa symulacja naprężeń powstających w wyniku zastosowanej obróbki Tabela 5. Maksymalne wartości przemieszczeń uogólnionych w drugim cyklu wyżarzania dla odlewu Bolca BJA1a Table 5. Maximum values of generalised displacements in the second cycle of ferritising annealing for the casting of Bolt BJA1a Krok czasowy cyklu / Cycle s time step, h Temperatura/ Temperature, C Maksymalne naprężenie / Maximum stress, MPa ,7761 8, , , , , ,3774 Rys. 12. Rozkład przemieszczeń uogólnionych w odlewie Bolca BJA1a Fig. 12. The distribution of generalised displacements in the casting of Bolt BJA1a Przeprowadzona analiza rozkładu naprężeń i przemieszczeń cieplnych w trakcie prowadzonego procesu wyżarzania ferrytyzującego według założonych cykli nagrzewania i chłodzenia wykazuje, że w przypadku obróbki cieplnej odlewu Bolca BJA1a, znacznie mniejsze wartości maksymalnych naprężeń cieplnych i przemieszczeń występują w trakcie obróbki według drugiego cyklu wyżarzania ferrytyzującego. Wartości maksymalnych naprężeń cieplnych w przypadku drugiego cyklu, przy ochładzaniu odlewu do temperatury 780 C, są ponad dwukrotnie mniejsze w porównaniu do obróbki według pierwszego cyklu. W przypadku analizy maksymalnych wartości przemieszczeń uogólnionych stwierdzić można, że maksymalne wartości przemieszczeń w przypadku nagrzewania według drugiego cyklu pojawiają się w odlewie już w momencie uzyskania w całej objętości odlewu maksymalnej temperatury cyklu. Zjawiska takiego nie obserwujemy w przypadku nagrzewania odlewu według pierwszego cyklu, a maksymalne przemieszczenie w odlewie uzyskujemy pod koniec etapu wytrzymania w temperaturze 950 C. W obydwu przypadkach chłodzenie odlewu z piecem powoduje redukcję maksymalnych wartości przemieszczeń uogólnionych, jednak dla drugiego cyklu chłodzenia wartości obniżają się znacznie szybciej. The conducted analysis of the distribution of stresses and heat displacements during the conducted process of ferritising annealing according to heating and cooling cycles shows that in case of heat treatment of the casting of Bolt BJA1a considerably lower values of maximum heat stresses and displacements occur during treatment according to the second cycle of ferritising annealing. The values of maximum heat stresses in case of the second cycle, when the casting is cooled to 780 C, are twice as low as those compared to treatment according to the first cycle. In the case of the analysis of maximum values of generalised displacements it can be stated that maximum values of displacements in case of heating according to the second cycle occur in the casting when the maximum temperature of the cycle is achieved in the whole volume of the casting. Such a phenomenon is not observed in the case of heating the casting according to the first cycle and the maximum displacement in the casting is achieved at the end of the stage of maintaining the casting at 950 C. In both cases cooling the casting together with the furnace causes a reduction of the maximum values of generalised displacements, however for the second cycle of cooling the values decrease much faster. 46 Prace IOd 2/2014

48 R. Żuczek, A. Gwiżdż, D. Wróblewski: Computer simulation of stresses occurring as a result of applied heat treatment Kopiując schemat obliczeń numerycznych rozkładu naprężeń cieplnych w trakcie procesu wyżarzania ferrytyzującego według założonych cykli nagrzewania i chłodzenia, przeprowadzono analizy termiczno- -wytrzymałościowe dla drugiego wybranego odlewu Bolca BJA1. Analiza nagrzewania i chłodzenia wskazuje na równomierny rozkład temperatury w całej objętości odlewu w trakcie procesu nagrzewania, a pojawiający się gradient temperatury wynika jedynie z różnej grubości ścianek analizowanego elementu. Gradienty temperatury w obydwu cyklach przeprowadzonej symulacji wyżarzania ferrytyzującego przedstawiono na rysunkach 13 i 14. Temperatura, C Czas, h Cykl T1 Delta T Rys. 13. Gradient temperatury w odlewie Bolca BJA1 dla pierwszego cyklu wyżarzania Fig. 13. Temperature gradients in the casting of Bolt BJA1 for the first cycle of annealing 3,5 3 2,5 2 1,5 1 0,5 0 Delta T, C After copying the scheme of numerical calculations of the distribution of heat stresses during the process of ferritising annealing according to assumed cycles of heating and cooling thermal-strength analyses were carried out for the second selected casting of Bolt BJA1. The analysis of heating and cooling indicates a uniform distribution of temperature in the entire volume of the casting during the process of heating and the occurring temperature gradient results from different wall thickness of the analysed element. Temperature gradients in both cycles of the conducted simulation of ferritising annealing are presented in Figures 13 and 14. Temperatura, C Cykl T2 Delta T Czas, h Rys. 14. Gradient temperatury w odlewie Bolca BJA1 dla drugiego cyklu wyżarzania Fig. 14. Temperature gradients in the casting of Bolt BJA1 for the second cycle of annealing 1,6 1,4 1,2 1 0,8 0,6 0,4 0,2 0 Delta T, C Rozkład temperatury w przekroju poprzecznym odlewu Bolca BJA1, dla wybranego kroku czasowego według schematu pierwszego i drugiego cyklu przedstawiono na rysunku 15. W przypadku obydwu cykli prowadzonej obróbki cieplnej, charakter gradientów temperatury dla odlewu Bolca BJA1 jest taki sam jak dla odlewu Bolca BJA1a, jednak maksymalne gradienty temperatury wynoszą ponad 3 C dla pierwszego schematu nagrzewania odlewów. Rozkład pól maksymalnych wartości naprężeń cieplnych i maksymalnych wartości przemieszczeń uogólnionych, uzyskanych dla symulacji numerycznej według pierwszego schematu cyklu prowadzonego wyżarzania, przedstawiono na rysunkach 16 i 17. Maksymalne wielkości naprężeń uogólnionych oraz przemieszczeń występujących w odlewie dla kolejnych etapów nagrzewania i chłodzenia w symulacji obróbki według pierwszego cyklu przedstawiono w tabeli 6, a według drugiego cyklu w tabeli 7. Przeprowadzone symulacje rozkładu naprężeń i przemieszczeń dla drugiego cyklu wyżarzania ferrytyzującego, jak należało się spodziewać, wykazują znacznie niższe maksymalne wartości naprężeń cieplnych. Maksymalne wartości przemieszczeń uogólnionych The distribution of temperature in the cross-section of the casting of Bolt BJA1, for the selected time step according to the scheme of the first and second cycle is presented in Figure 15. In case of both cycles of the conducted heat treatment the character of temperature gradients for the casting of Bolt BJA1 is the same as for the casting of Bolt BJA1a, however maximum temperature gradients are over 3 C higher for the first scheme of heating castings. The distribution of fields of maximum values of heat stresses and maximum values of generalised displacements achieved for the numerical simulation according to the first scheme of the cycle of the conducted annealing is presented in Figures 16 and 17. In Table 6 presented are maximum values of generalised stresses and displacements which occur in the casting during the consecutive stages of heating and cooling in the simulation of treatment according to the first cycle and according to the second cycle in Table 7. The conducted simulations of the distribution of stresses and displacements for the second cycle of ferritising annealing, as it was expected, prove considerably lower maximum values of heat stresses. Maximum values of generalised displacements achieved during the Transactions of FRI 2/

49 R. Żuczek, A. Gwiżdż, D. Wróblewski: Komputerowa symulacja naprężeń powstających w wyniku zastosowanej obróbki Cykl 1. wyżarzania ferrytyzującego Czas 4,5 h Czas 8,5 h Cykl 2. wyżarzania ferrytyzującego Czas 4,5 h Czas 8,5 h Rys. 15. Rozkład temperatury w odlewie Bolca BJA1 określony dla dwóch kroków czasowych, przy obydwu cyklach wyżarzania ferrytyzującego Fig. 15. The distribution of temperature in the casting of Bolt BJA1 for two time steps, with both cycles of ferritising annealing uzyskane w symulacji wyżarzania według drugiego cyklu dla tego samego kroku czasowego, nie odbiegają znacznie od wartości przemieszczeń dla pierwszego cyklu. Rozkład pól maksymalnych wartości naprężeń zredukowanych określonych w symulacji według hipotezy H-M-H, przedstawiono na rysunku 18, natomiast maksymalne wartości przemieszczeń uogólnionych zaprezentowano na rysunku 19, w obydwu przypadkach dla takich samych kroków czasowych jak dla wyników symulacji wyżarzania ferrytyzującego określonych według pierwszego cyklu. W przypadku odlewu Bolca BJA1, analiza rozkładu naprężeń cieplnych w odlewie w przypadku obróbki według cyklu pierwszego i drugiego, wykazała analogiczny schemat rozkładu maksymalnych wartości simulation of annealing according to the second cycle for the same time step do not significantly diverge from the values of displacements for the first cycle. The distribution of fields of maximum values of reduced stresses defined during the simulation according to the H-M-H hypothesis, is presented in Figure 18, whereas maximum values of generalised displacements are presented in Figure 19, in both cases for the same time steps as it was for the results of the simulation of ferritising annealing defined according to the first cycle. In case of the casting of Bolt BJA1, the analysis of the distribution of heat stresses in the casting in case of treatment according to the first and second cycle proved an analogous scheme of the distribution of maximum values of both stresses and displacements to 48 Prace IOd 2/2014

