TŁOKI KOMPOZYTOWE DO SILNIKÓW SPALINOWYCH

Dariusz Rudnik Jerzy Sobczak INSTYTUT TRANSPORTU SAMOCHODOWEGO WARSZAWA 2001

Dariusz RUDNIK Jerzy SOBCZAK TŁOKI KOMPOZYTOWE DO SILNIKÓW SPALINOWYCH Recenzował Prof. dr hab. inż. Wojciech PRZETAKIEWICZ WARSZAWA 2001

Niniejszą pracę wykonano w ramach realizacji projektu badawczego nr 9 T12C 013 18 finansowanego przez Komitet Badań Naukowych Projekt okładki: Dariusz Rudnik ISBN 83-913045-7-4 WSZELKIE PRAWA ZASTRZEŻONE Reprodukcja danych i konkluzji, zawartych w niniejszym opracowaniu i ich publiczne wykorzystanie wymaga zgody Autorów Wydawnictwo Instytut Transportu Samochodowego - Warszawa Nakład: 100+20 egz. Skład, druk i oprawa: Instytut Transportu Samochodowego 2

Autorzy niniejszej pracy składają serdeczne podziękowania za życzliwość, poświęcony czas, za cenne uwagi oraz pomoc okazaną w trakcie jej realizacji: Profesorowi Antoniemu Karamarze za pomoc w przeprowadzeniu badań właściwości mechanicznych, konsultacje oraz cenne uwagi dotyczące interpretacji wyników tych badań. Profesorowi Wojciechowi Przetakiewiczowi za konsultacje oraz krytyczną analizę całości. Profesorowi Mirosławowi Wendekerowi za cenne uwagi krytyczne dotyczące treści pracy. Profesorowi Zbigniewowi Bojarowi za konsultacje w zakresie interpretacji wyników badań właściwości mechanicznych i fraktografii. Profesorowi Andrzejowi Niewczasowi za cenne uwagi krytyczne dotyczące treści pracy. Doktor Natalii Sobczak za konsultacje w zakresie interpretacji zjawisk fizykochemicznych, zachodzących w materiałach kompozytowych. Profesorowi Czesławowi Łepkowskiemu, Dyrektorowi Instytutu Transportu Samochodowego wyrażamy głęboką wdzięczność za wszechstronne wsparcie, udzielane nam niezmiennie w całym okresie powstawania danej publikacji. Za okazaną pomoc dziękujemy również naszym współpracownikom z Instytutu Transportu Samochodowego zwłaszcza koleżankom i kolegom z Zakładu Laboratorium Główne.

SPIS TREŚCI Strona Streszczenie 5 I. Wprowadzenie 7 II. Część analityczna 11 II.1. Obciążenia cieplne tłoka 11 II.2. Wpływ współczynnika rozszerzalności cieplnej materiału tłoka na jego kształt i konstrukcję 16 II.2.1. Denko tłoka 17 II.2.2. Strefa rowków pierścieniowych 18 II.2.3. Część prowadząca (płaszcz) 19 II.2.4. Piasty sworznia 25 II.3. Odporność na szoki cieplne 25 II.4. Materiały kompozytowe o osnowie metalowej jako novum materiałowe w dziedzinie motoryzacji 27 II.4.1. Rodzaje fazy zbrojącej 28 II.4.2. Metody otrzymywania kompozytów in vitro o osnowie metalowej 29 II.4.3. Możliwości zastosowania materiałów kompozytowych o osnowie metalowej na tłoki do silników spalinowych 35 III. Część eksperymentalna 47 III.1. Materiały do badań 47 III.2. Właściwości fizyczne 56 III.2.1. Gęstość 56 III.2.2. Przewodność elektryczna 57 III.2.3. Rozszerzalność cieplna 59 III.2.4. Przewodność cieplna 66 III.3. Odporność na szoki cieplne 66 III.4. Właściwości mechaniczne 90 III.4.1. Twardość 90 III.4.2. Właściwości wytrzymałościowe 91 III.4.3. Wytrzymałość temperaturowa 94 III.4.4. Udarność 95 III.5. Charakterystyki tribologiczne 96 III.6. Specyfika strukturalna 99 III.6.1. Mikroskopia optyczna 99 III.6.2. Mikroskopia skaningowa 110 IV. Podsumowanie 112 V. Literatura 116 3

STRESZCZENIE W ogólnej, analitycznej czę ci pracy omówiono specyfikę pracy tłoka silnika spalinowego ze sprecyzowaniem wymaga konstrukcyjno-materiałowych, współczesnych tendencji i wymaga technicznych. Związane są one przede wszystkim z aspektami ekologicznymi, jakie powinny by uwzględniane przy wprowadzaniu, na skalę przemysłową, nowych materiałów i technologii. Z technicznego punktu widzenia występuje cisły związek między skutkami wynikającymi z pracy tłoka i potrzebą zabezpieczenia potencjalnego użytkownika pojazdu przed toksyczno cią emitowanych do rodowiska spalin. Równocze nie pojazd powinien spełnia wszystkie wymagania związane z bezpiecze stwem oraz komfortem jazdy a także z technicznymi osiągami w tym jak najniższym zużyciem paliwa oraz możliwie najwyższymi parametrami trakcyjnymi. Przedstawiono podstawowe problemy, związane z możliwo ciami technologicznymi w zakresie wytwarzania nowych materiałów - kompozytów metalowych na bazie stopów aluminium - jako nowatorskiego rozwiązania alternatywnego względem dotychczas stosowanych materiałów tradycyjnych. Po wniesieniu odpowiednich zmian konstrukcyjno-technologicznych, metodą prasowania w stanie ciekłym (squeeze casting) wytworzono aluminiowe tłoki kompozytowe do bada, zbrojone zarówno lokalnie preformą włóknistą na bazie włókien krótkich z tlenku glinu, jak i zbrojone w całej objęto ci (dyspersyjnie) cząsteczkami węglika krzemu (F3S.20S), grafitu niklowanego (AK12/grafit) i popiołem lotnym (kompozyty ALFA ). Kompleksowym badaniom poddano kompozyt na bazie stopu AK12, zawierający 22 obj. % włókien tlenku glinu (AK12/Al 2 O 3 ). Badania pozostałych materiałów kompozytowych potraktowano w sposób uzupełniający i weryfikujący. Wyznaczono szereg charakterystyk fizycznych (gęsto, przewodno elektryczna, rozszerzalno cieplna), dokonując wstępnego oszacowania przewodno ci cieplnej z zastosowaniem zasady mieszania (rule of mixture). Testy odporno ci materiałów na szoki cieplne prowadzono na prototypowym zautomatyzowanym urządzeniu pomiarowym, stosując oryginalną metodykę pomiarową. Przeprowadzono analizę wpływu zbrojenia na zjawisko pękania kompozytów wskutek zmiennego pola temperaturowo-czasowego, teoretycznie szacując ich odporno na szoki cieplne. Przeprowadzone badania wła ciwo ci wytrzymało ciowych, zarówno w temperaturze otoczenia, jak i podwyższonej, badania twardo ci i udarno ci pozwoliły na potwierdzenie umacniającego wpływu fazy zbrojącej na osnowę kompozytu. Uproszczone badania trybologiczne, przeprowadzone na przykładzie kompozytów AK12/Al 2 O 3 ) i AK12/grafit wykazały korzystny wpływ zbrojenia na zużycie cierne osnowy metalowej. Przeprowadzono badania strukturalne metodą mikroskopii optycznej z analizą ilo ciową i mikroskopii skaningowej w celu wyjawienia wpływu struktury materiału kompozytowego na wła ciwo ci użytkowe tłoka silnika spalinowego. Sprecyzowano stosowne wnioski, dotyczące kierunków zmian konstrukcyjnych tłoka, wygenerowanych uzyskiwanym poziomem jego wła ciwo ci użytkowych. 5

I. WPROWADZENIE W ostatnich latach obserwuje się dynamiczny rozwój przemysłu środków transportu. W przypadku transportu towarów jest to związane zarówno z koniecznością przewożenia coraz większych ładunków na duże odległości w warunkach zapewniających dobry stan przewożonych artykułów jak również z minimalizacją kosztów transportu. Cele te są wzajemnie sprzeczne. Zapewnienie właściwego środowiska transportu pociąga za sobą konieczność ponoszenia dużych nakładów zarówno na szeroko rozumianą infrastrukturę transportową (np. drogi) jak również na pojazdy, którymi transport ten się odbywa. Samochody ciężarowe muszą charakteryzować się nie tylko dobrymi parametrami ładunkowymi (dopuszczalna masa przewożonych towarów i objętość części ładunkowej), ale również korzystnymi charakterystykami eksploatacyjnymi, z których najważniejsze to niskie zużycie paliwa i odpowiednie osiągi trakcyjne pojazdu. Z drugiej strony niezmiernie istotny jest aspekt ekologiczny transportu i to zarówno na etapie produkcji pojazdu (zużycie energii do produkcji), podczas eksploatacji (niska emisja składników toksycznych w spalinach - rys.i.1) jak również na etapie wycofywania pojazdu z użytkowania (recykling). Rys.I.1.Trendy redukcji limitów związków toksycznych pojazdów o masie powyżej 3500 kg [1] Podobne wymagania stawiane są samochodom osobowym. Muszą one spełniać coraz wyższe kryteria wynikające z rosnących potrzeb użytkowników, takie jak: wysoki komfort (np. wspomaganie układu kierowniczego, klimatyzacja, elementy wyposażenia sterowane elektrycznie) i bezpieczeństwo jazdy (np. ABS, układy stabilizacji pojazdu, systemy nawigacyjne) połączone z bardzo dobrymi osiągami trakcyjnymi i niskim zużyciem paliwa. Muszą również spełniać stale zaostrzane przepisy dotyczące ochrony środowiska - zużycie energii na etapie produkcji, zużycie paliwa i emisja spalin podczas eksploatacji (rys. I.2 i I.3) oraz możliwość odzyskiwania materiałów w drodze recyklingu. Ogólnie rzecz ujmując spełnienie tych wymagań jest związane z wprowadzeniem nowych rozwiązań materiałowo-konstrukcyjnych. Dlaczego postawiony problem należy rozpatrywać w kategoriach interdyscyplinarnych? Otóż próba zastosowania nowej konstrukcji pociąga za sobą konieczność znalezienia materiału posiadającego odpowiednie właściwości fizyko-chemiczne i mechaniczne adekwatne do jego zastosowania; z drugiej strony opracowanie nowego materiału 7

umożliwia innowacyjne podejście do opracowania rozwiązania konstrukcyjnego. Należy jednak również zwrócić uwagę na to, że pod pojęciem "nowy materiał" zwykle rozumie się zarówno nowo opracowany materiał dla danego zastosowania jak również materiał tradycyjny, który na skutek zmiany technologii wytwarzania i/lub zmiany na drodze procesów wtórnych jest możliwy do zastosowania w konkretnym rozwiązaniu konstrukcyjnym. Rys.I.2. Trendy redukcji limitów związków toksycznych silników ZI samochodów osobowych [1] Rys.I.3.Trendy redukcji limitów związków toksycznych silników ZS samochodów osobowych [1] Zastosowanie nowych materiałów, generujące opracowanie nowych rozwiązań konstrukcyjnych można zaobserwować w rozwoju światowego przemysłu motoryzacyjnego. Za dobitny przykład powyższej tezy może posłużyć zmiana udziału procentowego poszczególnych materiałów używanych do produkcji samochodu na przestrzeni ostatnich lat (rys. I.4). Z przedstawionego wykresu wyraźnie widać, że udział materiałów tradycyjnie używanych do produkcji samochodów, takich jak stal, żeliwo, szkło i innych wciąż maleje, natomiast rośnie zastosowanie nowych materiałów np. stopów magnezu czy tworzyw sztucznych. Coraz większe jest również zainteresowanie materiałem tradycyjnym jakim jest aluminium. Z uwagi na jego małą gęstość oraz możliwość uzyskania lepszych właściwości materiałów na jego osnowie innowacyjnymi metodami obróbki technologicznej czy stosowania go wraz z innymi materiałami np. w połączeniu z ceramiką pojawiają się coraz to nowe obszary jego zastosowania. 8

4000 3900 3500 3000 2500 2000 1500 1000 500 0-500 [kg] 1989 900 [kg] 1995 600 55 [kg] 2000 200 1 180 5 30 40 115 120 15 170-40 220 0 130 Magnez 270-100 390 91 Pozostałe 200 Szkło Tworzywa sztuczne -77 Aluminium [%] 1989-2000 Stal i żeliwo Rys.I.4.Zmiany udziału poszczególnych materiałów używanych do produkcji samochodów na przestrzeni lat 1989-2000. Opracowano na podstawie [2] Reasumując, w produkcji pojazdów samochodowych zmniejsza się udział materiałów ciężkich natomiast dynamicznie rośnie udział materiałów lekkich, które umożliwiają, również w wyniku wprowadzania zmian konstrukcyjnych, istotne zmniejszenie masy pojazdu oraz poprawę innych charakterystyk eksploatacyjnych. Jednym z najważniejszych podzespołów pojazdu samochodowego, który ma bardzo duży wpływ na wiele charakterystyk eksploatacyjnych współczesnego samochodu, jest jego silnik. To właśnie poprzez modyfikacje silnika, oprócz ogólnego zmniejszenia masy całego pojazdu, dąży się do osiągnięcia wielu pożądanych parametrów eksploatacyjnych samochodu. Z kolei w silniku jedną z podstawowych części jest tłok, który spełnia rozliczne zadania, spośród których do najważniejszych należą [3]: - przejęcie siły wywołanej ciśnieniem gazów spalinowych, wytworzonych w procesie spalania paliwa; - przekazanie tej siły wraz z obciążeniami od własnych sił bezwładności poprzez sworzeń tłokowy na korbowód i wał korbowy; - odprowadzenie ciepła, które wywiązało się podczas spalania od denka tłoka do ścianek cylindra; - prowadzenie tłoka w tulei cylindra i przejęcie bocznego nacisku, wynikającego z kinematyki układu korbowego; - współpraca z tuleją cylindra z możliwie małymi stratami tarcia; - zapewnienie małego zużycia oleju smarującego silnik. 9