50 R. Żuczek, A. Gwiżdż, D. Wróblewski: Computer simulation of stresses occurring as a result of applied heat treatment Rys. 16. Rozkład naprężeń zredukowanych występujących w odlewie Bolca BJA1 po czasie około 9 godzin, dla pierwszego cyklu wyżarzania ferrytyzującego Fig. 16. The distribution of reduced stresses which occur in the casting of Bolt BJA1 after approx. 9 hours during the first cycle of ferritising annealing Rys. 17. Rozkład przemieszczeń uogólnionych występujących w odlewie Bolca BJA1 po czasie około 8,5 godzin, dla pierwszego cyklu wyżarzania ferrytyzującego Fig. 17. The distribution of generalised displacements which occur in the casting of Bolt BJA1 after approx. 8.5 hours during the first cycle of ferritising annealing Tabela 6. Maksymalne wartości naprężeń uogólnionych i przemieszczeń w kolejnych krokach czasowych pierwszego cyklu wyżarzania dla odlewu Bolca BJA1 Table 6. Maximum values of generalised stresses and displacements in the consecutive time steps of the first cycle of annealing for the casting of Bolt BJA1 Krok czasowy cyklu / Cycle s time step, h Temperatura/ Temperature, C Maksymalne naprężenie / Maximum stress, MPa Maksymalne przemieszczenie / Maximum displacement, mm 5, ,9233 0,6187 8, ,0019 1, ,8732 1, ,2066 0, ,2117 1,4202 Transactions of FRI 2/

51 R. Żuczek, A. Gwiżdż, D. Wróblewski: Komputerowa symulacja naprężeń powstających w wyniku zastosowanej obróbki Rys. 18. Rozkład naprężeń uogólnionych występujących w odlewie po czasie około 9 godzin, dla drugiego cyklu wyżarzania ferrytyzującego Fig. 18. The distribution of generalised stresses which occur in the casting after approx. 9 hours during the second cycle of ferritising annealing Rys. 19. Rozkład przemieszczeń uogólnionych występujących w odlewie Bolca BJA1 po czasie około 8,5 godzin, dla drugiego cyklu wyżarzania ferrytyzującegoo Fig. 19. The distribution of generalised displacements which occur in the casting after approx. 8.5 hours during the second cycle of ferritising annealing Tabela 7. Maksymalne wartości naprężeń uogólnionych i przemieszczeń w kolejnych krokach czasowych drugiego cyklu wyżarzania dla odlewu Bolca BJA1 Table 7. Maximum values of generalised stresses and displacements in the consecutive time steps of the second cycle of annealing for the casting of Bolt BJA1 Krok czasowy cyklu / Cycle s time step, h Temperatura/ Temperature, C Maksymalne naprężenie / Maximum stress, MPa Maksymalne przemieszczenie / Maximum displacement, mm ,5501 1,8008 8, ,0029 1, ,7757 1, ,3332 1, ,4592 0, ,2464 0, Prace IOd 2/2014

52 R. Żuczek, A. Gwiżdż, D. Wróblewski: Computer simulation of stresses occurring as a result of applied heat treatment zarówno naprężeń, jak i przemieszczeń, do wyników analizy dla odlewu Bolca BJA1a. Otrzymana w analizie korelacja wyników do poprzednio prowadzonej symulacji, wynika z bardzo podobnego kształtu obydwu odlewów, a więc jak należało się spodziewać, w wielkości i rozkładzie pól maksymalnych wartości szacowanych wartości nie będzie znaczących rozbieżności. Ostatnim analizowanym elementem jest odlew Łożyska LOa1, którego konstrukcja przedstawiona na rysunku 2c, zawiera dwa wystające elementy robocze, w odróżnieniu do poprzednio analizowanych odlewów Bolca. Numeryczna analiza cieplna nagrzewania i chłodzenia odlewu Łożyska LOa1, prowadzona według pierwszego i drugiego schematu nagrzewania, wykonywana była przy takich samych warunkach umieszczenia odlewu w piecu, bez uwzględniania interakcji pomiędzy innymi elementami. W przypadku prowadzonych analiz numerycznych rozkładu naprężeń cieplnych nie uwzględniano również wad struktury odlewów oraz istniejących pól naprężeń resztkowych akumulowanych po procesie odlewania. Analiza rozkładu maksymalnych wartości temperatur w trakcie procesu wyżarzania ferrytyzującego oraz gradientu temperatury maksymalnej i minimalnej występującej w objętości analizowanego odlewu, prowadzona według schematu założonego dla pierwszego cyklu przedstawiona została na rysunku 20, natomiast dla drugiego cyklu na rysunku 21. W obydwu analizowanych przypadkach, dla pierwszego i drugiego cyklu, rozkłady gradientów temperatury w odlewie są bardzo zbliżone, podobnie jak w przypadku poprzednich symulacji. Z przeprowadzonej analizy wynika charakter równomiernego nagrzewania odlewu według przyjętego schematu temperaturowego w całej jego objętości. the results of the analysis for the casting of Bolt BJA1a. In the analysis, the achieved correlation of results for the previously conducted simulation results form a very similar shape for both castings, and as was expected, in the size and distribution of fields of maximum values of estimated values there will be no considerable discrepancies. The last analysed element is the casting of Bearing LOa1, whose construction is presented in Figure 2c; it consists of two protruding working elements, as opposed to previously analysed castings of Bolt. The numerical thermal analysis of heating and cooling the casting of Bearing LOa1, conducted according to the first and second scheme of heating, was carried out with the same conditions of placing the casting in the furnace, without taking into account the interaction between other elements. In the case of conducted numerical analyses the distribution of heat stress defects of the structure of castings and existing residual stresses accumulated after the process of pouring were not accounted for. The analysis of the distribution of maximum temperature values during the process of ferritising annealing and the gradient of maximum and minimum temperature which occurs in the volume of the analysed casting, conducted according to the scheme assumed for the first cycle is presented in Figure 20, whereas for the second cycle in Figure 21. In both analysed cases, for the first and second cycle the distributions of temperature gradients in the casting are more similar, as was the case of previous simulations. From the conducted analysis results the character of uniform heating of the casting is in accordance with the assumed temperature scheme in its entire volume. Temperatura, C Cykl T1 Delta T Czas, h 3 2,5 2 1,5 1 0,5 0 Delta T, C Temperatura, C Cykl T2 Delta T Czas, h 1,4 1,2 1 0,8 0,6 0,4 0,2 0 Delta T, C Rys. 20. Maksymalna wartość temperatury procesu oraz gradient temperatury w odlewie Łożyska LOa1 dla pierwszego cyklu wyżarzania Fig. 20. The maximum value of temperature of the process and the temperature gradient in the casting of Bearing loa1 for the first cycle of annealing Rys. 21. Maksymalna wartość temperatury procesu oraz gradient temperatury w odlewie Łożyska LOa1 dla drugiego cyklu wyżarzania Fig. 21. The maximum value of temperature of the process and the temperature gradient in the casting of Bearing loa1 for the second cycle of annealing Transactions of FRI 2/

53 R. Żuczek, A. Gwiżdż, D. Wróblewski: Komputerowa symulacja naprężeń powstających w wyniku zastosowanej obróbki Rozkład temperatury w przekroju poprzecznym odlewu Łożyska LOa1, dla wybranego kroku czasowego, w trakcie nagrzewania odlewu według pierwszego cyklu do temperatury 950 C, zaprezentowano na rysunku 22, natomiast dla podobnego kroku czasowego przy założeniu nagrzewania według drugiego cyklu przedstawiono na rysunku 23. Na podstawie analizy termicznej rozkładu temperatur przeanalizowano rozkład naprężeń cieplnych zredukowanych i przemieszczeń cieplnych, występujących w odlewie ŁożyskaLOa1, obrabianego według obu krzywych wyżarzania ferrytyzującego. Maksymalne wartości naprężeń i przemieszczeń dla wybranych kroków czasowych odlewu Łożyska LOa1 przedstawiono w tabeli 8, porównując wartości maksymalne dla obydwu przyjętych cykli prowadzonego procesu obróbki cieplnej. Wyniki rozkładu naprężeń cieplnych zredukowanych oraz przemieszczeń w odlewie Łożyska LOa1 przedstawiono na rysunku 24. The distribution of temperature in the cross-section of the casting of Bearing LOa1 for the selected time step when the casting was heated according to the first cycle to 950 C is presented in Figure 22, whereas the distribution for a similar time step with the assumption of heating according to the second cycle is presented in Figure 23. On the basis of the thermal analysis of the distribution of temperature analysed was the distribution of reduced heat stresses and displacements, which occur in the casting of Bearing LOa1, which were processed according to both curves of ferritising annealing. Maximum values of stresses and displacements for the selected time steps for the casting of Bearing LOa1 are presented in Table 8, compared are maximum values for both assumed cycles of the conducted heat treatment. The results of the distribution of reduced heat stresses and displacements in the casting of Bearing LOa1 are presented in Figure 24. Rys. 22. Rozkład temperatury w odlewie Łożyska LOa1 określony dla kroku czasowego t = 3 h, dla pierwszego cyklu wyżarzania ferrytyzującego Fig. 22. The distribution of temperature in the casting of Bearing LOa1 defined for the time step t = 3 h, for the first cycle of ferritising annealing Rys. 23. Rozkład temperatury w odlewie Łożyska LOa1 określony dla kroku czasowego t = 3 h, dla drugiego cyklu wyżarzania ferrytyzującego Fig. 23. The distribution of temperature in the casting of Bearing LOa1 defined for the time step t = 3 h, for the second cycle of ferritising annealing 52 Prace IOd 2/2014