Ogólny trend w konstrukcji tłoków jest związany z udoskonalaniem całego silnika i jest podporządkowany tym samym celom, o których była mowa przy rozpatrywaniu całego pojazdu czyli: - minimalizacja masy tłoka oraz elementów współpracujących, - zwiększanie sprawności mechanicznej silnika między innymi poprzez zmniejszanie strat tarcia w złożeniu tłok-cylinder, - zwiększanie niezawodności i trwałości tłoka. W przypadku tłoków dążenie do osiągnięcia zamierzonych zmian jest związane ze zmniejszaniem wysokości tłoka, zmniejszaniem ilości pierścieni, optymalizacją kształtu tworzącej tłoka oraz stosowaniem różnych materiałów na poszczególne elementy tłoka. Wszystkie te działania prowadzą do poprawy ekonomiczności, ekologiczności i zwiększenia komfortu całego pojazdu. Niemniej tłoki współczesnych silników spalinowych, które wykonuje się z monolitycznych stopów aluminium, zoptymalizowanych pod kątem wypełniania określonych zadań, stoją niemalże u kresu swoich możliwości. Do ograniczeń dalszego rozwoju konstrukcji tłoków z tradycyjnych stopów należą następujące charakterystyki [4]: - współczynnik rozszerzalności cieplnej tłoka - (najczęściej większy niż tulei cylindrowej, np. wykonanej z żeliwa) - ma on podstawowy wpływ na luzy podczas rozruchu zimnego silnika (luz duży) i podczas pracy silnika w temperaturze roboczej, kiedy musi być zapewnione prawidłowe uszczelnienie przestrzeni nadtłokowej (komory spalania), dobre smarowanie pary tłok - cylinder i zapobieganie zakleszczeniu się tłoka w cylindrze; - odporność na szoki cieplne - podczas jednego cyklu pracy, szczególnie w silnikach wysokoprężnych z komorą spalania ukształtowaną w denku tłoka, występują duże wahania temperatur. Są one związane z powstawaniem szybkozmiennych naprężeń termicznych, które działają zmęczeniowo i wywołują pęknięcia krawędzi tłoka. 10

II. II.1. CZĘŚĆ ANALITYCZNA Obciążenia cieplne tłoka W cylindrze silnika spalinowego występują dwa przypadki zmian temperatury: zmiany o dużej częstotliwości w ramach pojedynczego cyklu pracy jak również zmiana średniej temperatury podczas nagrzewania od temperatury otoczenia do temperatury pracy. W związku z tym wielkościami charakterystycznymi w opisie stanu obciążenia cieplnego elementów silnika, w tym również tłoka, są wartości i gradienty temperatur. W stanie spoczynku, gdy silnik nie pracuje, temperatura tłoka jest równa temperaturze otoczenia, czyli ok. 20 C. Po rozruchu elementy silnika rozgrzewają się aż do momentu osiągnięcia stanu równowagi wynikającej z bilansu ciepła odbieranego od gorących gazów w komorze spalania i przekształcania go w pracę użyteczną oraz ciepło oddawane do otoczenia (poprzez czynnik chłodzący, gazy spalinowe, itp.). W tym przypadku mamy do czynienia z temperaturami średnimi. Natomiast duże wahania temperatur zachodzące podczas każdego cyklu pracy tłoka są obciążeniami chwilowymi. Wynikają one ze specyfiki pracy silnika (spalanie wewnętrzne) i mogą być zmienne w zależności od wielu parametrów, które będą omówione w dalszej części niniejszego rozdziału. Zmiany wartości temperatury są wynikiem odbierania ciepła od gazów spalinowych, wymiany ciepła pomiędzy poszczególnymi elementami układu, oddawania go do czynnika chłodzącego jak również przepływu ciepła wewnątrz każdej z części. Ten obieg ciepła w układzie powoduje, że na powierzchni jak również we wnętrzu każdej części, w tym również tłoka rozkład temperatur jest niejednorodny (rys. II.5). Rys.II.5.Przykładowy rozkład temperatury w tłoku [5] W przypadku doboru materiału konstrukcyjnego, jako kryterium określające wielkość obciążeń cieplnych danej części można przyjąć jej temperaturę maksymalną lub temperaturę maksymalną w punkcie (obszarze) charakterystycznym 11

dla tej części. Takie określenie kryterium wielkości obciążeń cieplnych jest również istotne dla rozpatrywania właściwości użytkowych części w podwyższonej temperaturze, które w tym przypadku są uzależnione od właściwości materiału w podwyższonej temperaturze. Na wielkość obciążeń cieplnych tłoka ma wpływ wiele parametrów trakcyjnych i materiałowo-konstrukcyjnych. Najważniejsze z nich to [4]: 1. Średnie ciśnienie efektywne - przy założeniu stałej sprawności mechanicznej wzrost średniego ciśnienia efektywnego w cylindrze powoduje również wzrost ilości wydzielanego ciepła. Zmiany te powodują zmianę rozkładu temperatur tłoka i pozostałych części zamykających komorę spalania. Potwierdziły to badania przeprowadzone na silniku o zapłonie iskrowym samochodu Nissan (rys. II.6). Temperatury były mierzone na środku denka tłoka oraz na cylindrze na wysokości pierwszego pierścienia uszczelniającego w górnym zwrotnym punkcie. Rys.II.6. Zmiany temperatury tłoka i cylindra wynikające ze zmian obciążenia silnika [4]. 2. Prędkość obrotowa silnika - wzrost prędkości obrotowej silnika jest ściśle związany ze wzrostem ilości zapłonów mieszanki paliwowo-powietrznej następujących w cylindrze, a więc ze zwiększeniem strumienia cieplnego przekazywanego do tłoka. 3. Kąt wyprzedzenia wtrysku lub zapłonu - wzrost kąta wyprzedzenia wtrysku lub zapłonu powoduje, że czas kontaktu tłoka i ścianek cylindra z gorącymi produktami reakcji spalania wydłuża się. Bezpośrednim tego skutkiem jest wzrost temperatury wszystkich części. Dodatkowym elementem podwyższającym gwałtownie temperaturę tłoka jest spalanie detonacyjne w silnikach o zapłonie iskrowym. Fala uderzeniowa powstająca w komorze spalania na skutek detonacji powoduje, że ilość ciepła przejętego przez tłok i inne elementy jest znacznie większa. 4. Temperatura czynnika chłodzącego i oleju - w przypadku czynnika chłodzącego jego temperatura wpływa bezpośrednio na temperaturę cylindra, natomiast pośrednio również na temperaturę tłoka - jeżeli weźmiemy pod uwagę, że ciepło z tłoka jest przekazywane poprzez pierścienie i część prowadzącą tłoka właśnie do cylindra. Temperatura oleju ma duży wpływ na temperaturę tłoka w przypadku tłoków chłodzonych olejem, natomiast dla tłoków niechłodzonych zależność ta jest bardzo niewielka. 5. Nagar - jest warstwą termoizolacyjną (mały współczynnik przewodzenia ciepła), powstającą na tłoku podczas jego pracy. Sprawia ona, że tłok jest lepiej 12

izolowany termicznie tzn. strumień ciepła przekazywanego od gazów spalinowych do powierzchni tłoka jest mniejszy. W związku z tym ta "naturalna" bariera termiczna powoduje, że temperatury tłoka są niższe niż takich samych tłoków bez warstwy nagaru. 6. Materiał - w tym przypadku zależność jest prosta: dla takiej samej grubości ścianki im przewodność cieplna materiału jest wyższa tym temperatura części wykonanej z tego materiału jest niższa. Jest to związane z przepływem ciepła wewnątrz tłoka, pierścieni czy cylindra jak pomiędzy nimi. 7. Żebra w tłoku - mają dwa zadania: zwiększają wytrzymałość mechaniczną tłoka (połączenie denka tłoka z piastami sworznia) jak również obniżają temperaturę tłoka. Żebra posiadają stosunkowo duże przekroje co wpływa na zwiększenie ilości ciepła odprowadzanego od gorącego denka tłoka. Natomiast ich duża powierzchnia zewnętrzna intensyfikuje wymianę (oddawanie) ciepła do powietrza i mgły olejowej znajdujących się w skrzyni korbowej. 8. Luz tłoka w cylindrze - jako przykład zależności temperatury tłoka od odległości między koroną tłoka i ścianką cylindra może posłużyć wynik badań, na podstawie których określono temperaturę tłoka w pierwszym rowku podpierścieniowym w zależności od luzu tłoka w cylindrze powyżej pierwszego pierścienia uszczelniającego (rys.ii.7). Rys.II.7. Przykładowa zależność wartości temperatury w pierwszym rowku podpierścieniowym od odległości pomiędzy koroną tłoka a ścianką cylindra [4] Z przedstawionego wykresu wynika, że dla małych wartości szczeliny temperatura w pierwszym rowku podpierścieniowym stopniowo rośnie. Od wartości luzu ok. 0,6 mm (dla omawianego przypadku) temperatura stabilizuje się na określonym poziomie i przy dalszym zwiększaniu odległości korony tłoka od cylindra nie następują jej żadne zmiany. Jednakże zastosowanie tak dużej wartości luzu spowodowałoby narażenie pierwszego pierścienia uszczelniającego na bezpośrednie działanie gazów spalinowych (ciśnienia i temperatury) oraz pozwoliłoby na swobodne odkładanie się nagaru w rowku tego pierścienia, co szybko doprowadziłoby do zapieczenia pierścienia. 9. Odległość pierścieni od denka tłoka - w wyniku przeprowadzonych badań wykazano, że umieszczenie pierwszego pierścienia bliżej denka tłoka istotnie wpływa na obniżenie temperatury we wszystkich punktach pomiarowych tłoka (rys.ii.8). 13

Rys.II.8. Zależność temperatury tłoka od miejsca usytuowania pierwszego pierścienia [4] Niemniej położenie pierwszego pierścienia w stosunku do denka tłoka (tzw. próg ogniowy) jest kompromisem pomiędzy możliwością jak największego odciążenia cieplnego tłoka a koniecznością chronienia tego pierścienia przed wpływami wysokiego ciśnienia panującego w komorze spalania jak również wysokiej temperatury. Przyjmuje się, że pierwszy pierścień powinien być tak usytuowany, aby punkt styku z tuleją cylindrową znajdował się w miejscu, gdzie dochodzi płaszcz wodny systemu chłodzenia silnika. W zależności od konstrukcji silnika, monolityczny blok silnika (także tuleje cylindrowe suche) lub blok z tulejami mokrymi, spełnienie tego wymagania determinuje odległość pierwszego pierścienia od denka tłoka (rys.ii.9). Rys.II.9. Odległości części pierścieniowej od denka tłoka w zależności od rozwiązania konstrukcyjnego silnika [4] 10. Jakość wykonania rowków pierścieniowych - pierścienie tłokowe są główną arterią przenoszenia ciepła od gorącego tłoka do chłodzonych ścianek cylindra. W związku z tym zarówno dokładność geometryczna rowka pierścieniowego jak i gładkość powierzchni jego ścianek mają decydujący wpływ na ilość przenoszonego ciepła czyli na temperaturę tłoka. Na rys.ii.10 przedstawiono zależność temperatury tłoka mierzonej na dnie pierwszego rowka pierścieniowego od luzu osiowego tego pierścienia. 14

Rys.II.10. Wpływ luzu osiowego pierwszego pierścienia na temperaturę w rowku tego pierścienia [4] Dla małych wartości luzu następuje zmniejszenie dociskającego działania gazów spalinowych (pierścienia do ścianek cylindra) co jest spowodowane dużym dławieniem gazów. Możliwe jest wtedy powstanie grubego filmu olejowego, stanowiącego większy opór cieplny dla przepływającego ciepła. Dla większych wartości luzu działanie dociskające gazów wzrasta, zmniejsza się film olejowy i rośnie przepływ ciepła ale wzrastają opory tarcia skutkiem czego następuje wywiązywanie się większych ilości ciepła i temperatura rośnie. W celu ochrony pierwszego pierścienia przed wpływami wysokiej temperatury z komory spalania stosuje się różne rozwiązania konstrukcyjno-materiałowe. I tak powszechnie stosowane jest wykonywanie wkładki z żeliwa austenitycznego (współczynnik rozszerzalności cieplnej jest podobny jak stopu aluminium natomiast niższy jest współczynnik przewodzenia ciepła), zalewanej materiałem tłoka, w której jest wykonywany rowek pod pierwszy pierścień uszczelniający. Zastosowanie wkładki żeliwnej powoduje obniżenie temperatury pierścienia (ciepło przepływa od denka do dalszych pierścieni) ale obserwowany jest wzrost temperatury w części tłoka powyżej tego pierścienia. Ponadto żeliwo zapewnia większą odporność rowka pierścieniowego na wybicie czyli poprawia warunki pasowania pierwszego pierścienia i przedłuża okres eksploatacji (nawet ponad dwukrotnie). 11. Liczba, wysokość i kształt pierścieni - dużą poprawę zarówno warunków odprowadzania ciepła od tłoka do ścianek cylindra (zmniejszenie obciążenia cieplnego tłoka) jak i uszczelnienia tłoka można uzyskać poprzez zastosowanie większej ilości wyższych pierścieni. Zwiększa się wówczas powierzchnia wymiany ciepła pomiędzy tłokiem a cylindrem, a więc temperatura tłoka maleje. Jednakże takie rozwiązanie ma zasadnicze wady: powoduje wzrost oporów tarcia i przyczynia się do przyspieszonego zużycia tulei. We współczesnych silnikach spalinowych straty tarcia tłoka i pierścieni tłokowych stanowią 40 60% ogólnych strat mechanicznych silnika. Z tej ilości 75% to straty wywołane tarciem pierścieni natomiast pozostałe 25% to straty wynikające z tarcia części prowadzącej tłoka o gładź cylindrową [6]. Również kształt pierścieni ma wpływ na ilość ciepła odprowadzanego od tłoka. Pierścienie z fazą na krawędziach lub krawędziami zaokrąglonymi odprowadzają mniej ciepła ponieważ jest mniejsza powierzchnia styku pierścienia z tuleją a ponadto powstaje grubszy film olejowy. 15