54 R. Żuczek, A. Gwiżdż, D. Wróblewski: Computer simulation of stresses occurring as a result of applied heat treatment Tabela 8. Maksymalne wartości naprężeń uogólnionych i przemieszczeń w kolejnych krokach czasowych dla obydwu cykli wyżarzania dla odlewu Łożyska LOa1 Table 8. Maximum values of generalised stresses and displacements in the consecutive time steps for both cycles of annealing for the casting of Bearing LOa1 Krok czasowy cyklu / Cycle s time step, h Temperatura/ Temperature, C Maksymalne naprężenie / Maximum stress, MPa Maksymalne przemieszczenie / Maximum displacement, mm Cykl 1. Cykl 2. Cykl 1. Cykl 2. Cykl 1. Cykl 2. Cykl 1. Cykl 2. 5, ,7299 1,3572 0,6391 1,9208 8,5 8, ,0013 0,0024 2,0468 1, ,4835 1,5551 1,9242 1, ,3078 0,2919 1,6151 1, ,1896 0,4018 1,4668 0, ,2161 0,4083 Cykl 1. wyżarzania ferrytyzującego Czas 9 h Czas 8,5 h Naprężenia zredukowane Przemieszczenia uogólnione Cykl 2. wyżarzania ferrytyzującego Czas 9 h Czas 8,5 h Naprężenia zredukowane Przemieszczenia uogólnione Rys. 24. Rozkład cieplnych naprężeń zredukowanych i przemieszczeń uogólnionych w odlewie Łożyska LOa1 określony według przyjętych cykli wyżarzania Fig. 24. The distribution of generalised heat stresses in the casting of Bearing LOa1 determined according to assumed cycles of annealing Transactions of FRI 2/

55 R. Żuczek, A. Gwiżdż, D. Wróblewski: Komputerowa symulacja naprężeń powstających w wyniku zastosowanej obróbki Z przeprowadzonych analiz widać, że naprężenia są znacznie mniejsze dla drugiego cyklu nagrzewania, przy założeniu tego samego kroku czasowego. Analizując maksymalne wartości przemieszczeń uogólnionych, obserwujemy dla kroku czasowego t = 8,5 h nieco niższe wartości maksymalne, jednak charakter rozkładu pól przemieszczeń w znaczący sposób różni się w obu krokach czasowych. Nagrzewanie do niższej temperatury i wolniejsze studzenie odlewu do temperatury 200 C, powoduje znacznie mniejsze odkształcanie się dwóch wystających ramion odlewu w stosunku do powierzchni swobodnej odlewu modelowego. 3. Podsumowanie Symulacje numeryczne rozkładu naprężeń cieplnych, przy założeniu wpływu rodzaju obróbki cieplnej wyżarzania ferrytyzującego, przeprowadzono przy pewnych uproszczeniach przyjmowanych warunków brzegowych i założeń odnośnie dyskretyzacji modelu MES. Analizy te nie uwzględniały rozkładu naprężeń resztkowych istniejących w odlewie po procesie odlewania, a zaimplementowany model siatki MES uwzględniał optimum pomiędzy kosztem numerycznym obliczeń a ich jakością. Analizy rozkładu naprężeń cieplnych i przemieszczeń uogólnionych przeprowadzone dla wytypowanych cykli wyżarzania wskazują na znacznie mniejsze wartości maksymalnych analizowanych wielkości w przypadku drugiego cyklu, tzn. nagrzewania do temperatury maksymalnej 860 C i chłodzenia do temperatury 200 C. Przeprowadzone symulacje w przypadku wszystkich analizowanych detali wskazują na występowanie maksymalnych wartości naprężeń zredukowanych dla kroku czasowego t = 9 h, odpowiadającego punktowi osiągnięcia maksymalnej wartości temperatury analizowanego cyklu. Schematy rozkładu pól naprężeń cieplnych i przemieszczeń uogólnionych są bardzo zbliżone, niezależnie od wybranego cyklu wyżarzania. Znaczne różnice zaobserwować można jednak w przypadku rozkładu pól wartości przemieszczeń uogólnionych dla odlewu Łożyska LOa1, gdzie drugi schemat wyżarzania powoduje występowanie mniejszych gradientów przemieszczeń wystających ramion odlewu w odniesieniu do bryły detalu rzeczywistego. Podsumowując uzyskane rezultaty analizy naprężeń i uzyskane maksymalne wartości naprężeń zredukowanych (około 2 MPa) i przemieszczeń uogólnionych (około 1,8 mm), można stwierdzić, że powstające w trakcie obróbki cieplnej naprężenia nie będą powodowały pęknięć w odlewach. Podziękowania Praca powstała w ramach projektu celowego CI NOT ROW-III-297/2012 pt.: Uruchomienie produkcji From the conducted analyses it can be seen that stresses are considerably lower for the second cycle of heating with the assumption of the same time step. Analysing maximum values of generalised displacements we can observe for the time step t = 8.5 hours slightly higher maximum values, however the character of the distribution of the displacement field significantly differs in both time steps. Heating to a lower temperature and slower cooling of the casting to 200 C causes much lower deformation of two protruding elements of the casting in relation to the surface of the solid model. 3. Summary Numerical simulations of the distribution of heat stresses with the assumption of the impact of heat treatment ferritising annealing was carried out with certain simplifications of the assumed boundary conditions and assumptions regarding the discretisation of the MES model. These analyses did not account for the distribution of residual stresses which exist in the casting after the process of pouring and the implemented model of the MES grid accounted for the balance between the numerical cost of calculations and their quality. The analyses of the distribution of heat stresses and generalised displacements carried out for selected cycles of annealing indicate much lower maximum values of the analysed values in the case of the second cycle, i.e. heating to the maximum temperature of 860 C and cooling to 200 C. The conducted simulations in the case of all analysed elements indicate the occurrence of maximum values of reduced stresses for the time step t = 9 h corresponding to the point of achieving the maximum value of temperature of the analysed cycle. The schemes of the distribution of fields of heat stresses and generalised displacements are very similar, regardless of the selected annealing cycle. However, considerable differences can be observed in case of the distribution of fields of generalised values of displacements for the casting of Bearing LOa1, where the second scheme of annealing causes the occurrence of lower gradients of displacements of the protruding elements of the casting in relation to the shape of the real element. Summing up, the achieved results of the analysis of stresses and the obtained maximum values of reduced stresses (approx. 2 MPa) and generalised displacements (approx. 1.8 mm) it can be stated that stresses which are created during the heat treatment will not cause cracking in castings. Acknowledgements The present publication was created within the framework of the targeted project CI NOT ROW- 54 Prace IOd 2/2014

56 R. Żuczek, A. Gwiżdż, D. Wróblewski: Computer simulation of stresses occurring as a result of applied heat treatment odlewów dla przemysłu kolejowego z wysokojakościowego żeliwa z grafitem kulkowym. III-297/2012 entitled: The launch of the production of castings for the rail industry manufactured of high-quality spheroidal graphite cast iron. Literatura/References 1. Raport końcowy z realizacji projektu celowego nr ROW Uruchomienie produkcji armatury przemysłowej z żeliwa o gwarantowanej udarności w niskich temperaturach. (2005). Kraków: Instytut Odlewnictwa, Jasło: Jafar S.A. 2. Burbiełko A.A., Kapturkiewicz W. (2001). Analiza termiczna izotermicznego hartowania żeliwa. Arch. Foundry Eng., 1(1), Fletcher A.J. (1989). Thermal Stress and Strain Generation in Heat Treatment. London: Elsevier. 4. Kulawik A. (2005). Analiza numeryczna zjawisk cieplnych i mechanicznych w procesach hartowania stali 45. Częstochowa (praca doktorska). 5. Meckerle J. (2003). Finite element analysis and simulation of quenching and other heat treatment processes. A bibliography ( ). Comput. Mater. Sci., 27, Chaouch D., Guessasma S., Sadok A. (2012). Finite element simulation coupled to optimization stochastic process to assess the effect of heat treatment on the mechanical properties of 42CrMo4 steel. Mater. Des., 34, Transactions of FRI 2/