12. Chłodzenie tłoka olejem - ma bardzo duży wpływ na obciążenie cieplne tłoka. Stosuje się następujące rozwiązania konstrukcyjne: - omywanie wewnętrznej powierzchni tłoka olejem natryskiwanym przez dyszę umieszczoną w główce korbowodu lub w bloku silnika, - chłodzenie poprzez przepływ oleju systemem kanałów wykonanych w denku tłoka, - chłodzenie poprzez intensyfikację wymiany ciepła dzięki ruchowi oleju doprowadzonego do specjalnie ukształtowanej zamkniętej lub otwartej części tłoka. W silnikach pojazdów samochodowych jest stosowane pierwsze rozwiązanie. W zależności od zastosowanego rozwiązania konstrukcyjnego i wielkości wydatku oleju (ale tylko do określonej wartości wydatku) uzyskujemy spadek temperatur na denku i powierzchniach bocznych tłoka. Tak złożony stan obciążeń cieplnych tłoka stawia bardzo wysokie wymagania w stosunku do materiałów, których można użyć do ich produkcji. Powinny one spełniać następujące warunki [4]: 1. mały współczynnik rozszerzalności cieplnej, 2. odpowiedni współczynnik przewodności cieplnej, 3. dobre właściwości mechaniczne w temperaturach normalnych i podwyższonych, 4. odpowiednia twardość w temperaturach normalnych i podwyższonych, 5. mały ciężar właściwy, 6. korzystne charakterystyki trybologiczne, 7. dobra odporność na korozję, 8. dobre właściwości technologiczne. W polskim i światowym przemyśle motoryzacyjnym na tłoki do silników spalinowych stosuje się głównie monolityczne stopy aluminium na bazie układu Al-Si, tzw. siluminy: - okołoeutektyczne typu AlSi12CuNiMg (AK12, KS1275, LM13, SAE339), - podeutektyczne typu AlSi10Cu3MgFe (332, AA333, AC8B), - nadeutektyczne, szczególnie na bazie układu Al-Si-Cu (AK20), co pozwala zwłaszcza na odczuwalny i bezpieczny wzrost temperatury pracy tłoków przy zadowalającym poziomie ich właściwości [7, 8, 9, 10, 11, 12, 36]. Tłoki wytwarza się technologią odlewania kokilowego. W przypadku silników bardzo wysilonych stosuje się tłoki prasowane w stanie ciekłym oraz tłoki kute. II.2. Wpływ współczynnika rozszerzalności cieplnej materiału tłoka na jego kształt i konstrukcję Współczynnik rozszerzalności cieplnej obecnie stosowanych materiałów na tłoki jest podstawową właściwością materiału, z którą związana jest konieczność z jednej strony modyfikacji kształtu tłoka w stosunku do teoretycznej bryły tłoka, czyli walca, a z drugiej strony potrzebą stosowania elementów z innych materiałów, które wpływają na pożądaną zmianę wymiarów tłoka pracującego w zmiennych stanach obciążenia cieplnego. W wyniku zmian cieplnych, o których była mowa w poprzednim rozdziale, następuje rozszerzanie się tłoka z pierścieniami, tulei i sworznia, wobec czego wzajemne relacje wymiarowe tych części ulegają całkowitej zmianie w stosunku do 16

wartości, które występowały w temperaturze otoczenia. Dodatkowo należy uwzględniać różną rozszerzalność cieplną poszczególnych elementów układu wynikającą z zastosowania różnych materiałów na poszczególne części. Współczynnik rozszerzalności cieplnej materiału tłoka ma decydujący wpływ na podstawowy parametr konstrukcyjny silnika, którym jest luz tłok-tuleja cylindrowa [13]. Zwraca się przede wszystkim uwagę na tłok, ponieważ stop aluminium, z którego wykonuje się tłoki ma znacznie większy współczynnik rozszerzalności cieplnej (powyżej 2 razy) niż tuleja produkowana zwykle z żeliwa, która dodatkowo jest chłodzona i nie osiąga tak wysokich temperatur pracy jak tłok, w związku z czym jest bardziej stabilna wymiarowo. W przypadku tulei można jedynie mówić o błędach kształtu wynikających z obróbki jak również z wciskania tulei w blok silnika. Istotne jest również, aby luz tłok-tuleja cylindrowa zmieniał się w jak najmniejszych granicach. Z wielkością luzu zespołu tłok-pierścienie tłokowe-tuleja są związane następujące parametry charakteryzujące właściwości silnika: 1. Wielkość strat ładunku, 2. Wielkość strat tarcia, 3. Wielkość obciążeń dynamicznych, 4. Hałas pochodzący od pracującego silnika. II.2.1. Denko tłoka Kształt denka tłoka jest ściśle związany z rozpatrywanym rodzajem silnika. W silnikach czterosuwowych o zapłonie iskrowym kształt denka tłoka jest uzależniony od kształtu komory spalania i pożądanego stopnia sprężania. Z uwagi na obciążenia cieplne tłoka oraz zachowanie prawidłowych luzów pomiędzy tłokiem a ścianką cylindra (duże skupiska materiału o dużym współczynniku rozszerzalności cieplnej) najbardziej korzystne są tłoki o nieskomplikowanych i symetrycznych kształtach denek. Dlatego obecnie do silników o zapłonie iskrowym i silników o zapłonie samoczynnym ze wstępną komorą spalania najczęściej stosuje się tłoki o denkach płaskich lub lekko wypukłych (rys.ii.11). Rys.II.11. Przykłady kształtów denek tłoków do silników czterosuwowych o zapłonie iskrowym [4] Znacznie bardziej złożona sytuacja występuje w przypadku denek tłoków silników o zapłonie samoczynnym (rys.ii.12). Są one obciążane wyższymi ciśnieniami niż tłoki w przypadku silników o zapłonie iskrowym. Ponadto w przypadku wtrysku bezpośredniego (obecnie powszechnie stosowanego) w denku tłoka znajduje się komora spalania, zwykle o dosyć złożonych kształtach i, co jest z tym ściśle związane, o dużej powierzchni, która to powierzchnia jest szkodliwa z punktu widzenia przejmowania ciepła przez tłok od gorących gazów spalinowych. 17

Jeżeli jeszcze do i tak już skomplikowanego układu jakim jest denko tłoka silnika o zapłonie samoczynnym dodamy ustawienie komory spalania przesunięte w stosunku do osi tłoka, to praktycznie bardzo trudno (jeżeli w ogóle jest to możliwe) zapewnić prawidłowy i równomierny luz na obwodzie tłoka. Nierównomierne skupiska materiału o dużym współczynniku rozszerzalności cieplnej powodują różne rozszerzanie się poszczególnych części denka tłoka pod wpływem wysokich temperatur gazów spalinowych. Rys.II.12. Przykłady kształtów denek tłoków do silników o zapłonie samoczynnym [14] II.2.2. Strefa rowków pierścieniowych Podstawowe zadania części pierścieniowej tłoka to [15]: 1. Uszczelnienie komory spalania i skrzyni korbowej, a. ograniczenie strat ładunku, b. ograniczenie przedmuchów spalin, c. ograniczenie zużycia oleju, 2. Odprowadzanie ciepła z tłoka do ścianek cylindra, 3. Zapewnienie małego zużycia gładzi cylindrowej i tłoka. Ponadto, jeśli są rozpatrywane straty ładunku (przedmuchy mieszanki paliwowo-powietrznej do skrzyni korbowej) oraz straty ciśnienia (przedmuchy spalin do skrzyni korbowej) należy również pamiętać, że przez te same nieszczelności mogą następować przedmuchy w drugą stronę tzn. ze skrzyni korbowej do komory spalania. W tym przypadku do komory spalania dostaje się olej, którego produkty 18

spalania wpływają na zwiększenie toksyczności spalin. Stwierdzono, że nieszczelność układu tłok-pierścienie-cylinder czyli niewłaściwie dobrane i/lub zużyte tłoki i pierścienie mają istotny wpływ na poziom emisji tlenku węgla, niespalonych węglowodorów i cząstek stałych (sadzy) w spalinach [16, 17]. Duży wpływ na szczelność układu tłok-cylinder ma wielkość szczeliny pomiędzy denkiem tłoka a ścianką cylindra. W stwierdzeniu "wielkość szczeliny" ukryte są dwa parametry: luz części nadpierścieniowej i odległość pierwszego pierścienia od denka tłoka. Przeprowadzono badania mające na celu określenie wpływu dławienia w szczelinie na wielkość strat ładunku i w ich wyniku stwierdzono, że umieszczenie pierwszego pierścienia bliżej denka tłoka istotnie wpływa na zmniejszenie strat ładunku (rys.ii.13) [4]. Część pierścieniowa tłoka pod wpływem temperatury rozszerza się powodując zmiany we współpracy pierścieni zarówno z tłokiem, w rowkach pierścieniowych, jak i z gładzią cylindrową (wielkość luzu). Na skutek zmiany geometrii rowków pierścieniowych ich powierzchnie oporowe stają się stożkowe. Szerokość kanalików na wewnętrznej powierzchni zmniejsza się, co w połączeniu ze zbyt małym luzem osiowym pierścienia może doprowadzić do jego zakleszczenia a w następstwie do zatarcia. Następuje również ograniczenie wymiany ciepła pomiędzy tłokiem a pierścieniami (o czym wspomniano w poprzednim rozdziale). Zmienia się również geometria (przede wszystkim płaskość) górnej i dolnej powierzchni rowka pierścieniowego. Na skutek tych zmian pierścienie nie są dociskane we właściwy sposób do powierzchni rowków wobec czego ich działanie uszczelniające nie jest zapewnione. Następuje wzrost strat ładunku, rośnie zużycie oleju. Ponadto ukośne ustawienie pierścienia w stosunku do gładzi cylindrowej powoduje wzrost nacisków jednostkowych na powierzchnię tulei co pociąga za sobą przyspieszone zużycie pierścieni i tulei oraz wzrost strat mechanicznych tarcia. Zmniejszone pole wymiany ciepła powoduje zmniejszenie ilości ciepła oddawanego przez tłok do ścianek cylindra co skutkuje wzrostem temperatur tłoka. Wzrost temperatur powoduje dalsze odkształcenia - następuje sprzężenie zwrotne, które w konsekwencji prowadzi do uszkodzenia silnika. W przypadku silników z tłokami niechłodzonymi wymiana ciepła czyli odprowadzanie ciepła od tłoka do ścianek cylindra odbywa się głównie poprzez pierścienie (60 80% ciepła jest przekazywane ta drogą). W związku z tym należy znaleźć kompromis pomiędzy wzajemnie sprzecznymi wymaganiami dotyczącymi obciążeń cieplnych tłoka i pierścieni. Z jednej strony z uwagi na konieczność odciążenia cieplnego tłoków pierścienie powinny znajdować się możliwie blisko denka tłoka. Ale wtedy byłyby narażone na działanie wysokich ciśnień i temperatur. Z drugiej strony przesunięcie pierścieni w dół cylindra zmniejsza obciążenia działające na pierścienie ale zwiększa się obciążenie cieplne tłoka. II.2.3. Część prowadząca (płaszcz) Część prowadząca tłoka spełnia następujące podstawowe funkcje [15]: 1. Ustala osiowo tłok w cylindrze, 2. Przenosi siły boczne na ścianki cylindra, 3. Reguluje film olejowy na gładzi, 4. Przekazuje ciepło tłoka do oleju i ścianek cylindra. 19

Rys.II.13 Zależność strat ładunku od odległości umieszczenia pierwszego pierścienia od denka tłoka [4]: a. w funkcji prędkości obrotowej, b. w funkcji średniego ciśnienia efektywnego Wymienione zadania, jakie ma do spełnienia część prowadząca tłoka powodują, że jej luz ma istotne znaczenie dla poprawnej pracy silnika. W przypadku zbyt dużego luzu, który występuje podczas rozruchu zimnego silnika i w pierwszym okresie jego pracy (do czasu osiągnięcia temperatury roboczej czyli do momentu, gdy nastąpi zakończenie zmiany wymiarów wynikającej z nagrzewania się tłoka, 20

pierścieni i tulei cylindrowej) tłok wykonuje stosunkowo duże (w ramach luzów) ruchy poprzeczne w cylindrze ("wężykuje") (rys.ii.14). Rys.II.14.Schemat ruchów poprzecznych tłoka w cylindrze [4] Ruch poprzeczny tłoka w cylindrze ma zasadniczy wpływ na warunki współpracy pierścieni, zarówno z tłokiem (w rowkach pierścieniowych) jak i z gładzią tulei cylindrowej. Zbyt duży luz, który w krańcowym przypadku może także powodować przechylanie tłoka w cylindrze powoduje, że ustawienie pierścieni w stosunku do płaszczyzn uszczelniających rowków pierścieniowych jak również w stosunku do tulei cylindrowej zmienia się i powoduje częściową utratę szczelności całego układu (przedmuchy mieszanki paliwowo-powietrznej i oleju) oraz przyspieszone zużycie pierścieni i cylindra. Stanowi on również przyczynę złej wymiany ciepła między płaszczem tłoka a tuleją cylindrową. Zbyt duży luz tej części tłoka wpływa także na wzrost obciążeń poprzecznych działających na tłok. Uderzenia tłoka o ścianki cylindra, w przypadku zbyt dużych luzów, mogą spowodować zetknięcie się bocznej powierzchni tłoka w obszarze korony tłoka i rowków pierścieniowych ze ścianką cylindra. Taka sytuacja jest bardzo niebezpieczna z uwagi na możliwość szybkiego zatarcia się tłoka w cylindrze. Ponadto uderzenia części prowadzącej tłoka o ścianki cylindra są jedną ze składowych hałasu emitowanego przez silnik oraz mogą powodować zniszczenie poprzez kawitację zewnętrznych płaszczy mokrych tulei cylindrowych [13]. Zapewnienie właściwej współpracy pomiędzy tuleją cylindrową a częścią prowadzącą tłoka osiągnięto poprzez nadanie powierzchni bocznej tłoka właściwego kształtu tzn. kształtu, który zapewnia pasowanie tłoka w cylindrze z jak najmniejszymi luzami, które pozwoliłyby na uzyskanie jak największej powierzchni nośnej bez jednoczesnego zmniejszenia odporności tłoka na zatarcie. Na rys.ii.15 pokazano chronologiczne (zgodnie z kolejnością wprowadzania do produkcji) kolejne modyfikacje kształtu powierzchni bocznej tłoka, oraz różnice w profilu tworzącej tłoka w stanie zimnym i po nagrzaniu (rys.ii.16). 21