57

58 PRACE INSTYTUTU ODLEWNICTWA TRANSACTIONS OF FOUNDRY RESEARCH INSTITUTE Volume LIV Year 2014 Number Instytut Odlewnictwa. All rights reserved. DOI: /iod Popioły lotne jako faza zbrojąca kompozytów metalowych na osnowie stopów metali lekkich Cz. 3. Wpływ składu chemicznego na charakterystyczne temperatury topliwości węglowych popiołów lotnych Fly ash as a reinforcement of light metal matrix composites Part 3. The influence of a chemical composition on characteristic fusibility temperatures of coal fly ashes Piotr Długosz 1, Paweł Darłak 1, Piotr Drzymała 2, Jerzy J. Sobczak 1 1 Instytut Odlewnictwa, ul. Zakopiańska 73, Kraków 2 Polska Akademia Nauk, Instytut Metalurgii i Inżynierii Materiałowej, ul. W. Reymonta 25, Kraków 1 Foundry Research Institute, ul. Zakopiańska 73, Kraków 2 Polish Academy of Sciences, Institute of Metallurgy and Materials Science, ul. W. Reymonta 25, Kraków piotr.dlugosz@iod.krakow.pl Streszczenie Właściwości temperaturowe popiołu lotnego są ściśle skorelowane ze składem chemicznym i proporcjami głównych związków chemicznych, wchodzących w skład materiału odpadowego. Przeprowadzone w pracy ujęcie statystyczne danych otrzymanych w trakcie prowadzonych analiz temperaturowych wykazało dużą korelację temperatur charakterystycznych od składu chemicznego, zwłaszcza w przypadku temperatur topnienia i płynięcia dla popiołów o wysokiej zawartości tlenku krzemu i tlenku glinu. Duża ilość zgromadzonych danych doświadczalnych pozwoliła na wiarygodne i potwierdzone w badaniach wyznaczenie wzorów matematycznych, opisujących charakterystyki temperaturowe w funkcji udziału danego pierwiastka w składzie chemicznym. Słowa kluczowe: energetyka, węgiel, popiół lotny, gospodarka odpadami, badania wysokotemperaturowe, kompozyty ALFA Abstract Temperature properties of fly ash are closely correlated to the chemical composition and proportions of the main compounds, comprising the waste material. Statistical analysis of data obtained during the measurement of fusibility, showed a high correlation of characteristic temperatures and chemical composition, especially in the case of melt and flow temperature of the ash with a high content of silica and alumina oxides. A large amount of experimental data collected allowed for reliable and confirmed formulation of mathematical models describing the temperature characteristics as a function of the fraction of a given element in the chemical composition. Key words: power industry, coal, fly ash, waste management, high temperature investigations, ALFA composites 1. Wprowadzenie Badania wysokotemperaturowe popiołów lotnych umożliwiają otrzymanie charakterystyk tempe- 1. Introduction High temperature investigations of fly ash allow obtaining temperature profiles and examining selected 57

59 P. Długosz, P. Darłak, P. Drzymała, J. J. Sobczak: Popioły lotne jako faza zbrojąca kompozytów metalowych raturowych i zbadanie wybranych etapów, zachodzących podczas ich obróbki termicznej. Jednakże, ze względu na złożony charakter zachodzących zjawisk fizykochemicznych podczas ogrzewania popiołu lotnego, nie można w sposób ścisły wyróżnić granic etapów, wyznaczających temperatury topliwości popiołu. Do tych zjawisk zalicza się aglomeracja ziaren popiołu z prawdopodobnym powstawaniem pierwszej, niewielkiej ilości fazy ciekłej w początkowym etapie topnienia. W wyniku dalszego wzrostu temperatury popiół przechodzi w stan plastyczny i ulega stopieniu. Zatem, wyznaczone w badaniach temperatury charakterystyczne topliwości popiołu należy traktować w sposób umowny [1 3]. Przebieg spiekania i topnienia popiołów lotnych pochodzących ze spalania węgla uwarunkowany jest ich składem chemicznym i mineralogicznym, jednak ilościowe ujęcie tych relacji stanowi niezmiernie trudne zagadnienie. Otrzymane wyniki badań temperaturowych 23 różnych rodzajów popiołów lotnych nie pozwoliły na ich jednoznaczną interpretację, zgodną z teoretycznym wpływem poszczególnych składników na obniżenie lub podwyższenie temperatury topliwości [4]. Podobne badania przeprowadzone w Instytucie Energochemii Sorbentów AGH obejmowały 55 próbek popiołów pochodzących ze spalania krajowego węgla kamiennego. W odróżnieniu od metodyki badań przyjętej w danym cyklu publikacji, popioły otrzymano w warunkach laboratoryjnych przez spopielenie próbek węgla w jednakowej temperaturze 815 C [5]. Dzięki stabilnym warunkom otrzymywania popiołu uzyskane wartości temperatur charakterystycznych opisano wybranymi funkcjami wyrażonymi równaniami regresji [6]. Jednak w praktyce przemysłowej stosowane są różnorodne procesy spalania węgla, co dotyczy nie tylko parametrów temperatury, ciśnienia, rozdrobnienia węgla, ale również stosowania chociażby takiego dodatku jak biomasa. Nie bez znaczenia jest czas i warunki składowania popiołu ze względu na jego higroskopijność. 2. Sposób przeprowadzenia badań Celem badań było scharakteryzowanie krajowych popiołów lotnych pod względem ich właściwości temperaturowych, pozwalające na ocenę potencjalnych zastosowań m.in. w procesach witryfikacji, zeszklenia, neutralizacji, a także jako dodatku do kompozytów na osnowie stopów metali lekkich. Plan badań obejmował analizę składu chemicznego, wykonanie charakterystyk temperaturowych (wyznaczenie temperatury spiekania, mięknięcia, topnienia i płynięcia) oraz ich modelowanie funkcjami umownego składu chemicznego. Populację badań stanowiły 23 rodzaje popiołów lotnych, pobranych z krajowych elektrowni i elektrociepłowni. Sposób prowadzenia badań oraz zestawienie populacji próbek przedstawiono w części 2 artykułu [2]. stages, which take place during the heat treatment of fly ash. However, due to a complex character of physicochemical phenomena which occur during heating fly ash, the stages, which define temperatures of fly ash fusibility, cannot be strictly determined. The mentioned phenomena include the agglomeration of ash grains with a possible creation of a small amount of liquid phase in the initial stage of melting. As a result of a further increase in temperature ash transforms into a plastic state and melts. Thus, characteristic temperatures, determined during the investigation of ash fusibility should be treated as approximated values [1 3]. Sintering and melting of fly ash which come from burning coal is conditioned by their chemical and mineralogical compositions; however quantitative representation of these relations is especially difficult. The achieved results of temperature investigations of 23 different types of fly ash did not allow their unambiguous interpretation, which is in accordance with a theoretical impact of particular components on decreasing or increasing fusibility temperature [4]. Similar research conducted in the Institute of Sorbents Energochemistry at AGH University of Science and Technology involved 55 samples of ashes which came from burning hard coal. Unlike the methodology of research assumed in the present series of publications, ash was obtained under laboratory conditions by reducing to ash samples of coal at a uniform temperature of 815 C [5]. Thanks to stable conditions of obtaining ash the achieved values of characteristic temperatures were described with the use of selected functions expressed by regression equations [6]. However, in industrial practice various processes of burning coal are utilised, which regards not only parameters of temperature, pressure, coal fragmentation, but also the utilisation of an addition in the form of biomass. Significant are also time and conditions of storage of ash due to its hygroscopic character. 2. The course of research The aim of the research was to characterise types of domestic fly ash as regards their temperature properties, which allowed assessing potential applications, among others, in vitrification, glassification, and neutralisation processes; and as an addition to light metal matrix composites. The research plan involved the analysis of the chemical composition, conducting temperature characteristics (determining the temperature of sintering, softening, melting and flowing), as well as their modelling with functions of the assumed chemical composition. The research population constituted 23 types of fly ash, sampled from domestic power plants and electrical power and heating plants. The manner of conducting the research and specification of the population of samples is presented in Part 2 of the publication [2]. 58 Prace IOd 2/2014

60 P. Długosz, P. Darłak, P. Drzymała, J. J. Sobczak: Fly ash as a reinforcement of light metal matrix composites. Part 3 3. Analiza otrzymanych wyników 3. The analysis of achieved results Popioły poddane badaniom wysokotemperaturowym, których wyniki zaprezentowano w poprzedniej części publikacji [2], cechowały się dużą zmiennością składu chemicznego. Rysunek 1 przedstawia średnie zawartości składników badanych popiołów wyrażone za pomocą umownego składu tlenkowego wraz z naniesionym odchyleniem standardowym tych wartości. Największy wzrost zawartości, wyrażonej w % wag. wykazują składniki popiołu zawierające SiO 2, CaO i Al 2 O 3 (umownie wyrażone w postaci tlenków). Ten wynik nie zaskakuje, jeżeli wziąć pod uwagę fakt, iż do głównych składników popiołów lotnych zalicza się kwarc, mullit, anhydryt, hematyt, magnetyt oraz wapno. Średnie wartości i rozrzut otrzymanych temperatur charakterystycznych przedstawia rysunek 2. Temperatura spiekania cechowała się największym odchyleniem standardowym. Różnica między kolejnymi wartościami średnich temperatur charakterystycznych wyraźnie się zmniejszała. Ashes subjected to high temperature investigations, whose results are presented in the previous part of the publication [2], were characteristic of high changeability of the chemical composition. Figure 1 presents mean content of compounds of examined ashes expressed with the use of the assumed oxide content together with the standard deviation of these values. The highest increase of content, expressed in wt% show compounds of ash which include SiO 2, CaO and Al 2 O 3 (expressed in the form of oxides). This result is not surprising, considering the fact that the main compounds of fly ashes include quartz, mullite, anhydrite, hematite and lime. Mean values and the spread of characteristic temperatures are presented in Figure 2. The temperature of sintering was characteristic of the highest standard deviation. The difference between consecutive values of mean characteristic temperatures is visibly lower. Rys. 1. Wykres odchylenia standardowego i średnich zawartości składników w badanych próbkach popiołów lotnych [2] Fig. 1. Diagram showing the values of standard deviation and mean content of compounds in examined samples of fly ash [2] Rys. 2. Wykres średnich wartości i odchyleń standardowych temperatur charakterystycznych badanych popiołów lotnych Fig. 2. Diagram of mean values and standard deviations of characteristic temperatures of examined fly ash Transactions of FRI 2/

61 P. Długosz, P. Darłak, P. Drzymała, J. J. Sobczak: Popioły lotne jako faza zbrojąca kompozytów metalowych Zależność topliwości popiołów od składu chemicznego opisywano m.in. wskaźnikami K i wyrażającymi stosunek określonych udziałów tlenków lub ich proste kombinacje [5, 6]. Jednak w przypadku prezentowanych danych próba opracowania wzorów empirycznych, w których zmienną niezależną jest K i, nie dała zadowalających rezultatów. W celu obliczenia syntetycznych wskaźników zastosowano normalizację składu chemicznego do 1: pięcioskładnikową SiO 2 + Al 2O 3 + Fe 2O 3 + CaO + MgO = 1 (1) siedmioskładnikową SiO 2 + Al 2O 3 + Fe 2O 3 + CaO + MgO + Na 2O + K 2O = 1 (2) The relation between fusibility of ash and the chemical composition was described, among others, by indicators K i, which express the relation of particular participation of oxides or their simple combinations [5, 6]. However, in the case of presented data the attempt to develop empirical formulas, in which the independent variable is K i, did not give satisfactory results. In order to calculate synthetic indicators normalisation of the chemical composition to 1 was applied: Five compounds SiO 2 + Al 2O 3 + Fe 2O 3 + CaO + MgO = 1 (1) Seven compounds SiO 2 + Al 2O 3 + Fe 2O 3 + CaO + MgO + Na 2O + K 2O = 1 (2) Zastosowano siedem wskaźników składu chemicznego, używanych w ocenie topliwości i lepkości were applied, which were used in the assessment of Seven indicators of the chemical composition popiołów. Wartości SiO 2, Al 2 O 3, Fe 2 O 3, CaO, MgO stanowiły przeliczone udziały wagowe poszczególnych Fe 2 O 3, CaO, and MgO constituted calculated weight fusibility and viscosity of ash. The values of SiO 2, Al 2 O 3, tlenków. Dla wyrażeń 3 5 stosowano normalizację pięcioskładnikową (1), a dla pozostałych (7 9) siedmio- five-compound normalisation was used (Eq. 1), and for participation of particular oxides. For Formulas 3 5 the składnikową (2) [4]: other Formulas (7 9) seven-compound one (Eq. 2) [4]: CaO CaO K1 = (3) K1 = (3) SiO SiO 2 2 K 2 = Fe 2O 3 + CaO + MgO (4) K 2 = Fe 2O 3 + CaO + MgO (4) K 3 SiO2 = SiO + FeO + CaO+ MgO (5) K 3 SiO2 = SiO + FeO + CaO+ MgO (5) K 4 SiO2 + AlO 2 3 = K 2 (6) K 4 SiO2 + AlO 2 3 = K 2 (6) K 5 = Fe 2O 3 + CaO + MgO + Na 2O + K 2O (7) K 5 = Fe 2O 3 + CaO + MgO + Na 2O + K 2O (7) K 6 SiO2 = SiO + FeO + CaO+ MgO + Na O+ K O (8) K 6 SiO2 = SiO + FeO + CaO+ MgO + Na O+ K O (8) K 7 SiO2 + AlO 2 3 = K 5 (9) K 7 SiO2 + AlO 2 3 = K 5 (9) Do obliczenia krzywych regresji średniokwadratowej przyjęto związki paraboliczne między poszczególnymi wskaźnikami K i a temperaturą charakterystyczną równanie 10. Zestawione w tabeli 1 wartości korelacji ukazały słaby stopień dopasowania funkcji do wartości doświadczalnych. Przykładowy wykres na rysunku 3 obrazuje skalę rozrzutu punktów w układzie osi współczynnik-temperatura i brak możliwości rozsądnego wyboru krzywej opisującej punkty dla temperatury topnienia i wskaźnika K 7 o stopniu korelacji 0,51. In order to calculate curves of mean squared regression parabolic compounds were assumed between particular K i indicators and characteristic temperature Equation 10. The values of correlation specified in Table 1 showed matching between functions and experimental values. An exemplary diagram in Figure 3 presents the scale of spread of points in the system of coordinate axes-temperature and lack of the possibility to reasonably select the curve describing the point 60 Prace IOd 2/2014

62 P. Długosz, P. Darłak, P. Drzymała, J. J. Sobczak: Fly ash as a reinforcement of light metal matrix composites. Part 3 T = a + ak + ak 2 i 0 1 i 2 i (10) for the temperature of melting and K 7 indicator with the degree of correlation T = a + ak + ak 2 i 0 1 i 2 i (10) Tabela 1. Wartości współczynników korelacji dla równania (10) i w przypadku badanych popiołów lotnych Table 1. Values of correlation coefficients for equation (10) and in case of investigated fly ash Temperatura / Temperature of Spiekania/ Sintering Mięknięcia/ Softening Topnienia/ Melting Płynięcia/ Flowing Syntetyczne wskaźniki składu chemicznego / Synthetic indicators of the chemical composition K 1 K 2 K 3 K 4 K 5 K 6 K 7 0,43 0,52 0,53 0,13 0,53 0,55 0,24 0,27 0,26 0,27 0,09 0,25 0,27 0,16 0,41 0,48 0,51 0,57 0,48 0,48 0,51 0,28 0,49 0,49 0,64 0,49 0,47 0,59 Rys. 3. Krzywa opisująca temperaturę topnienia w zależności od wskaźnika K 7 Fig. 3. Curve describing temperature of melting in relation to K 7 indicator Kolejnym sposobem stosowanym w technologii petrurgii (obróbki termicznej surowców skalnych) jest zastosowanie formuły rozwinięcia wielomianowego, w której zmiennymi niezależnymi są udziały wagowe poszczególnych sum tlenków. Zastosowano, podobnie jak w pracy doktorskiej [7], dwa warianty ujęcia zmiennych niezależnych. I wariant: X 1 = SiO 2 + Al 2O 3 (11) X 2 = CaO + MgO (12) X 3 = Fe 2O 3 (13) Another way used in the petrurgic method (heat treatment of rock materials) is the application of a formula of polynomial extension, in which independent variables are weight participation of particular sums of oxides. Similarly to the doctoral dissertation [7] applied were two variants of description of independent variables. Variant I: X 1 = SiO 2 + Al 2O 3 (11) X 2 = CaO + MgO (12) X 3 = Fe 2O 3 (13) Transactions of FRI 2/