Rys.II.15. Modyfikacje kształtu powierzchni bocznej tłoka [3] Rys.II.16. Luz tłoka zimnego i w stanie po nagrzaniu do temperatury pracy [15] W kształcie tłoka uwzględniono zarówno większą rozszerzalność w obrębie korony tłoka jak również w obszarze płaszcza tłoka w kierunku prostopadłym do osi sworznia (owalizacja tłoka). Zarys tłoka jest niezwykle skomplikowaną krzywą, która musi uwzględniać zarówno rozkład temperatur na powierzchni płaszcza tłoka (por. rys. II.5), jak również zmiany tych temperatur wynikające z pracy silnika w różnych stanach obciążenia. Należy również uwzględniać różnice nagrzewania się poszczególnych części tłoka wynikające z przepływu ciepła wewnątrz tłoka. Przepływ ciepła przez cienkie ścianki tłoka jest mniejszy niż przez duże przekroje np. w pobliżu piasty sworznia tłokowego, gdzie żebra wzmacniające (lub jednolity element łączący piastę z denkiem tłoka) stanowią doskonałą arterię dla przepływu ciepła od denka tłoka i powodują wzmożone nagrzewanie się, a w konsekwencji większe rozszerzanie się tych miejsc na płaszczu tłoka. W tych miejscach często stosuje się również wybieranie materiału tłoka. W produkcji skomplikowany kształt powierzchni bocznej tłoka otrzymuje się poprzez toczenie kopiowe, dokładnie odwzorowujące tworzącą tłoka, otrzymaną metodami badawczymi. Korekta kształtu tworzącej tłoka jest jedną z metod kompensacji rozszerzalności cieplnej materiału tłoka i zapewnienia właściwych luzów w temperaturze pracy tłoka. Nie wpływa jednakże na różnicę pomiędzy luzem na 22

zimno a luzem roboczym tłoka. Ma to istotne znaczenie szczególnie w przypadku silników do pojazdów poruszających się w ruchu miejskim np. samochody dostawcze, taksówki, w których to pojazdach udział czasu pracy na zimno w stosunku do całego czasu pracy jest duży. W takim przypadku zastosowanie jedynie korekcji kształtu tłoka spowodowałoby, że luz na zimno byłby duży wraz ze wszystkimi konsekwencjami takiej sytuacji: duże obciążenia boczne tłoków mające wpływ zarówno na przyspieszone zużycie silnika jak również hałas. Rozwiązaniem problemu jest stosowanie wkładek z innego metalu (np. stalowych), które mają za zadanie: 1. Zmniejszenie przepływu ciepła od gorącego denka tłoka do ścianek. W celu ograniczenia przepływu ciepła w mało obciążonych, czterosuwowych silnikach o zapłonie iskrowym stosowano również przecięcia płaszcza tłoka. Rozwiązania tego zaniechano ponieważ przecięcia obniżały sztywność części prowadzącej tłoka i zaburzały ciągłość filmu olejowego. 2. Zmniejszenie odkształceń tłoka, 3. Ukierunkowanie odkształceń tłoka. Wkładki metalowe mogą mieć różny kształt i znajdować się w różnych miejscach tłoka. Najprostszym rozwiązaniem jest wkładka w postaci pierścienia zatopionego w tłoku poniżej strefy rowków podpierścieniowych (rys.ii.17). Rys.II.17. Różne kształty i przekroje stalowych wkładek pierścieniowych [13] Pierścień ogranicza przepływ ciepła do płaszcza tłoka obniżając jego rozszerzalność cieplną. Jednocześnie zmniejsza odkształcenia wywołane rozszerzaniem się płaszcza tłoka w strefie, gdzie jest on narażony na największe obciążenia cieplne. Innym rozwiązaniem jest zastosowanie wkładek w postaci segmentów lub tulei. Wkładki segmentowe mogą być zalane materiałem tłoka częściowo, a wtedy powstaje układ bimetaliczny (rys.ii.18), który ma decydujący wpływ na odkształcenie tłoka w miejscach ich zastosowania. 23

Rys.II.18. Przykład zastosowania wkładek bimetalicznych w tłoku wykonanym ze stopu aluminium [4] Tłoki z wkładkami segmentowymi całkowicie zalanymi materiałem tłoka stosuje się w bardziej obciążonych silnikach. Wkładki są umieszczane w górnej części płaszcza tłoka i zachodzą na część pierścieniową (rowek pierścienia zgarniającego). Końce są mocowane w piastach sworznia tłokowego. Ich działanie polega na ukierunkowaniu i zmniejszeniu rozszerzania się tłoka w kierunku osi sworznia poprzez wprowadzenie naprężeń na etapie zalewania tłoka. Wkładka zwiększa także sztywność części prowadzącej pomiędzy piastami sworznia. Podobne działanie mają wkładki tulejowe z tym, że tłoki z tymi wkładkami mają nieco większe odkształcenia cieplne niż tłoki z wkładkami segmentowymi natomiast znacznie wyższa jest sztywność części prowadzącej. Są one stosowane do najbardziej obciążonych silników wysokoprężnych. Na rys.ii.19 przedstawiono zakresy stosowania tłoków z opisanymi rozwiązaniami sterowania odkształceniem cieplnym płaszcza tłoka w zależności od średnicy cylindra i mocy jednostkowej silnika. Rys.II.19. Zakresy stosowania tłoków z wkładkami [4]. 24

II.2.4. Piasty sworznia Piasty sworznia zapewniają przenoszenie obciążeń wywołanych ciśnieniem gazów spalinowych oraz siłami bezwładności poprzez sworzeń na główkę korbowodu. Ograniczenia geometryczne (wymiary tłoka i sworznia) sprawiają, że nie można zwiększać powierzchni nośnej sworznia. Również smarowanie łożyska ślizgowego jakim jest sworzeń w piastach nastręcza trudności z uwagi na charakter pracy tego złożenia i możliwości jego smarowania, które może odbywać się jedynie olejem spływającym z rowków umieszczonych pod pierścieniem zgarniającym. Z tego względu nie ma możliwości zapewnienia właściwego filmu olejowego i niezmiernie istotna staje się gładkość części pracujących w tak trudnych warunkach. Kolejnym problemem jest sztywność piast sworznia. Duża sztywność powoduje ich współpracę ze sworzniem na krawędziach piast od wewnętrznej strony tłoka. Prowadzi to do zwiększenia nacisków jednostkowych i szybszego zużycia piasty (również w postaci pęknięć). Mała sztywność daje podobny efekt z tym, że współpraca krawędziowa następuje na końcach sworznia. Podane uwarunkowania współpracy sworznia z piastami prowadzą do wniosku, że istotny wpływ na poprawną pracę tego węzła ma luz pomiędzy częściami współpracującymi. Zbyt duży lub zbyt mały luz prowadzi do pojawienia się dodatkowych niepożądanych naprężeń, które mogą doprowadzić do uszkodzenia piast. Z tego względu bardzo ważne jest uwzględnienie różnej rozszerzalności cieplnej materiału tłoka (siluminu) i sworznia (stali). Obecnie stosuje się tzw. sworznie pływające czyli takie, które mogą poruszać się zarówno w piastach w tłoku jak również w główce korbowodu. Zapewnienie prawidłowego luzu sworznia w piaście osiąga się stosując dobór średnic otworów i średnic sworzni z odpowiednich grup selekcyjnych. II.3. Odporność na szoki cieplne Jednym z kryteriów doboru materiału na tłoki jest jego odporność na szoki cieplne, czyli odporność na cyklicznie zmienne naprężenia powstałe w wyniku szybkich zmian temperatury o dużym gradiencie, które mogą powodować tworzenie się mikropęknięć i ich dalszą propagację. Kryterium to staje się niezwykle istotne szczególnie teraz, gdy konstruktorzy dążą do poprawy parametrów silnika, co jest związane z nieuniknionym wzrostem obciążenia cieplnego elementów komory spalania, w tym również tłoka. W silniku o zapłonie samoczynnym najbardziej narażonym na powstawanie pęknięć miejscem tłoka jest krawędź komory spalania (w przypadku komory spalania ukształtowanej całkowicie w denku tłoka np. silnik z wtryskiem bezpośrednim) lub miejsce na denku tłoka, na które wypływają gorące gazy spalinowe z komory wstępnej (w przypadku silnika z dzieloną komorą spalania). W obu przypadkach występuje bardzo duży gradient temperatur wywołujący duże obciążenia cieplne na które nakładają się duże naprężenia mechaniczne (rys.ii.20). Duże wahania temperatury w obrębie jednego cyklu pracy są spowodowane następującymi przyczynami: 1. Dużą powierzchnią wymiany ciepła w stosunku do małej objętości materiału o dobrym współczynniku przewodności cieplnej. W silnikach o dzielonej komorze spalania denko tłoka jest płaskie i stosunkowo cienkie (stąd jego mała objętość). Jeszcze trudniejsza sytuacja ma miejsce w przypadku komory spalania 25

ukształtowanej w denku tłoka, gdzie gorące gazy spalinowe omywają krawędź komory spalania z obu stron. Rys.II.20. Stan naprężeń cieplnych i mechanicznych w tłoku silnika o zapłonie samoczynnym [4] 2. Zmianami temperatury czynnika roboczego, wynikającymi ze zmiennych warunków obciążenia silnika. Wahania te mogą pojawiać się nawet przy ustalonej pracy silnika (niepowtarzalność poszczególnych zapłonów). Powodują one zmiany temperatury w warstwie powierzchniowej tłoka. Powtarzające się cyklicznie zmiany temperatury powierzchni denka tłoka powodują powstawanie szybkozmiennych naprężeń termicznych, które mogą prowadzić do powstawania pęknięć na skutek działania zmęczeniowego. Pęknięcia mogą powstawać również w wyniku zmian temperatury średniej tłoka (zmian stanu naprężeń cieplnych). Zmiany takie następują podczas rozruchu silnika, nagrzewania go do temperatury pracy (również praca z pełnym obciążeniem) i wyłączaniu, czyli ponownym powrocie do temperatury otoczenia. Często powtarzane takie cykle (np. samochody dostawcze jeżdżące w obrębie miasta) również mogą prowadzić do powstawania pęknięć zmęczeniowych. W celu zapobieżenia powstawaniu pęknięć wykorzystuje się różne rozwiązania np. odpowiednie kształtowanie krawędzi komory spalania czy stosowanie na krawędź komory spalania wkładek z materiałów mających większą odporność na zmęczenie cieplne np. żeliwnych. O istotności problemu pękania tłoków mogą świadczyć prace jakie są prowadzone w tym zakresie [18]. Można założyć, że współczynnik rozszerzalności cieplnej i odporność na szoki cieplne materiału tłoka mają istotne znaczenie dla poprawnej pracy tłoka w silniku oraz dla osiąganych przez silnik parametrów użytkowych. Przedstawione rozwiązania konstrukcyjne potwierdzają, że szczególną uwagę poświęca się problemowi obciążenia cieplnego silnika oraz zachodzących pod wpływem tych obciążeń zmian wzajemnych relacji wymiarowych poszczególnych części złożenia tłok-pierścieniecylinder, które mają podstawowe znaczenie dla poziomu uzyskiwanych osiągów przez silnik. Jednakże obecne rozwiązania prawdopodobnie już niedługo okażą się niewystarczające ponieważ dąży się do poprawy sprawności, ekonomiczności i ekologiczności pojazdów. Dla konstruktorów silników oznacza to konieczność opracowania zmian prowadzących do zwiększenia sprawności silnika, co jest związane z potrzebą zwiększenia obciążeń cieplnych jego elementów (szczególnie strefy komory spalania) i zmniejszenia strat. Wymagania te mogą sprawić, że dotychczas stosowane rozwiązania korygowania rozszerzalności materiału tłoka oraz zapobiegania powstawaniu pęknięć okażą się niewystarczające i zajdzie potrzeba znalezienia nowych metod. Jednakże rodzi się pytanie: czy działania te dadzą oczekiwany efekt? Lub może formułując pytanie nieco inaczej: czy właściwości 26

dotychczas stosowanych materiałów na tłoki pozwolą na tak daleko idące modyfikacje? II.4. Materiały kompozytowe o osnowie metalowej jako novum materiałowe w dziedzinie motoryzacji W świetle powyższych rozważań za właściwe rozwiązanie należy uznać zastosowanie metalowych materiałów kompozytowych o osnowie stopów aluminium do produkcji podzespołów pojazdów samochodowych [19]. Kompozyt jest to materiał złożony z co najmniej dwóch faz, nazywanych odpowiednio fazą zbrojącą i osnową. Jako osnowę kompozytu można stosować czysty metal np. miedź, magnez, żelazo, aluminium, tytan lub stopy tych metali, natomiast zbrojeniem mogą być różnego rodzaju cząsteczki, włókna, whiskery, wydzielenia in situ. Jeżeli do wytworzenia kompozytu użyto więcej niż jednej osnowy i więcej niż jednej fazy zbrojącej w rezultacie otrzymujemy kompozyt hybrydowy. Można również zaproponować wstępny podział kompozytów w zależności od tego w jaki sposób faza zbrojąca znalazła się w osnowie na [20]: 1. Kompozyty in vitro - powstają w wyniku "sztucznego" wprowadzenia fazy zbrojącej do osnowy np. poprzez mechaniczne mieszanie lub infiltrowanie wstępnie przygotowanej preformy. 2. Kompozyty in situ - faza zbrojąca powstaje w sposób "naturalny", na skutek zachodzących reakcji chemicznych i/lub przemian fazowych w materiale osnowy (ten rodzaj kompozytów nie będzie rozpatrywany w ramach niniejszej pracy). Stopy aluminium, będące materiałami od wielu lat znanymi i powszechnie stosowanymi w budowie samochodów, wykazują korzystne właściwości fizyczne (małą gęstość, dobrą odporność na korozję), mechaniczne (wytrzymałość) i użytkowe. Dobrze znane są również technologie wytwarzania części ze stopów aluminium metodami odlewniczymi. Jednakże możliwości dalszego stosowania monolitycznych stopów aluminium są ograniczone z uwagi na ich małą odporność na zużycie, szybkie zmiany temperatury pracy (szoki cieplne) i duże wartości współczynnika rozszerzalności cieplnej (niewystarczającą stabilność wymiarową pod wpływem podwyższonych temperatur). Powyższych wad pozbawione są metalowe materiały kompozytowe o osnowie stopów aluminium i dlatego staje się oczywistym, że wzbudzają one duże zainteresowanie inżynierskie. Do właściwości kompozytów metalowych, które znajdują się w polu zainteresowania konstruktorów pojazdów samochodowych należą [21]: - szereg właściwości kreatywnych (tj. poddających się projektowaniu według założonych wymagań), do których należy rozszerzalność czy przewodność cieplna, - korzystne charakterystyki właściwości mechanicznych, w tym zwłaszcza charakterystyki zmęczeniowe, również w funkcji temperatury, - dobre właściwości trybologiczne (w tym odporność na zatarcie i zużycie), - sztywność, - mała gęstość, - zdolność do tłumienia drgań. W dalszej części niniejszego rozdziału omówiono podstawowe problemy pozostające w ścisłym związku z możliwościami technologicznymi w zakresie 27