63 P. Długosz, P. Darłak, P. Drzymała, J. J. Sobczak: Popioły lotne jako faza zbrojąca kompozytów metalowych gdzie SiO 2, Al 2 O 3, Fe 2 O 3, CaO, MgO oznaczały udziały wagowe składników wyrażone w normalizacji pięcioskładnikowej. II wariant: Y 1 = SiO 2 + Al 2O 3 (14) Y 2 = CaO + MgO + Na 2O + K 2O (15) Y 3 = Fe 2O 3 (16) gdzie SiO 2, Al 2 O 3, Fe 2 O 3, CaO, MgO, Na 2 O, K 2 O oznaczały udziały wagowe składników wyrażone w normalizacji siedmioskładnikowej. Ze względu na zależności X 1 + X + X = 1 oraz 2 3 Y 1 + Y + Y = 1 zmienne X i Y można wyrazić za pomocą pozostałych zmiennych odpowiednio X , X 2 (11 i 12) oraz Y 1 i Y 2 (14 i 15). Stąd jedynie dwie zmienne były zmiennymi niezależnymi dla obu wariantów normalizacji. Wykorzystując metody aproksymacji średniokwadratowej [8], obliczono współczynniki regresji a i oraz b i (i = 1,,5) dla następujących równań: where SiO 2, Al 2 O 3, Fe 2 O 3, CaO, MgO were weight participation of compounds expressed in the five-compound normalisation. Variant II: Y 1 = SiO 2 + Al 2O 3 (14) Y 2 = CaO + MgO + Na 2O + K 2O (15) Y 3 = Fe 2O 3 (16) where SiO 2, Al 2 O 3, Fe 2 O 3, CaO, MgO, Na 2 O, K 2 O were weight participation of compounds expressed in the seven-compound normalisation. Due to the relation X 1 + X + X = 1 and 2 3 Y 1 + Y + Y = 1 variables X and Y can be expressed by means of the remaining variables respectively X 1, X 2 (Eq. 11 and 12), as well as Y 1 and Y 2 (Eq. 14 and 15). Hence, only two variables were independent variables for both variants of normalisation. With the use of the method of mean squared approximation [8], coefficients of regression were calculated a i and b i (i = 1,,5) for the following Equations: T = a + ax + chx ax + 2 ax + 2 ax axx (17) T = a + ax + chx ax + 2 ax + 2 ax axx (17) T = b + by + chy by + 2 by + 2 by byy (18) T = b + by + chy by + 2 by + 2 by byy (18) gdzie T chx,t chy oznaczały temperaturę charakterystyczną w stopniach Celsjusza odpowiednio dla normalizacji pięcio- i siedmioskładnikowej. Obliczone współczynniki a i oraz b i (17 i 18) okazały się w większości przypadków nieistotne na poziomie 0,05 dla testu F [9], co oznaczało, że hipotezę wpływu czynników X i lub Y k odpowiednio na T chx i T chy należało odrzucić. Stopień powiązania składu chemicznego z temperaturami charakterystycznymi przedstawia tabela 2 dla wartości współczynników korelacji wielokrotnej R i zależności (17) i (18). where T chx,t chy described characteristic temperature in Celsius degrees respectively for the five- and sevencompound normalisation. Calculated coefficients a i and b i (Eq. 17 and 18) turned out, in the majority of cases, insignificant at the level of 0.05 for the F test [9], which meant that the hypothesis of the impact of factors X i and Y k respectively on T chx and T chy had to be rejected. The degree of correlation between the chemical composition and characteristic temperatures is presented in Table 2 for values of coefficients of multiple correlation R and the relation (17) and (18). Tabela 2. Wartości współczynników korelacji dla równań (17) i (18) dla badanych popiołów lotnych Table 2. Values of coefficients of correlation for equations (17) and (18) for the investigated fly ash Temperatura/ Temperature of Normalizacja/Normalisation Pięcioskładnikowa/ Five-compound Siedmioskładnikowa/ Seven-compound Spiekania/Sintering 0,59 0,59 Mięknięcia/Softening 0,29 0,29 Topnienia/Melting 0,55 0,52 Płynięcia/Flowing 0,54 0,55 62 Prace IOd 2/2014

64 P. Długosz, P. Darłak, P. Drzymała, J. J. Sobczak: Fly ash as a reinforcement of light metal matrix composites. Part 3 Ze względu na słaby związek między temperaturami charakterystycznymi a składem chemicznym, uznano, że wyznaczone wzory nie mogą stanowić prawidłowego modelu opisującego topliwość popiołów. Prowadzone dotychczas badania topliwości popiołów często ograniczały się do opisu i obserwacji jedynie temperatury topnienia ze względu na dużą korelację ze składem chemicznym i przydatność we wdrażaniu zastosowań w dziedzinie petrurgii. Zaproponowany w pracy [6] trójskładnikowy układ opierał się na podziale dziesięciu podstawowych składników na trzy grupy o różnym wpływie na temperaturę topnienia popiołu. Podobnie jak w przypadku wariantów I i II dla ujęcia zmiennych niezależnych w równaniach (17) i (18) występowała grupa składników wysokotopliwych, która podnosiła wartość temperatury topnienia (19), grupa alkaliów (20) obniżająca temperaturę topnienia oraz grupa składników lekko ją obniżająca (21). A = SiO 2 + Al 2O 3 + TiO 2 + P 2O 5 (19) B = CaO + K 2O + Na 2O (20) C = Fe 2O 3 + MgO + MnO (21) Prezentacja wyników w odmiennym układzie trójskładnikowym pozwoliła zauważyć, że większość wyników (15 spośród 23) skupiona była w pewnym obszarze wykresu, o zawartości SiO 2 + Al 2O 3 + TiO 2 + P 2O 5 nie mniejszej niż 65% (rys. 4). Popioły z następujących elektrowni i elektrociepłowni spełniały zadane kryterium składu chemicznego: Białystok (sekcja I i II oraz składowisko), Dolna Odra, Kielce (kocioł WP 140), Opole (bloki 2, 3 oraz elewator), Połaniec (2 bloki), Poznań, Siekierki (ZRP3), Szczecin, Wybrzeże (ZRP1 i ZRP2) [2]. Rysunki 4 i 5 obrazują uzyskane wyniki pomiaru temperatury topnienia dla badanych popiołów poddanych badaniu w mikroskopie grzewczym. Największa koncentracja wyników wystąpiła w okolicach udziału ułamkowego składników: A = 0,8; B = 0,1; C = 0,1. Na rysunku 6 zaprezentowano skład i wartości temperatury topnienia dla grupy wybranych 15 popiołów lotnych o zawartości składników wysokotopliwych nie mniejszej niż 65% wraz z pochodzącymi z pracy [7] empirycznymi izotermami topnienia popiołów lotnych. Uzyskane dane znajdowały się poza empirycznie wyznaczonym obszarem, ale mogły stanowić podstawę do wyznaczenia wzoru opisującego wyraźny trend spadku w wyniku zwiększania zawartości alkaliów. Rysunek 7 przedstawia rozkład doświadczalnych temperatur w zawężonym obszarze danych. Duża koncentracja wyników w pobliżu składu chemicznego A = 10%, B = 10% i C = 80% stanowiła istotną przeszkodę w stworzeniu modelu opisującego z dużą pewnością właściwości termiczne popiołów w obrębie przedstawionego układu. Z tej samej przyczyny próby zbudowania Due to a weak relationship between characteristic temperatures and the chemical composition, it was stated that the equations cannot constitute a correct model which would describe fusibility of ash. The previous research conducted on fusibility of ash was often limited to the description and observation of only temperature of melting because of a high correlation with the chemical composition and usefulness in implementing applications within the scope of petrurgy. The three-compound system, suggested in publication [6] was based on the division of ten basic compounds into three groups with a different impact on melting temperature of ash. Similarly to variants I and II in order to include independent variables in Equations (17) and (18) there was a group of high-melting compounds which increased the value of the temperature of melting (19), a group of alkali (20) which decreased the temperature of melting and a group of compounds which slightly decreased this temperature (21). A = SiO 2 + Al 2O 3 + TiO 2 + P 2O 5 (19) B = CaO + K 2O + Na 2O (20) C = Fe 2O 3 + MgO + MnO (21) The presentation of results in a different threecompound system allowed observation that the majority of results (15 out of 23) were concentrated in a certain area of the diagram, with the content of SiO 2 + Al 2O 3 + TiO 2 + P 2O 5 not less than 65% (Fig. 4). Ash from the following power plants and electrical power and heating plants met the requirement of the chemical composition: Białystok (section I and II and dumping ground), Dolna Odra, Kielce (boiler WP 140), Opole (blocks 2, 3 and elevator), Połaniec (2 blocks), Poznań, Siekierki (ZRP3), Szczecin, Wybrzeże (ZRP1 and ZRP2) [2]. Figure 4 and 5 illustrate the results of the measurement of melting temperature for the investigated ash subjected to an examination with a heating microscope. The highest concentration of results occurred in the area of fractional participation of compounds: A = 0.8; B = 0.1; C = 0.1. Figure 6 depicts the coordinate system and values of melting temperature for the group of selected 15 types of fly ash with the content of high-melting compounds not less than 65% together with empirical isotherms of melting of fly ash from paper [7]. The achieved data were outside the empirically determined area, but could constitute a basis to determine a formula which would describe a clearly falling trend as a result of increased content of alkali. Figure 7 presents the distribution of experimental temperatures in a narrowed field of research. High concentration of results near the chemical composition A = 10%, B = 10% and C = 80% constituted a consider- Transactions of FRI 2/

65 P. Długosz, P. Darłak, P. Drzymała, J. J. Sobczak: Popioły lotne jako faza zbrojąca kompozytów metalowych modelu w oparciu o metody opisane w pracach [5, 6] nie dały dobrych rezultatów. able barrier in creating a model which would describe with high certainty thermal properties in the area of the presented system. For the same reason attempts to design a model on the basis of the methods descried in papers [5, 6] did not have positive outcomes. Rys. 4. Lokalizacja badanych popiołów w zdefiniowanym układzie trójskładnikowym Fig. 4. The location of investigated ash in the defined three-compound system Rys. 5. Wartości temperatury topnienia w zdefiniowanym układzie trójskładnikowym Fig. 5. Values of melting temperature in the defined three-compound system Rys. 6. Porównanie wyników badań temperatury topnienia z wynikami pracy [7] Fig. 6. The comparison of results of melting temperature research with the results from publication [7] Rys. 7. Powiększony wycinek układu z rysunku 4 o zwiększonej koncentracji uzyskanych wyników Fig. 7. Magnified section of the system from Figure 4 with increased concentration of achieved results W celu sprawdzenia słuszności pogrupowania 10 związków umownego składu chemicznego popiołów lotnych na trzy kategorie: A, B, C zestawiono wykresy wpływu poszczególnych składników na wartość temperatury topnienia dla danych popiołów o zawartości minimum 65% składników wysokotopliwych (grupy A). In order to check the legitimacy of grouping 10 compounds of the assumed chemical composition of fly ash into three categories: A, B, C diagrams of the impact of particular compounds on the value of melting temperature for particular ashes with the content of minimum 65% of high-melting compounds (group A) were compiled. 64 Prace IOd 2/2014

66 P. Długosz, P. Darłak, P. Drzymała, J. J. Sobczak: Fly ash as a reinforcement of light metal matrix composites. Part 3 W przypadku tlenków grupy A (19) można stwierdzić, że wszystkie rozważane osobno tlenki miały dodatni lub neutralny wpływ na temperaturę topnienia popiołu. Tlenki grup B i C (20 i 21) miały działanie obniżające temperaturę topnienia, z wyjątkiem tlenku potasu, który silnie podnosił jej wartość. Wyniki regresji wielokrotnej dały bardzo dobre dopasowanie modelu do układu punktów (R 2 = 0,979) na poziomie istotności 0,1. Jednak wpływ poszczególnych składników β k na temperaturę topnienia w równaniu (R 2 = n Tt = c, gdzie c k oznaczało udział składnika k = 1 βk k n k, k = 1, n, był sprzeczny z fizycznymi właściwościami perature in the equation Tt = c k = 1 βk k tych substancji, co przedstawia tabela 3. mined the participation of a compound k, k In case of oxides from group A (Eq. 19) it can be stated that all separately considered oxides had a positive or neutral impact on melting temperature of ash. Oxides from groups B and C (Eq. 20 and 21) had an effect which decreased melting temperature, with the exception of potassium which strongly increased these values. The results of multiple regression proved a very good match between the model and the system of points 0.979) at the level of significance 0.1. However, the impact of particular compounds β k on melting tem-, where c k deter- = 1, n, was contradictory to physical properties of these substances, which is presented in Table 3. Tabela 3. Wyniki obliczeń regresji wielokrotnej dla pojedynczych parametrów składu chemicznego Table 3. Multiple regression results for single parameters of the chemical composition k Stosowany w petrurgii układ trójskładnikowy zawierający odpowiednio pogrupowane składniki na sumy which includes compounds properly grouped into sums The three-compound system used in petrurgy A, B i C pozwala otrzymać model Tt = βkck A, B and C allows achieving a model T, k { A, BC, } t = β c k { A, BC, } k k o lepszej interpretacji fizycznej przy nieco gorszym with better physical interpretation with slightly worse R 2 = 0,767. W związku z tym, że suma trzech zmiennych A, B oraz C (19 21) wynosiła zawsze 100%, tylko and C described by Eq always equalled 100%, R 2 = Because the sum of three variables A, B dwie spośród nich były w rzeczywistości zmiennymi only two of these variables were actually independent. niezależnymi. Trzeci parametr składu chemicznego C, The third parameter of the chemical composition C as jako zależny od pozostałych, nie został uwzględniony the one which depends on the remaining variables was w analizie (tabela 4). not accounted for in the analysis (Table 4). β k Al 2 O 3-0,45 MnO -1,30 Na 2 O -0,33 SiO 2-0,45 P 2 O 5-0,50 CaO -0,88 TiO 2 0,52 Tabela 4. Wyniki obliczeń regresji wielokrotnej dla zmiennych A, B Table 4. Multiple regression results for variables A, B k β k SiO 2 + Al 2 O 3 + TiO 2 + P 2 O 5 0,603 CaO + K 2 O + Na 2 O -0,660 Na podstawie wyznaczonych współczynników regresji temperaturę topnienia można wyrazić za pomocą następującego wzoru: T t = 16,6A 8,0B + 10,7C (22) Zestawienie otrzymanych i aproksymowanych wartości temperatury topnienia przedstawia tabela 5. Równanie dopasowanej płaszczyzny dało dobre przybliżenie mierzonych wartości temperatury topnienia, On the basis of determined coefficients of regression melting temperature can be expressed with the use of the following formula: T t = 16,6A 8,0B + 10,7C (22) The compilation of achieved and approximated values of melting temperature is presented in Table 5. The equation of the adjusted plane gave a decent approximation of measured values of melting temperature, Transactions of FRI 2/

67 P. Długosz, P. Darłak, P. Drzymała, J. J. Sobczak: Popioły lotne jako faza zbrojąca kompozytów metalowych spośród których tylko dwa skrajne pomiary odbiegły o 40 C od wartości przewidywanych równaniem (22). among which only two extreme measurements diverged by 40 C from the values predicted by the Equation (22). Tabela 5. Zestawienie zmierzonych i przewidzianych wzorem (22) wartości temperatury topnienia Table 5. Compilation of values of melting temperature measured and predicted by the Equation 22 Wartość zmierzona / Observed Value Wartość przewidziana / Predicted Value Różnica/Residual Płaszczyzna dana równaniem (22) ma następującą interpretację graficzną ukazaną na rysunku 8. Można zauważyć dużą zbieżność z diagramem zawartym w pracy [7] (rys. 6) w zakresie zawartości alkaliów 0 10%. Wyznaczona płaszczyzna stanowiła naturalne przedłużenie naniesionych empirycznych izoterm na rysunku 6 i mogła służyć do obliczania temperatury topnienia do zawartości około 15% sumy alkaliów. The plane resulting from the Equation (22) has the following graphic interpretation showed in Figure 8. It can be seen that there is vast convergence with the diagram included in paper [7] (Fig. 6) within the range of alkali content 0 10%. The determined plane constituted a natural continuation of empirical isotherms drawn in Figure 6 and could server for the calculation of melting temperature to the content of approx. 15% of the sum of alkali. Rys. 8. Graficzne przedstawienie wzoru 22 Fig. 8. Graphic illustration of the Equation Prace IOd 2/2014

68 P. Długosz, P. Darłak, P. Drzymała, J. J. Sobczak: Fly ash as a reinforcement of light metal matrix composites. Part 3 4. Weryfikacja wzorów Przyczyną ponownego rozpatrzenia wzorów (10), (17) i (18) była duża korelacja między temperaturą topnienia a składem chemicznym ujętym w postaci współczynników A, B i C dla popiołów o podwyższonej zawartości składników wysokotopliwych. Z tego względu przeprowadzono weryfikację wzoru (10) dla siedmiu wskaźników składu chemicznego oraz wzorów (17) i (18) modelu wielomianowego dla 14 popiołów, których skład chemiczny mieścił się w zakresie A [75,85], B [5,15], C [5,15] o sumie czynników A, B i C równej 100%. Zastosowano oba warianty normalizacji składu chemicznego, co dało następujące rezultaty (tabela 6). 4. The verification of formulas The reason for reconsidering Equations (10), (17) and (18) was a strong correlation between melting temperature and the chemical composition described in the form of coefficients A, B and C for ash with an increased content of high-melting compounds. Due to this fact the verification of Formula (10) was conducted for seven indicators of chemical composition and Equations (17) and (18) of the polynomial model for 14 types of ash whose chemical composition was within the range A [75,85], B [5,15], C [5,15] with the sum of coefficients A, B and C which equalled 100%. Two variants of normalisation of chemical composition were applied, which gave the following results (Table 6). Tabela 6. Wartości współczynników korelacji dla równania (10) i 14 próbek popiołów lotnych Table 6. Values of correlation coefficients for the Equation (10) and 14 samples of fly ashes Temperatura/ Temperature of Syntetyczne wskaźniki składu chemicznego / Synthetic indicators of the chemical composition K 1 K 2 K 3 K 4 K 5 K 6 K 7 Spiekania/Sintering 0,21 0,24 0,48 0,21 0,32 0,44 0,25 Mięknięcia/Softening 0,32 0,51 0,77 0,47 0,56 0,68 0,49 Topnienia/Melting 0,83 0,93 0,86 0,93 0,87 0,71 0,87 Płynięcia/Flowing 0,63 0,91 0,81 0,92 0,89 0,71 0,91 Dla zastosowanej metody wykorzystującej wskaźniki składu chemicznego zauważalna była wyraźna tendencja wzrostowa współczynnika korelacji R równania (10) w miarę wzrostu temperatury, aż do temperatury topnienia (tabela 6), i to dla wszystkich wskaźników. Temperatura spiekania była słabo związana z wartościami wskaźników, temperatura mięknięcia już nieco bardziej, a temperatury topnienia i płynięcia wykazywały silną korelację z tymi wskaźnikami. Potwierdziło to spostrzeżenia zawarte w pracy [7], że tlenkowe ujęcie składu chemicznego nie dało adekwatnego opisu fizykochemicznej natury popiołu we wczesnych etapach topnienia, a o przebiegu tego procesu decydował skład mineralogiczny. Współczynniki a 0, a 1 i a 2 równania (10) okazały się istotne w przypadku temperatury mięknięcia dla wskaźników K 2 K 7 na poziomie istotności 0,1 dla testu F, potwierdzając słuszność przyjęcia modelu parabolicznego. Natomiast wysoki poziom istotności w przypadku współczynnika a 2 dla temperatur topnienia i płynięcia sugeruje zastosowanie modelu liniowego. Współczynniki a 0, a 1 i a 2 dla temperatury spiekania okazały się nieistotne. Biorąc pod uwagę powyższe spostrzeżenia, stopień korelacji i istotność współczynników równania (10) przeprowadzono regresję liniową równania (23) dla wskaźników K 2, K 4 w przypadku temperatury topnienia i płynięcia oraz regresję równania (24) dla wskaźnika K 7 For the applied method which uses indicators of the chemical composition there was a noticeable increasing tendency of the correlation coefficient R of the equation (10) with the increase in temperature up to melting temperature (Table 6), which was observed for all indicators. Sintering temperature was weakly related with the values of indictors, softening temperature was better related, whereas melting and flowing temperatures showed a strong correlation with these indicators. It was confirmed by an observation included in paper [7], that the chemical composition described with the use of oxides did not result in an adequate description of physicochemical nature of ash in the early stages of melting, and the course of this process was determined by mineralogical composition. Coefficients a 0, a 1 and a 2 of the Equation (10) proved to have been significant in case of softening temperature for indicators K 2 K 7 at the level of significance 0.1 for the F test, thus proving the legitimacy of the assumed parabolic model. While a high level of significance in case of the coefficient a 2 for melting and flowing temperatures suggests the application of the linear model. Coefficients a 0, a 1 and a 2 for sintering temperature proved insignificant. Taking into account the above-mentioned observations, the degree of correlation and the significance of coefficients of the Equation (10) a linear regression of the equation (23) was carried out for indicators K 2, Transactions of FRI 2/