wytwarzania kompozytów. Podano również niektóre możliwości dotyczące zmian konstrukcyjnych wybranych części samochodowych, które w konsekwencji poprawiają ich właściwości użytkowe. Wszystkie zawarte w rozdziale informacje podano w oparciu o przeprowadzoną analizę stanu zagadnienia na podstawie danych literaturowych. II.4.1. Rodzaje fazy zbrojącej Kompozyty o osnowie metalowej można podzielić, w zależności od rodzaju zastosowanej fazy zbrojącej, na [19,22]: 1. kompozyty zbrojone dyspersyjnie - zbrojeniem mogą być: - włókna krótkie (również cięte), o stosunku długości do średnicy większym niż 5 (zwykle > 100) i o średnicy > 1 µm, - cząsteczki różnego kształtu i rodzaju - cząsteczki zwykle równoosiowe (stosunek wymiaru największego do najmniejszego < 5). Cząsteczki mogą być zarówno mono- jak i polikrystaliczne, o kształcie sferoidalnym, kanciastym lub płatkowym i średnicy zwykle > 1 µm, - whiskery - wydłużone pojedyncze kryształy nitkowe, o stosunku długości do średnicy > 10 i średnicy < 1 µm; W przypadku kompozytów zbrojonych dyspersyjnie cząsteczki fazy zbrojącej nie są w żaden sposób uporządkowane kierunkowo (ułożenie przypadkowe), wobec czego kompozyty te mogą być rozpatrywane jako izotropowe. 2. kompozyty zbrojone w sposób ciągły - w tym przypadku fazą zbrojącą mogą być: - włókna ciągłe (średnice > 100 µm), - włókna ułożone w sploty (średnica pojedynczego włókna < 20 µm) lub druty metalowe. Włókna często przygotowywane są w postaci gotowych form przestrzennych tzw. preform, które mogą mieć kształty gotowych części lub fragmentów części (rys.ii.21). Kompozyty zbrojone w sposób ciągły, z uwagi na charakter zbrojenia (pojedyncze długie włókna lub ich sploty), są materiałami anizotropowymi. Aby zapewnić właściwe połączenie elementów fazy zbrojącej (cząsteczek, włókien) z metalem osnowy (poprawienie zwilżalności i reaktywności) stosuje się zwykle specjalne pokrycia, nanoszone na drodze reakcji chemicznej lub metodami fizycznymi. a b c Rys.II.21. Przykłady preform o różnych kształtach [64]: a. tłok silnika spalinowego - kształt zróżnicowany w zależności od strefy tłoka, która ma być zmodyfikowana, b. sworzeń tłokowy i korbowód kształt preformy odpowiada kształtowi gotowego wyrobu c. talerzyk trzonka zaworu 28

II.4.2. Metody otrzymywania kompozytów in vitro o osnowie metalowej Poniżej zestawiono podstawowe metody otrzymywania kompozytów o osnowie metalowej [19]: A. Kompozyty zbrojone dyspersyjnie: 1. odlewnicze procesy otrzymywania kompozytów - odlewanie piaskowe, - kokilowe, - precyzyjne, - sposoby specjalne: - techniki pełnej formy (lost foam, expandable pattern casting), - prasowanie w stanie ciekłym (squeeze casting), - odlewanie ciśnieniowe, - infiltracja ciśnieniowa (pressure infiltration), - infiltracja samorzutna (spontaneous infiltration) 2. metalurgia proszków - prasowanie ciało stałe/ciecz, - kinetyczne zestawianie mieszanek (kinetic blending). B. Kompozyty zbrojone w sposób ciągły 1. techniki odlewnicze, 2. natryskiwanie termiczne, 3. "nawijanie" proszkowe (powder cloth), 4. metoda "folia-włókno-folia". Schematyczne zestawienie metod wytwarzania kompozytów przedstawiono na rys.ii.22. Metody przeróbki fazy ciekłej Metody przeróbki fazy stałej Metody przeróbki fazy gazowej (C, WK) (C, WK, WS) (C) proszek metaliczny (C, WK) folia metalowa (WS, WC) (WS, WC) (C, WK, WS) Procesy wstępne Przygotowanie preform Mielenie, przygotowanie mieszanki Przygotowanie preparatu "folia-włókno-folia" Laminat z wókien Produkcja kompozytów Odlewanie z mieszaniem mechanicznym Infiltracja Odlewanie natryskowe Spiekanie fazy ciekłej Metoda HIPprasowanie izostatyczne Spiekanie Walcowanie Zgrzewanie dyfuzyjne Osadzanie Kształtowanie i formowanie Odlewanie Odlewy zbrojone lokalnie Tłoczenie Kucie Walcowanie Tłoczenie Kucie Walcowanie Wyrób finalny Obróbka skrawaniem i/lub montaż Oznaczenia: C = zbrojenie kompozytu cząsteczkami, WK = zbrojenie kompozytu włóknami krótkimi, WS = zbrojenie kompozytu splotami włókien, WC = zbrojenie kompozytu włóknami ciągłymi. Rys.II.22. Metody wytwarzania kompozytów o osnowie metalowej (opracowano na podstawie [22]) 29

Szczególną uwagę należy zwrócić na otrzymywanie kompozytów o osnowie metalowej, w tym o osnowie stopów aluminium, metodą infiltracji ciśnieniowej. Proces ten, na obecnym etapie rozwoju technologicznego, jest najbardziej racjonalny pod względem ekonomicznym i dający możliwości otrzymywania różnorodnych wyrobów z kompozytów zbrojonych zarówno dyspersyjnie jak i w sposób ciągły [23]. Infiltrację ciśnieniową charakteryzuje szereg zalet, takich jak: 1. Tani materiał osnowy, 2. Stosunkowo wysoka odporność zbrojenia na degradację mechaniczną, 3. Krótki czas procesu, 4. Nieskomplikowane urządzenia odlewnicze, 5. Możliwość wykonywania wyrobów niemalże "na gotowo" tzn. części wykonywane tą technologią nie wymagają specjalnych dodatkowych zabiegów obróbki skrawaniem i wykańczającej (near-net-shape), 6. Relatywnie krótkie czasy kontaktu osnowy z fazą zbrojącą - redukcja wzajemnego oddziaływania komponentów, o którym, między innymi, decyduje wielkość przyłożonego ciśnienia, 7. Mniejsze prawdopodobieństwo wystąpienia wad odlewniczych w postaci obszarów nieciągłości strukturalnej. Wady tej metody stanowią: 1. Bardziej skomplikowane oprzyrządowanie, 2. Konieczność posiadania urządzeń wytwarzających ciśnienie zewnętrzne, 3. Problemy z wytworzeniem odlewów dużych i/lub lokalnie zbrojonych. W celu utrzymania powtarzalności i odtwarzalności procesu należy monitorować następujące parametry procesu: - początkową temperaturę preformy, formy i metalu, - udział objętościowy zbrojenia, - wartość przykładanego ciśnienia i szybkość infiltracji (a nie są to parametry niezależne). Przy określaniu warunków brzegowych są brane pod uwagę parametry fizyczne, takie jak ciągłość oraz zachowanie ciepła i masy. Sporządzanie modeli matematycznych różnorodnych procesów infiltracji prowadzi do otrzymywania skomplikowanych rozwiązań, co wynika ze złożoności oddziaływania wzajemnego procesów krzepnięcia osnowy, płynięcia strumieni cieczy metalowej, wymiany ciepła itp. Mimo to otrzymać można zadowalającą zgodność obliczeń z danymi doświadczalnymi [24]. A.Mortensen i inni [25] doszli do wniosku, że praktyczne implikacje fizyki procesu wynikają z tego, że infiltracja preformy jest procesem nieodwracalnym i w pewien sposób niezależnym od szybkości narastania ciśnienia. Niskie temperatury preformy i formy w połączeniu z wysokimi wartościami ciśnienia pod koniec cyklu powodują zminimalizowanie niepożądanego oddziaływania wzajemnego w układzie zbrojenie/osnowa. Wysokie ciśnienia powinny być przykładane dopiero wtedy, gdy cała preforma jest wstępnie nasączona - pozwala to uniknąć deformacji preformy. Temperatura preformy powinna być wyższa od temperatury likwidusu osnowy i chemicznie obojętna, co zmniejsza segregację składników strukturalnych osnowy. Szybkość infiltracji w istotnym stopniu zależy od wstępnej temperatury preformy (jeżeli jest ona niższa od temperatury likwidus osnowy) i udziału objętościowego zbrojenia, temperatury przegrzania metalu. Warunki chłodzenia zewnętrznego (intensywności odprowadzenia ciepła) i sposobu przykładania ciśnienia determinują maksymalne odległości infiltracji. 30

Występują również tutaj bardziej praktyczne aspekty. Wykonywanie preform jest zwykle procesem trudnym i kosztownym. Polega na prasowaniu lub zasysaniu specjalnie przygotowanej zawiesiny włókien w roztworze, suszeniu, wypalaniu; czasem układaniu włókien ciągłych w formie i łączeniu ich w określony kształt z pomocą spoiwa lub też sporządzania skomplikowanych przestrzennych konstrukcji nawijanych. Osiągany udział objętościowy włókien wynika z typu stosowanego zbrojenia i wybranego sposobu wytwarzania. Maksymalnie uzyskać można 0.50-0.60 dla włókien zorientowanych, około 0.50 dla cząsteczek równoosiowych o zbliżonych rozmiarach i poniżej 0.40 dla włókien i whiskerów niezorientowanych. Gotowe preformy są następnie lokowane w formie, często razem z odpowiednimi wkładkami lub rdzeniami. Lokalizacja preform bezpośrednio wynika z założonych potrzeb zbrojenia miejscowego przyszłego wyrobu. Gaz gromadzący się w preformie przed frontem infiltracji jest zwykle usuwany poprzez kanały wentylacyjne formy. W przypadku infiltracji ciśnieniowej gazowej, zapobieganiu wpłynięcia ciekłego metalu do układu próżniowego służą porowate kształtki ceramiczne (o wysokim udziale ceramiki i niewielkich kanałach). Ciśnienie infiltracji może być przykładane mechanicznie, za pośrednictwem tłoka prasującego (jak to ma miejsce w metodzie squeeze casting, w której jest on częścią formy lub w metodzie odlewania ciśnieniowego, gdzie tłok wtłacza metal do wnęki formy) lub za pośrednictwem gazu. Średnica tłoka prasującego i rozmiary układu wlewowego dla odlewania ciśnieniowego kompozytów są zwykle większe, niż dla odlewów monolitycznych. Stąd też siły zwierania form powinny być wyższe, podobnie jak grubości ścianek form ciśnieniowych. Formy wykonywane są ze stali narzędziowych, przeznaczonych do pracy na gorąco. Ich temperatura w czasie pracy utrzymywana jest w zakresie od 200 do 300 C, co zapobiega przywieraniu ciekłego metalu do formy i jej "alferowaniu" oraz gwarantuje szybsze krzepnięcie. W przypadku wysokich ciśnień napęd gazowy nie jest tak sprawny i szybki, jak napęd mechaniczny. Jednakże w przypadku infiltracji gazowej mogą być stosowane także wysokotopliwe materiały ceramiczne. Rzadzizna skurczowa jest zwykle eliminowana poprzez kierunkowe krzepnięcie w połączeniu z wywieraniem ciśnienia, zapewniającego lepsze zasilanie oddalonych czy krzepnących jako ostatnie stref odlewu [26,27]. Krzepnięcie może być niejednorodne, gdy odlew zawiera jednocześnie obszary zbrojone i monolityczne. Kompozyt ma inną przewodność i pojemność cieplną, inne utajone ciepło krzepnięcia niż osnowa metalowa. Tak więc krzepnięcie różnych obszarów lokalnie zbrojonego odlewu może przebiegać według znacznie różniących się mechanizmów. W przypadku ciśnieniowych napędów mechanicznych zastosowanie porowatej wykładziny termoizolacyjnej na wewnętrznych ściankach formy pozwala na lepsze sterowanie procesami wydzielania ciepła przez ścianki formy. Takie pokrycie przed infiltracją działa jako izolator, natomiast po infiltracji umożliwia szybsze odprowadzenie ciepła. Istnieje możliwość adaptacji podstawowych procesów odlewniczych do otrzymywania odlewów kompozytowych zbrojonych w sposób ciągły. Na przykład, stosując techniki zbliżone do wspomnianych wyżej sposobów zapobiegania penetracji metalu do układu próżniowego w przypadku napędu gazowego można prowadzić infiltrację preform z materiałów włóknistych. Odlewanie odśrodkowe jest następnym procesem, który pozwala na zastosowanie ciśnienia (w tym przypadku wynikającego z działania siły odśrodkowej) do infiltracji stosownych preform. Naukowcy z Massachusetts Institute of Technology opracowali urządzenie, wykorzystujące zmienne pole magnetyczne indukujące prądy wirowe w ciekłym 31

metalu, co z kolei prowadzi do pojawienia się siły Lorentza, działającej wprost na front infiltracji w preformie [25]. ALCOA również stosuje zasadę odlewania ciśnieniowego do otrzymywania odlewów kształtowych, wykorzystując wlewki DURALCAN (od 15 do 20%SiC), jak również materiały zawierające od 55 do 60%SiC [28]. Zaproponowana metoda jest tańsza od klasycznego odlewania ciśnieniowego, zapewnia również lepsze właściwości otrzymywanego kompozytu. Wytwarzane odlewy praktycznie nie wymagają obróbki skrawaniem. Zaproponowana technologia nadaje się do produkcji wielkoseryjnej. Także w Japonii badano procesy infiltracji gazowej [29]. Stosowane preformy zawierały struktury tkane lub taśmowo laminowane, wykonywane zwykle ze sztywnych włókien o dużych średnicach, zorientowanych tak, aby osiągnąć założony kompleks właściwości. Przykładane ciśnienie pomaga uzyskać ścisły kontakt metalu ze zbrojeniem i eliminuje problemy zwilżalności, które występują w innych procesach. Squeeze casting można zaliczyć do procesów odlewania ciśnieniowego. W technologii tej, znanej w Polsce jako prasowanie w stanie ciekłym, podgrzana preforma umieszczana jest wewnątrz wnęki formy, do której zalewa się metal, a następnie mechanicznie wywiera ciśnienie za pomocą tłoka prasującego [26, 30, 31, 32, 33, 34,35]. Schemat procesu prasowania w stanie ciekłym pokazano na rys.ii.23. Preforma Tłok prasujący Ciekły metal Wnęka formy Elementy grzejne Wypychacz Lokalizacja gorących końców termopar Podgrzewanie preformy i formy do prasowania Zalewanie ciekłego metalu Wywarcie ciśnienia Usunięcie kompozytu Rys.II.23. Schemat procesu prasowania w stanie ciekłym Wysokie wartości ciśnień, stosowane w tej metodzie pomagają uzyskiwać odlewy o podwyższonych właściwościach i wyeliminować wszelkie defekty strukturalne. Jest to sposób o wysokiej efektywności ekonomicznej, z możliwością pełnej automatyzacji, przydatny zwłaszcza w produkcji wielkoseryjnej. Uzyskiwane wartości ciśnień mieszczą się zwykle w zakresie 50-150 MPa, ale urządzenia i oprzyrządowanie są raczej drogie. Modelowanie matematyczne wymiany ciepła i płynięcia metalu w trakcie realizacji metody squeeze casting pozwoliło na sprecyzowanie czynników, które wpływają na optymalne wartości ciśnienia 32

progowego, szybkość jego narastania i głębokość infiltracji. Należą do nich: udział objętościowy i rozmiar włókien, temperatura preformy, formy i metalu, szybkość infiltracji, sposób przykładania ciśnienia zewnętrznego, efekty egzotermiczne powstające po obróbce termicznej preformy i inne. Ciśnienie progowe sięga raptem kilku atmosfer, ale ciśnienie wymagane do eliminacji porowatości gazowej i rzadzizny skurczowej powinno być kilkakrotnie wyższe. Inną cechą szczególną tego procesu jest przypisywanie mu izotermicznego, częściowego powtórnego stopienia kompozytu, co przyczynia się szybszej zmiany kształtu pierwotnych dendrytów osnowy w kierunku ich sferoidyzacji i znacznego zmniejszenia oporu zawiesiny przeciw deformacji. Dla materiałów kompozytowych o osnowie metalowej zaproponowano podział metod prasowania w stanie ciekłym w zależności od postaci fazy zbrojącej i rodzaju cieczy metalowej pokazany na rys.ii.24. Procesy związane z dalszą przeróbką półwyrobów kompozytowych wymagają mniej skomplikowanych maszyn, urządzeń i reszty oprzyrządowania. Do wytwarzania części kompozytowych na dużą skalę, konieczna jest pełna i dokładna kontrola całego procesu. Do najważniejszych zmiennych parametrów można zaliczyć temperaturę przegrzania włókien i metalu, rodzaj składników stopowych, jakość metalu, temperaturę narzędzia kształtującego, czas pomiędzy wypełnieniem formy, jej zamknięciem i wywarciem ciśnienia, poziom ciśnienia i czas prasowania, szybkość ruchu tłoka prasującego. Do pozostałych czynników procesu, które można projektować, zalicza się czas kontaktu bezpośredniego ciekłego metalu z formą (zminimalizowany), szybkość infiltracji (w połączeniu z minimalizacją segregacji), konstrukcja przestrzenna preformy, gwarantująca minimalny opór nasączania i deformacji ukierunkowania włókien w warunkach wysokich ciśnień i temperatur. Projektowanie preformy powinno również uwzględniać warunek minimalizacji udziału objętościowego włókien (zapewniającego jednakże uzyskanie założonego efektu zbrojenia), co przyczynia się do gwałtownego obniżenia kosztów jej wytwarzania. Degazacja zawiesiny ceramicznej materiału preformy, następująca bezpośrednio po mieszaniu, przyczynia się do znacznego wzrostu odporności na pękanie kompozytu, rzędu 26% [31]. Odlewanie odśrodkowe kompozytów badano w firmie WESTINGHOUSE. Sposób ten polega na wlaniu mieszaniny cząsteczek w ciekłym metalu do formy, wirującej z prędkością rzędu kilku tysięcy obrotów na minutę [28]. Wartość siły odśrodkowej kontrolowana jest prędkością wirowania. Na przykład, zawiesina aluminiowa, zawierająca na początku 10%SiC może być odlana z warstwą zewnętrzną, zawierającą 25%SiC. Zmieniając rozmiar cząsteczek, dobierając typ kompozycji zbrojenie/osnowa, można kształtować rodzaj i kształt kompozytu końcowego: cząsteczki cięższe będą koncentrować się na zewnętrznej powierzchni odlewanego cylindra, cząsteczki lżejsze będą gromadzić się na powierzchni wewnętrznej [29, 36]. Ważnymi parametrami procesu są: różnica gęstości pomiędzy cząsteczkami i ciekłym metalem osnowy, rozmiary formy odśrodkowej i temperatura zalewania. WESTINGHOUSE zademonstrował możliwości procesu dla odlewu odśrodkowego typu pustego cylindra o średnicy zewnętrznej 4" (100 mm) i długości 12" (300 mm) o kontrolowanej mikrostrukturze. 33

Infiltracja ciśnieniowa preformy (włóknistej, szkieletowej, dyspersyjnej), Otrzymywanie odlewu zbrojonego wstawką kompozytową (lub z jednoczesną infiltracją preformy zbrojącej), Otrzymywanie odlewu zbrojonego dyspersyjnie (cząsteczkami, whiskerami lub włóknami ciętymi), Otrzymywanie hybrydowych kompozytów (zbrojonych jednocześnie fazą ciągłą i dyspersyjną). Rys.II.24. Różne odmiany technologii prasowania w stanie ciekłym stosowane do wytwarzania wyrobów kompozytowych [27]. Oznaczenia: I-IV - kolejne etapy procesu; l - tłok (stempel) prasujący, 2 - matryca (dolna część formy), 3 - preforma, 4 - ciekły metal (zawiesina metalowa z fazą dyspersyjną, 5 - wypychacz, 6 - gotowy odlew kompozytowy. Niezmiernie istotny w obecnej sytuacji ekonomicznej na świecie przy ocenie możliwości wdrożenia nowej technologii jest czynnik kosztowy. Na rys.ii.25 przedstawiono ceny wyrobów kompozytowych otrzymanych różnymi metodami: odlewaniem zawiesinowym, natryskiwaniem (spray casting), metalurgią proszków, prasowaniem w stanie ciekłym (squeeze casting) oraz infiltracją ciśnieniową w odniesieniu do ceny wyrobu z aluminium monolitycznego. Pomimo dużej różnicy cen w stosunku do stopów monolitycznych należy pamiętać o różnicy właściwości tych materiałów. Należy także zwrócić uwagę, że metoda prasowania w stanie 34

ciekłym w porównaniu do innych metod otrzymywania kompozytów jest najatrakcyjniejsza cenowo [61]. Rys.II.25. Porównanie cen wyrobów kompozytowych (w markach niemieckich w odniesieniu do 1 kg, dla poziomu cen z 1992 roku) [61] O atrakcyjności metody prasowania w stanie ciekłym może również świadczyć analiza przeprowadzona w firmie PECHINEY, dotycząca kosztów produkcji felg samochodowych. Zostało stwierdzone, że produkcja felg tradycyjną metodą odlewania niskociśnieniowego jest droższa o 22% niż metodą prasowania w stanie ciekłym (squeeze casting) [63]. Również w przypadku produkcji bębnów hamulcowych stwierdzono przewagę prasowania w stanie ciekłym - o ok. 10% (należy uwzględnić oszczędności wynikające z braku układu wlewowego) nad odlewaniem grawitacyjnym. II.4.3. Możliwości zastosowania materiałów kompozytowych o osnowie metalowej na tłoki do silników spalinowych Połączenie wymaganych właściwości użytkowych z małym ciężarem właściwym jest niezwykle korzystne i pożądane w konstrukcji niemalże każdego podzespołu i elementu współczesnego pojazdu i właśnie szeroko rozumiany transport jest obszarem, gdzie kompozyty wchodzą szerokim frontem [37-53]. W tabeli II.1 zestawiono już istniejące lub potencjalnie możliwe obszary zastosowania materiałów kompozytowych w szeroko rozumianym przemyśle środków transportu. 35

Tabela II.1 Obszary zastosowań metalowych materiałów kompozytowych w przemyśle środków transportu oraz korzyści, wynikające z ich zastosowania [19] Zastosowanie istniejące lub potencjalne Korzyści zmniejszenie ciężaru konstrukcji odporność na zużycie, odpowiednie właściwości ślizgowe sztywność odpowiednia przewodność cieplna możliwość pracy w podwyższonej temperaturze odpowiednia rozszerzalność cieplna odporność na korozję odporność na promieniowanie wysoka wytrzymałość Części przekładni * * * Części turbin * * * * Elektroniczne/lotnicze opory (regały) * * * * Konstrukcje kosmiczne * * * * Łożyska * * * * Maszty i przypory łodziowe * * * Osprzęt złączeniowy (śruby i nakrętki), pracujący w chemicznie agresywnych środowiskach * * * Podwozia samolotów * * * Pojazdy lądowe * * Pojazdy morskie * * * Pokrycia samolotów * * * Przekładnie ślimakowe * * * Ramy rowerowe * * * Silnikowe tuleje cylindrowe * * * * * Tarcze hamulcowe * * Tłoki * * * * * * * - korzyści wynikające z unikalności stosowanego materiału Jak stwierdzono w poprzednim rozdziale, konstruktorzy silników spalinowych już niewiele mogą poprawić w obszarze komory spalania. Z danych literaturowych wynika, że prace idą w kierunku poprawy jakości spalania, zarówno w celu zwiększenia osiągów silnika jak i ograniczenia składników toksycznych w spalinach, i są realizowane głównie na drodze modyfikacji układu dolotowego i wylotowego również dzięki wszechobecnemu zastosowaniu elektroniki. Daje się jednak zauważyć, że naturalną barierą dalszego ulepszania silnika jest między innymi materiał tłoka, który nie jest w stanie sprostać większym obciążeniom cieplnym i mechanicznym. Uzyskanie wysokich parametrów pracy silnika oznacza wzrost temperatury pracy, a więc konieczność stosowania tłoków, w których będą możliwe zmiany konstrukcyjne komory spalania, korony i płaszcza tłoka. Stąd też materiał użyty do wytworzenia tłoków musi charakteryzować się zdecydowanie lepszymi właściwościami niż tradycyjne stopy aluminium, używane do tej pory do ich produkcji. W przypadku tłoków zasadą i celem kompozytowego zbrojenia osnowy metalowej jest dalszy wzrost właściwości zwłaszcza tych stref tłoka, które pracują w ekstremalnych warunkach, najczęściej denka, które jest najbardziej narażone zarówno na obciążenie cieplne jak i mechaniczne oraz płaszcza tłoka, który z uwagi 36

na właściwe prowadzenie tłoka w cylindrze oraz zachowanie optymalnych luzów powinien być bardzo stabilny wymiarowo. Nowe rozwiązanie materiałowe powinno wpływać równocześnie na redukcję masy tłoka jako całości (dzięki możliwości redukcji jego wymiarów) i tym samym zmniejszać udarowe siły bezwładności w trakcie jego pracy. Jeżeli np. denko tłoka do silnika Diesla zawiera określoną ilość fazy zbrojącej w postaci włókien krótkich z tlenku glinu Al 2 O 3, to wówczas komora spalania jest jednostronnie lepiej termicznie izolowana, intensywność wymiany ciepła w układzie tłok-cylinder zmniejsza się a lokalizacja ciepła w tym obszarze sprzyja pełniejszemu spalaniu paliwa. Takie założenie jest zgodne z prowadzonymi próbami izolacji cieplnej komory spalania [54,55]. Oprócz bezpośredniej strefy komory spalania zbrojona bywa również górna część tłoka, znajdująca się pomiędzy denkiem a pierwszym pierścieniem uszczelniającym. Zalety materiału kompozytowego pozwalają na usytuowanie pierwszego pierścienia uszczelniającego bliżej denka i lepsze uszczelnienie pary tłok-cylinder. Okazało się, że takie rozwiązanie konstrukcyjne również znacznie poprawia jakość spalania i przyczynia się do zmniejszenia hałasu i wibracji silnika. Ponadto podniesienie pierścieni w koronie tłoka umożliwia zmniejszenie jego wysokości (mniejsza masa) co wraz z zastosowaniem lżejszych korbowodów i sworzni tłokowych spowoduje zmniejszenie masy wyrównoważającej na wale korbowym, a zatem zmniejszenie masy całego silnika [21]. Pierwsze przemysłowe zastosowanie tłoków kompozytowych z rowkami podpierścieniowymi zbrojonymi preformami z Al 2 O 3 lub Al 2 O 3 i NiAl 3 miało miejsce w latach osiemdziesiątych w firmie TOYOTA. Kolejne rozwiązania konstrukcyjnomateriałowe odnosiły się do zbrojenia bezpośredniej strefy komory spalania (rys.ii.26) [56, 57]. Rys.II.26. Pierwszy tłok kompozytowy firmy TOYOTA Oprócz firm japońskich (TOYOTA, NIIGATA) i amerykańskich, tłoki kompozytowe produkowane są w Europie m.in. w zakładach KOLBENSCHMIDT (tłoki typu PERKINS i IVECO- rys.ii.27, II.28). 37

Rys.II.27. Kompozytowy tłok typu PERKINS, produkowany w zakładach KOLBENSCHMIDT [64] Rys.II.28. Kompozytowy tłoki typu IVECO, produkowany w zakładach KOLBENSCHMIDT [64] W odróżnieniu od tłoków zbrojonych lokalnie, wytwarzanie tłoków zbrojonych dyspersyjnie (rys.ii.29, II.30) jest prostsze i tańsze. 38