69 P. Długosz, P. Darłak, P. Drzymała, J. J. Sobczak: Popioły lotne jako faza zbrojąca kompozytów metalowych w przypadku temperatury płynięcia. Temperaturę topnienia lepiej opisywało równanie liniowe dla wskaźnika K 7. T X = a 0 + a 1 K i (23) K 4 in case of melting and flowing temperatures, as well as a regression of the equation (24) for indicator K 7 in case of flowing temperature. Melting temperature was better described by the linear equation for indicator K 7. 2 T X = a1k i + a2k i (24) T X = a 0 + a 1 K i (23) Uzyskane rezultaty przedstawiono w tabeli 7. Zestawienie danych eksperymentalnych z otrzymanym modelem dla temperatury topnienia i płynięcia przedstawiają rysunki T X = a1k i + a2k i (24) The achieved results are presented in Table 7. The compilation of experimental data with the obtained model for melting and flowing temperatures is shown in Figures Tabela 7. Wartości współczynników korelacji dla równania (23) i (24) dla 14 próbek popiołów Table 7. Values of correlation coefficients for the Equations (23) and (24) for 14 samples of fly ashes Temperatura/ Temperature of Wskaźniki składu chemicznego / Indicator of the chemical composition K 2 K 4 K 7 Topnienia/Melting 0,93 0,93 0,87 Płynięcia/Flowing 0,91 0,92 0,91 a) b) Rys. 9. Wpływ wskaźnika K 2 na temperaturę topnienia (a) i płynięcia (b) Fig. 9. The impact of indicator K 2 on temperature of melting (a) and flowing (b) a) b) Rys. 10. Wpływ wskaźnika K 4 na temperaturę topnienia (a) i płynięcia (b) Fig. 10. The impact of indicator K 4 on temperature of melting (a) and flowing (b) 68 Prace IOd 2/2014

70 P. Długosz, P. Darłak, P. Drzymała, J. J. Sobczak: Fly ash as a reinforcement of light metal matrix composites. Part 3 a) b) Rys. 11. Wpływ wskaźnika K 7 na temperaturę topnienia (a) i płynięcia (b) Fig. 11. The impact of indicator K 7 on temperature of melting (a) and flowing (b) Równania opisujące te krzywe mają następującą postać: T t = ,6K 2 (25) T p = ,9K 2 (26) T t = ,1K 4 (27) T p = ,1K 4 (28) T t = ,7K 7 (29) Equations describing the above curves have the following form: T t = ,6K 2 (25) T p = ,9K 2 (26) T t = ,1K 4 (27) T p = ,1K 4 (28) T t = ,7K 7 (29) T p = 618, 8K 648, K (30) T p = 618 8K K (30) 7 7 Temperaturę mięknięcia najlepiej opisuje równanie (10) i wskaźniki K 3 i K 6. Według tego modelu temperaturę mięknięcia wyrażają wzory: T = m K , , 6K3 (31) T = m K , , 5K6 (32) Wykresy tych zależności przedstawia rysunek 12. Przeprowadzono również weryfikację wzorów rozwinięcia wielomianowego (17) i (18) dla wybranych 14 popiołów o dużej zawartości składników wysokotopliwych. Obliczone współczynniki okazały się we wszystkich przypadkach nieistotne na poziomie 0,05 dla testu F. Za odrzuceniem tego modelu przemawiał również fakt zbyt dużych wartości współczynników, które nawet przy niewielkich zmianach parametrów powodują silne zaburzenie końcowego wyniku. Stopień powiązania składu chemicznego z temperaturami charakterystycznymi okazał się jednak bardzo silny, zwłaszcza dla temperatury topnienia i płynięcia. Tabela 8 przedstawia wartości współczynników korelacji wielokrotnej R dla tych zależności. Softening temperature is best described by the Equation (10) and indicators K 3 and K 6. According to this model softening temperature is described by the formulas: T = m K K3 (31) T = m K K6 (32) Diagrams of these relations are presented in Figure 12. Conducted was also a verification of equations of polynomial extension (17) and (18) for selected 14 types of ash with high content of high-melting compounds. Calculated coefficients in all cases proved to have been insignificant at the level 0.05 for the F test. The rejection of this model was also proved by the fact of too high values of the coefficient which, even with slight changes of parameters, cause strong disturbance of the final result. The degree of correlation of the chemical composition with characteristic temperatures turned out to have been very strong, especially for melting and flowing temperatures. Table 8 presents values of the multiple correlation coefficients R for these relations. Transactions of FRI 2/

71 P. Długosz, P. Darłak, P. Drzymała, J. J. Sobczak: Popioły lotne jako faza zbrojąca kompozytów metalowych a) b) Rys. 12. Wpływ wskaźnika K 3 i K 6 na symulowaną temperaturę mięknięcia Fig. 12. The impact of indicators K 3 and K 6 on simulated temperature of softening Tabela 8. Wartości współczynników korelacji dla równania (17) i (18) dla 14 próbek popiołów Table 8. Values of correlation coefficients for Equations (17) and (18) for 14 samples of fly ashes Temperatura/ Temperature of Normalizacja/Normalisation Pięcioskładnikowa/ Five-compound Siedmioskładnikowa/ Seven-compound Spiekania/Sintering 0,38 0,37 Mięknięcia/Softening 0,59 0,72 Topnienia/Melting 0,94 0,89 Płynięcia/Flowing 0,94 0,92 5. Program obliczeniowy Przeprowadzona analiza matematyczna temperatur charakterystycznych popiołów umożliwiła stworzenie algorytmów obliczeniowych wykorzystanych w programie komputerowym na bazie równań Aplikacja komputerowa wyznacza z pewnym przybliżeniem charakterystyczne temperatury topliwości popiołów lotnych na podstawie zadanego składu chemicznego (dostępna na stronie [10]). Umowny skład tlenkowy wyrażony w procentach wagowych należy wprowadzić z dokładnością do dwóch miejsc po przecinku w odpowiednich okienkach. Program analizuje dziesięć podstawowych tlenków występujących w popiołach, a suma pozostałych składników wpływa jedynie na błąd oszacowania wartości temperatur charakterystycznych. Program oblicza wartości temperatury spiekania, mięknięcia, topnienia i płynięcia dla popiołów o minimalnej sumarycznej zawartości tlenku glinu i tlenku krzemu wynoszącej 65%. Należy podkreślić, że ze względu na zagęszczenie wyników zdeterminowane parametrami A, B, C (19 21) składu tlenkowego w przedziałach A [75,85], B [5,15], C [5,15] opracowany model najlepiej opisuje wartości temperatur charakterystycznych popiołów o podobnym składzie (daje najmniejszą wartość błędu). 5. Computer software used for calculations The conducted mathematical analysis of characteristic temperatures of ash allowed creating calculation algorithms utilised in computer software on the basis of Equations A computer application determines with a certain approximation characteristic temperatures of fusibility of fly ash on the basis of a particular chemical composition (available at [10]). The assumed oxide composition expressed in weight percentages should be fed in with a two decimal point accuracy. The program analyses ten basic oxides which occur in ash, and the sum of the remaining ingredients impacts only on the estimation error of values of characteristic temperatures. The program calculates temperatures of sintering, softening, melting and flowing for ash with minimum summary content of aluminium and silicone oxides which is 65%. It should be stressed that due to the concentration of results which is determined by parameters A, B and C (Eq ) of oxide composition within ranges A [75,85], B [5,15], c [5,15] the developed model describes values of characteristic temperatures of ash with a similar composition in the best possible way (it results in the smallest error value). 70 Prace IOd 2/2014