Rys.II.29. Pierwsze kompozytowe tłoki aluminiowe z rodziny CA90 zbrojone dyspersyjnie SiC (AlSi12CuMgNi/20 obj.sic), otrzymane w 1994 roku w Instytucie Odlewnictwa [64] Rys.II.30. Tłoki kompozytowe do silnika 350-hp samochodu Chevrolet, wykonane z kompozytu A332/20 obj.% SiC. Odlew kokilowy [58] Technologia wytwarzania tłoków kompozytowych Tłoki kompozytowe są najczęściej otrzymywane technologią prasowania w stanie ciekłym (squeeze casting). W przypadku silników spalinowych wykonywane są one ze stopów aluminium zbrojonych dyspersyjnie cząsteczkami i whiskerami lub włóknami krótkimi zarówno w całej objętości, jak i lokalnie z zastosowaniem ceramicznej preformy. Metoda prasowania w stanie ciekłym w wariancie squeeze infiltration polega na ciśnieniowej infiltracji metalem wstępnie podgrzanej preformy. Ciśnienie jest wywierane w sposób mechaniczny za pomocą tłoka. Tłok prasujący może być częścią formy lub służyć jedynie do wtłaczania ciekłego metalu do wnęki formy. Dzięki wysokim wartościom stosowanych ciśnień, odlewy otrzymywane tą metodą, charakteryzują się dobrymi właściwościami użytkowymi i nie posiadają defektów strukturalnych [19]. Wybrane właściwości tłoków kompozytowych Dane, dotyczące właściwości tłoków kompozytowych, otrzymywanych w warunkach produkcyjnych (seryjnych) nie są w wystarczającej mierze naświetlone w literaturze specjalistycznej. Według danych pochodzących bezpośrednio od 39

producenta zagranicznego, preforma typu SAFFIL, wykonana na bazie tlenku glinu, nasycona stopem SAE339 (stop na bazie aluminium, zawierający 12Si; 2.25Cu; 1.0Mg; 1.0Ni), stopem AA332 (9.5Si; 3.0Cu; 1.0Mg; 1.0Zn) oraz stopem AC8B (9.0Si; 3.0Cu; 1.0Mg; 1.0Ni) metodami infiltracji ciśnieniowej, została przebadana pod kątem zmian szeregu właściwości. Współczynnik rozszerzalności cieplnej w przypadku pary AA332/20% obj. Al 2 O 3 zmalał z 24.5 dla czystego stopu do 18.9 µm/m K -1 dla kompozytu. Podobnie korzystne zmiany odnotowano dla wytrzymałości na rozciąganie, ściskanie, sztywności, odporności na zużycie, skłonności do pęknięć na gorąco, odporności na szoki cieplne i innych właściwości, również w podwyższonych temperaturach (tabela II.2). Przewodność cieplna warstwy kompozytowej zmniejszyła się o ok. 20%. Warto odnotować, że jej gęstość zbliżona jest do gęstości czystych stopów [59]. Tabela II.2 Wybrane właściwości stopu SAE339 i kompozytu na osnowie tego stopu Materiał, temperatura SAE339 SAE339+20% obj. Al 2 O 3 Właściwość 204 C 343 C 204 C 343 C Wytrzymałość zmęczeniowa (10 7 cykli) 106,0 40,5 120,0 67,8 Twardość [HRE] 77-90 58-72 103-110 95-97 Podobne badania przeprowadzono w firmie KOLBENSCHMIDT AG we współpracy z DIDIER-WERKE AG. Zbadano właściwości mechaniczne i fizyczne oraz odporność na szoki cieplne stopu AlSi12CuMgNi (KS1275) monolitycznego (odlanego grawitacyjnie i prasowanego w stanie ciekłym) oraz zbrojonego preformami z włókien krótkich na bazie tlenku glinu i węglika krzemu (porowatość wyjściowa preform 80%), otrzymanego metodą infiltracji ciśnieniowej (squeeze infiltration). Wyniki badań zestawione w tabeli II.3 potwierdzają tendencję poprawy właściwości stopu zbrojonego, którą stwierdzono również w przypadku wyżej opisanych badań. Tabela II.3 Właściwości mechaniczne i fizyczne stopu KS1275 [60] Właściwość Materiał KS1275 KS1275 + 20% Al 2 O 3 Wytrzymałość na rozciąganie, MPa 195 245 328 Granica plastyczności, MPa 185 225 289 Twardość Vickersa, HV 90 125 150 155 Rozszerzalność cieplna, % 155 100 Gęstość, g/cm 3 2,7 2,8 Moduł Younga, GPa 78 98 Badania odporności na szoki cieplne przeprowadzono poddając osiowosymetryczne próbki badanych materiałów zmiennym cyklom temperaturowym według założonego programu: I - nagrzewanie, II - chłodzenie na powietrzu, III - chłodzenie w wodzie, IV - suszenie na powietrzu w ciągu 60 s dla każdego cyklu (rys.ii.31). 40

600 Temperatura, [ C] 300 I II III IV 0 15 30 45 60 Czas, [s] Rys.II.31. Założony cykl temperaturowy badań odporności tworzyw na szoki cieplne. KOLBENSCHMIDT AG we współpracy z DIDIER-WERKE AG [61] Odporność na szoki cieplne oceniano na podstawie łącznej długości pęknięć, pojawiających się na powierzchni badanej próbki w zależności od ilości cykli temperaturowych (rys.ii.32). Badane materiały kompozytowe wykazały znacznie wyższą odporność na cykliczne zmiany temperatury w porównaniu z materiałami konwencjonalnymi, zwłaszcza krzepnącymi w warunkach grawitacyjnych (w kokili). Stwierdzono również niezwykle korzystny wpływ krzepnięcia pod ciśnieniem na odporność na szoki cieplne samego tworzywa monolitycznego o osnowie metalowej. 80 Łączna długość pęknięć, [mm] 70 60 50 40 30 20 10 odlewany grawitacyjnie prasowany w stanie ciekłym (SQ) zbrojony 20% SiC (SQ) zbrojony 20% Al2O3 (SQ) 0 0 1 2 3 4 5 6 7 8 Ilość cykli temperaturowych, x10 3 Rys.II.32. Wyniki badań odporności na szoki cieplne stopu AlSi12CuMgNi (KS 1275) monolitycznego i zbrojonego preformą na bazie tlenku glinu i węglikiem krzemu. Dane firmy KOLBENSCHMIDT AG we współpracy z DIDIER-WERKE AG [60] Obiecująco wyglądają także wyniki badań symulacyjnych przeprowadzonych na modelach numerycznych tłoków z preformami z Al 2 O 3 [62]. Badaniom poddano 41

modele tłoków polskich silników wysokoprężnych typu 4C90 i 1CA90 z wtryskiem bezpośrednim (komora spalania w denku tłoka) i pośrednim (dzielona komora spalania). Zastosowano dwa rodzaje ceramicznych preform zbrojących: preformę pierścieniową i preformę dyskową. Preformy obejmowały koronę tłoka w obszarze: - progu ogniowego, - do połowy pierwszego rowka pierścienia uszczelniającego, - cały pierwszy rowek pierścienia uszczelniającego, - dwa rowki pierścieni uszczelniających. Modyfikacji podlegało także położenie pierwszego rowka pierścieniowego - został przesunięty w stronę denka tłoka o 10 mm (mniejszy próg ogniowy). Modele do badań symulacyjnych pozwalały na określenie właściwości materiałowych. Obliczenia przeprowadzono metodą elementów skończonych, w wyniku których otrzymano temperatury naprężenia i odkształcenia tłoka pochodzące od uśrednionych w czasie obciążeń cieplnych i obciążeń mechanicznych (pochodzących od sił gazowych). W wyniku przeprowadzonych badań stwierdzono, że zastosowanie preform prowadzi do korzystnych zmian w rozkładzie obciążeń i odkształceń w tłoku. Zarejestrowano spadek temperatur w koronach badanych tłoków, zmniejszenie przemieszczeń punktów charakterystycznych tłoka o 10 25%, obniżenie stanu naprężeń (szczególnie w tłokach z preformami dyskowymi). Koszty zastosowania materiałów kompozytowych do produkcji tłoków Ostatnim, ale również niezmiernie istotnym czynnikiem jest koszt wytworzenia tłoków kompozytowych. Każde nowoczesne rozwiązanie, choćby zapewniało otrzymanie najwyższego poziomu uzyskiwanych właściwości, jeżeli będzie nieekonomiczne w produkcji seryjnej to pozostanie w stadium analiz i badań laboratoryjnych (z wyjątkiem zastosowań wojskowych i kosmicznych). To kryterium jest szczególnie istotne w przypadku przemysłu motoryzacyjnego, gdzie roczna produkcja wszystkich firm motoryzacyjnych na świecie wynosi ok. 35 mln pojazdów. Wskaźnik kosztów produkcji dla materiałów możliwych do zastosowania na tłoki kompozytowe wypada dobrze tzn. w przypadku zastosowania odpowiedniego rodzaju fazy zbrojącej wzrost kosztów materiału w stosunku do odlewu monolitycznego jest niewielki, szczególnie jeśli zostanie uwzględniony wzrost poziomu właściwości materiału kompozytowego. Przeprowadzono analizę kosztów otrzymywania materiałów na tłoki do silników spalinowych, w której uwzględniono zarówno tłoki monolityczne (stop LM13 - brytyjski odpowiednik stopu AK12) jak i zbrojone: dyspersyjnie, cząsteczkami węglika krzemu oraz lokalnie za pomocą preform, wykonanych z różnych materiałów ceramicznych: tlenku glinu (SAFFIL) i włókien glinokrzemianowych (tabela II.4) [63]. Na podstawie danych zawartych w tabeli można jednoznacznie stwierdzić, że koszt materiału tłoka zależy przede wszystkim od wybranego materiału fazy zbrojącej i od sposobu zbrojenia (lokalne czy dyspersyjne). Najkorzystniej cenowo wygląda wariant z zastosowaniem preformy z włókien glinokrzemianowych. Ale została tu rozpatrzona tylko część problemu. Po wykonaniu półfabrykatu tłoka należy go jeszcze obrobić np. na drodze obróbki wiórowej. W przypadku wprowadzania na rynek wyrobu z nowego materiału, którego parametry obróbki nie są jeszcze do końca poznane, należy liczyć się z możliwymi trudnościami, które można napotkać przy realizacji poszczególnych etapów procesu technologicznego. Ponadto należy wziąć pod uwagę fakt, że koszt przeprowadzenia dalszych etapów obróbki może być 42

na tyle wysoki, iż całość procesu stanie się nieopłacalna. Taka sytuacja ma miejsce w przypadku dyspersyjnego zbrojenia tłoka węglikiem krzemu - trudności z obróbką tego materiału powodują, że chętniej stosowane są droższe rozwiązania materiałowe np. preformy SAFFIL. Tabela II.4 Szacunkowa analiza techniczno-ekonomiczna kosztów materiałowych tłoków kompozytowych (poziom cen z lat dziewięćdziesiątych zeszłego stulecia) Wyszczególnienie Typ zbrojenia Stop LM13 (niezbrojony) Węglik krzemu (cząsteczki) Tlenek glinu (preforma SAFFIL) Preforma z włókien glinokrzemianowych Masa tłoka (kg) 1.000 1.030 1.007 0.996 Koszt osnowy (USD) 1.53 1.22 1.46 1.46 Zawartość zbrojenia,% obj. 0 20 25 25 Koszt zbrojenia, USD/kg 0 7.60* 45.70 7.60** Masa zbrojenia, kg 0 0.23 0.05 0.04 Koszt surowca przeznaczonego do zbrojenia osnowy 0 1.74 2.28 0.30 Ogólne koszty materiałowe, USD 1.53 2.96 3.74 1.76 Wzrost kosztów materiałowych (w stosunku do odlewu monolitycznego), % 0 93 144 15 * - uwzględniając koszty specjalnej obróbki powierzchniowej SiC w celu poprawy zwilżalności ** - łącznie z kosztami przemywania włókien i operacji usuwania śrutu (shots) Przy rozpatrywaniu silnika pod kątem jego parametrów użytkowych, a w nim tłoka jako jednej z głównych części odpowiedzialnych za osiągany poziom tych parametrów należy również wspomnieć o równie ważnej części silnika, współpracującej z tłokiem i współodpowiedzialnej za szeroko rozumianą sprawność silnika, jaką jest tuleja cylindrowa. W tym przypadku również poprzez zastosowanie na ten element metalowych materiałów kompozytowych o osnowie stopu aluminium można dążyć do osiągnięcia założonych celów modernizacji pojazdów samochodowych czyli zmniejszenia masy pojazdu jak również do uzyskania większej "żywotności" i ekologiczności silnika (rys.ii.33) [64]. a b Rys.II.33. Blok silnika z kompozytowymi tulejami cylindrowymi na bazie stopów aluminium: a. PORSCHE BOXSTER [65], b. TOYOTA [66] Zastępując tradycyjnie stosowany materiał na tuleje cylindrowe jakim jest żeliwo nowoczesnym materiałem kompozytowym można osiągnąć redukcję masy 43

całego pojazdu (średnio 3.0-4.5 kg). Ponadto rośnie sztywność i stabilność wymiarowa bloku silnika, poprawia się również przewodność cieplna i maleje tarcie. Wszystkie te zmiany prowadzą do ogólnej poprawy sprawności silnika, a więc osiągnięcia poprawy parametrów użytkowych silnika. W szeregu stosowanych dotychczas rozwiązań konstrukcyjno-materiałowych w blokach cylindrowych silników spalinowych gładź cylindra wykonywana jest wewnątrz tulei żeliwnych, osadzonych w odlewach cylindrów już w trakcie odlewniczych procesów kształtowania wyrobu. Przejście od tego typu odlewu bimetalowego do odlewu monolitycznego stało się możliwe dzięki zastosowaniu siluminów nadeutektycznych, których struktura - twarde kryształy krzemu pierwotnego w miękkiej osnowie aluminiowej - gwarantowała spełnienie wymagań w stosunku do ciernej pary pracującej tłok-cylinder. Dalszym krokiem w kierunku poprawy jakości było naniesienie na gładź cylindra aluminiowego warstwy złożonej z węglika krzemu i niklu. Optymalnym rozwiązaniem okazało się zastosowanie preform ceramicznych na bazie włókien krótkich z tlenku glinu, pośród których, na etapie wytwarzania preform, rozmieszczono ziarna krzemu odpowiedniej wielkości i kształtu (rys.ii.34). a. Rys.II.34. Kompozytowe tuleje cylindrowe samochodu PORSCHE BOXSTER (a) [67] oraz stosowane preformy i mikrostruktura gotowego materiału kompozytowego (b) [68] b. 44

Wystarczająca grubość warstwy kompozytowej wynosi 2 mm, a jej wysokie właściwości fizyko-mechaniczne i cieplne pozwalają na zmniejszenie odległości pomiędzy sąsiednimi gładziami do 5.5 mm (rys.ii.35). Rys.II.35. Przykład ilustrujący zalety zastosowanie kompozytu w tulejach cylindrowych (objaśnienia w tekście) [64]. Nowe rozwiązanie, w porównaniu do wartości 3 mm (grubość tulei) i 8 mm (odległość pomiędzy gładziami) odpowiednio dla żeliwnych tulei cylindrowych, w przypadku silnika dziesięciocylindrowego umożliwia zmniejszenie masy nawet o kilka kilogramów. Oprócz tego uszczelniające górne pierścienie tłoka mogą być przesunięte jak najbliżej głowicy cylindra w komorze spalania, a luzy w układzie tłok/cylinder znacznie zmniejszone. Pojawia się więc możliwość takiej zmiany konstrukcyjnej samej komory spalania, która zapewnia bezpieczną pracę silnika w wyższej temperaturze, a więc ze znacznymi oszczędnościami zużycia paliwa i mniejszą emisją ciepła na zewnątrz. Z drugiej strony, stosowanie tłoków kompozytowych, zbrojonych w strefie korony, ograniczającej komorę spalania, umożliwia zwiększenie stopnia sprężania, wzrost mocy silnika i pełniejsze spalanie, co stanowi ważki argument ekologiczny, dodatkowo przemawiający za celowością szerszego stosowania materiałów kompozytowych w wysokoobciążonych silnikach spalinowych. Honda stosuje tuleje cylindrowe (włókno cięte 12% Al 2 O 3, 9% grafitu), integralnie połączone z blokiem cylindrowym. Grubość warstwy ciernej została zredukowana do poziomu 2/3 w porównaniu ze stopem aluminium, stosowanym uprzednio, przy zachowaniu tej samej masy. Jednakże w porównaniu z wkładkami żeliwnymi, zmniejszenie masy wyniosło 50%. W istotny sposób poprawiono efektywność chłodzenia [69]. Kolejnym elementem związanym z tłokiem, który jest możliwy do wykonania z metalowych materiałów kompozytowych jest korbowód. Lżejsze korbowody pomagają zmniejszyć obciążenia wywołane siłami bezwładności w silniku, ponieważ wówczas masa pary korbowód/tłok, będąca w ruchu posuwisto-zwrotnym, nie 45

wymaga dużych mas wyrównoważających na wale korbowym. Stosowanie metalowych materiałów kompozytowych pozwala na bezpieczny wzrost prędkości posuwów, co prowadzi do efektywniejszego wykorzystania paliwa i uzyskania wyższych osiągów (mocy) silnika. Dodatkowa korzyść pojawia się w związku ze zmniejszeniem obciążeń wału korbowego i spadkiem strat, wynikających z procesów tarcia, a to z kolei przyczynia się do spadku zużycia paliwa i ogólnie lepszej pracy silnika. Krytyczna selekcja materiałowa winna być prowadzona w oparciu o wymagania dotyczące cykli zmęczeniowych w temperaturach 150-180 C, rozszerzalności cieplnej, modułów sprężystości i odporności na zużycie. Zainteresowanie wielu zakładów przemysłu samochodowego budzą przede wszystkim kompozyty na bazie aluminium, zbrojone w sposób nieciągły (dyspersyjny) ze względu na relatywnie niskie koszty i względnie prostą technologię ich wytwarzania w porównaniu z kompozytami zbrojonymi w sposób ciągły. Wysokie koszty ciągłego zbrojenia metalu spowodowały poszukiwania zamienników drogich włókien ceramicznych (węglowych czy włókien z tlenku glinu) (rys.ii.36). Honda rozpoczęła już produkcję korbowodów aluminiowych zbrojonych stalowymi włóknami ciągłymi [69]. Rys.II.36. Przykład zbrojenia kompozytowego korbowodu, otrzymywanego infiltracją ciśnieniową preformy z tlenku glinu stopem aluminiowym [64] Na podstawie literaturowej analizy stanu zagadnienia, z uwzględnieniem przesłanek technicznych i ekonomicznych można z dużą dozą pewności skonstatować, że tłoki kompozytowe już dzisiaj stanowią niezwykle atrakcyjne rozwiązanie materiałowe, zdolne do generacji nowoczesnych rozwiązań konstrukcyjnych w silnikach spalinowych, zwłaszcza pod względem sprawności i ekologiczności ich pracy w warunkach wysokich obciążeń. Jednakże nie do końca wiadomo, jaką strukturę w procesie technologicznym otrzymywania kompozytu należy uzyskać, aby spełniała ona wymagania niezbędne dla materiału, którego można użyć do produkcji tłoków do silników spalinowych. 46

III. II.4. CZĘŚĆ EKSPERYMENTALNA Materiały do badań Próbki do badań pobrano z odlanych w Instytucie Odlewnictwa w Krakowie tłoków lokalnie zbrojonych preformami (AK12/Al 2 O 3 ) i zbrojonych dyspersyjnie (w całej objętości). Za wzór przyjęto tłok do silnika wysokoprężnego rodziny CA90 (wersja 1CA90 i 4CA90). Jest to silnik o zapłonie samoczynnym, chłodzony wodą, przeznaczony do pracy ciągłej z pełnym obciążeniem, nie wymagający specjalnej obsługi. Posiada bezpośredni wtrysk paliwa, objętość cylindra 570 cm 3, przy 3000 obr/min, charakterystyka mocy N B sięga 10 KM (7,35 kw). W wersji jednocylindrowej powszechnie stosowany jest do napędu pomp, młynów, maszyn rolniczych, generatorów prądowych, betoniarek, kompresorów i traktorów. W wersji wielocylindrowej (np. 4CA90) może z powodzeniem stanowić jednostkę napędową do samochodu osobowego lub dostawczego. Wyboru tłoka (silnika) dokonano na podstawie przeprowadzonych konsultacji z potencjalnym wytwórcą odlewów nowej generacji, Wytwórnią Sprzętu Komunikacyjnego GORZYCE S.A. w Gorzycach k/sandomierza oraz przyszłym użytkownikiem wyrobów kompozytowych, Wytwórnią Silników Wysokoprężnych ANDORIA S.A. w Andrychowie, analizy użyteczności, szans wdrożeniowych i analizy marketingowej. Dla tłoków zbrojonych lokalnie przyjęto następujące warianty umiejscowienia preform zbrojących tłoka (rys.iii.37): - części korony tłoka - w postaci pierścienia - obejmującą próg ogniowy i całą strefę rowków pierścieniowych - typ A, - całej korony tłoka - w postaci krążka - obejmującą całe denko tłoka wraz z komorą spalania i całą strefę rowków pierścieniowych - typ B. Wariant A Wariant B Rys.III.37. Schemat lokalnego zbrojenia tłoka kompozytowego preformą ceramiczną pierścieniową - A i krążkową - B 47

Wybór kształtu preformy był między innymi podyktowany zamiarem wyeliminowania w przyszłości operacji umiejscawiania i zalewania według procesu ALFIN lub ALFER dotychczas stosowanej podpierścieniowej wkładki żeliwnej. Do wykonania tłoków metodą prasowania w stanie ciekłym wykorzystano znajdującą się na wyposażeniu Instytutu Odlewnictwa prasę hydrauliczną do tworzyw sztucznych typu PHM 160c o maksymalnej sile zwierania 160 ton (1.57 MN). Ponadto przyjęto następujące założenia do realizacji procesu wytworzenia tłoków kompozytowych: 1. Urządzenie musi umożliwiać wykonywanie tłoków monolitycznych i kompozytowych zbrojonych zarówno dyspersyjnie, w całej objętości, jak i lokalnie, preformami ceramicznymi, 2. Musi być zapewniona możliwość stosowania regulowanego pola cieplnego formy (poprzez układ grzewczy i chłodzący), umożliwiający wykorzystanie zasady krzepnięcia kierunkowego w stosunku do odlewu, 3. Forma do wykonania tłoków posiadać będzie poziomą płaszczyznę podziału. Wytypowano dwa sposoby mocowania preform: wykorzystujący tarcie (preforma osadzana na stosownym trzpieniu) oraz sposób z wykorzystaniem podciśnienia (na zasadzie przyssania preformy do kształtki grafitowej), dodatkowo gwarantujący ewakuację gazów z preformy przed frontem infiltracji. Na podstawie opracowanych założeń konstrukcyjnych wykonano pełną dokumentację konstrukcyjną formy do prasowania w stanie ciekłym wybranego tłoka kompozytowego. Przewidziano wykonanie formy w dwóch wariantach, różniących się rozwiązaniami konstrukcyjnymi dolnej części formy. Przeprowadzone wstępne próby prasowania tłoków wykazały konieczność wprowadzenia do istniejących rozwiązań konstrukcyjnych szeregu zmian, idących w kierunku zwiększenia ilości ciekłego metalu, znajdującego się we wnęce formy bezpośrednio przed wywarciem ciśnienia prasowania. Jak już wspomniano, zaistniała konieczność wprowadzenia znacznych zmian konstrukcyjnych, polegających głównie na wykonaniu nowej tulei dolnej części formy, umocowaniu jej w stosownej wkładce i doświadczalnym doborze odpowiedniej ilości ciekłego metalu w taki sposób, aby wysokość tłoka w każdym cyklu prasowania była jednakowa, niezależnie od typu stosowanej preformy (i jej objętości w znaczeniu porcji infiltrowanego metalu). Wykonywanie preform ceramicznych Preformy dwóch typów o porowatości ok. 80% i kształtach pokazanych na rys.iii.38, wykonano w Skawińskich Zakładach Materiałów Ogniotrwałych S.A. (aktualnie MORGAN Ltd). Skład chemiczny włókna krótkiego z Al 2 O 3 był następujący (według wytwórcy, % mas.): 96% Al 2 O 3, 4% SiO 2. Jako spoiwa użyto krzemionki koloidalnej w ilości 5%. Objętość włókien w preformie wyniosła 22±2% obj. Typowa wytrzymałość na zginanie preform wyniosła 0.5 MPa, zaś przewodność cieplna w kierunku równoległym do włókien 0.45 W/mK (w temperaturze 300 C), 0.42 (500 C), 0.39 (700 C) i 0.38 (900 C), zaś w kierunku prostopadłym odpowiednio 0.17 W/mK (300 C), 0.18 (500 C), 0.18 (700 C) i również 0.18 w temperaturze 900 C. Obrazy struktur preform pokazano na rys.iii.39. 48

a. 30 0,5 70 0,5 94,7-0,3 b. 30 0,5 94,7-0,3 Rys.III.38. Rysunki wykonawcze preform do lokalnego zbrojenia tłoka kompozytowego: a. preforma pierścieniowa, b. preforma krążkowa Rys.III.39. Obrazy struktur preform z Al 2 O 3 uzyskane metodą SEM. Prasowanie w stanie ciekłym tłoków kompozytowych Podczas wykonywania tłoków napotkano na następujące trudności, związane zarówno z elementem odlewanym (tłokiem) jak i samym stanowiskiem: 1. Dokładność wykonania preform o zadanych parametrach geometrycznostrukturalnych, odpowiadających wymaganemu poziomowi właściwości. Przed każdym cyklem prasowania każda preforma dopasowywana była indywidualnie, stąd też dodatkowo wykonano stosowne tuleje wzorcowe o identycznych kształtach, jak tuleje stosowane we wkładce formy do prasowania. Uwzględniano rozszerzalność cieplną materiału tulei i związane z tym różnice wymiarowe. 49

2. Niezawodność i prostota mocowania preform, zapewniająca niezmienność ich położenia w trakcie zalewania metalu, infiltracji ciśnieniowej i krzepnięcia całego odlewu pod ciśnieniem. Opracowano specjalne oprzyrządowanie, umożliwiające pewne lokowanie preform na dnie tulei celem zapobieżenia wypływaniu preform po zalaniu ich metalem. 3. Utrzymanie niezmiennych cieplno-siłowo-czasowych parametrów procesu. Spełnienie tego warunku znacznie wydłużało czas prowadzenie prób, stąd też niejednokrotnie otrzymanie kilku odlewów trwało do kilkunastu godzin. 4. Dokładność dozowania metalu, zapewniająca otrzymywanie geometrii tłoka w zadanych tolerancjach wymiarowych. Opracowano stosowne łyżki dozujące, indywidualnie dopasowane do każdego typu preform. Parametry i opis procesu technologicznego Przed rozpoczęciem prób technologicznych przeprowadzono adaptację stanowiska do prasowania w stanie ciekłym, polegającą na dostosowaniu istniejącego oprzyrządowania do wykonywania tłoków według założonej konfiguracji zbrojenia. Infiltrację ciśnieniową preform (wstępnie podgrzanych do 700 C z szybkością max. 300 C/h) stopem AK12 (z temperatury 730 C) wraz z krzepnięciem całego odlewu prowadzono pod docelowym ciśnieniem 230 MPa w czasie całkowitym 45 s przy temperaturze formy 190/220 C (góra/dół). Robocze powierzchnie formy do prasowania pokrywano wodnym roztworem koloidalnego grafitu (HYDROKOLLAG). Założono tempo narastania ciśnienia w granicach 5-10 MPa/s przez wstępny okres nasączania preformy (do 10 s). Pełny cykl procesu wyglądał następująco: po naniesieniu pokrycia ochronnooddzielającego we wnęce formy umieszczano preformę, zalewano formę dokładnie dozowaną ilością ciekłego stopu, zwierano obie części formy, uwzględniając specyfikę infiltracji, a po skrzepnięciu odlewu pod ciśnieniem usuwano gotowy odlew kompozytowy z formy. Kolejne etapy realizacji procesu prasowania w stanie ciekłym tłoków i fotografie stanowisk, na których wykonywano poszczególne etapy przedstawiono na rys.iii.40 III.44. Rys.III.40. Podgrzewanie preform przed umieszczeniem ich we wnęce formy na prasie. 50

Rys.III.41. Umieszczanie rozgrzanej preformy we wnęce formy. Rys.III.42.Zalewanie wnęki formy z ustawioną preformą ciekłym kompozytem 51

Rys.III.43. Infiltracja preformy i krzepnięcie kompozytu pod ciśnieniem Rys.III.44. Usunięcie gotowego tłoka kompozytowego z formy. 52

Wykorzystując opracowaną formę do prasowania wykonano również odlewy tłoków zbrojonych dyspersyjnie grafitem (AK12/grafit), węglikiem krzemu (AlSi7Mg/20 obj. % SiC - F3S.20S) oraz cząsteczkami popiołu lotnego (ang. fly ash) (AK12/fly ash - ALFA ). Do wytworzenia zawiesiny metal-ceramika wykorzystano stanowisko, które przedstawiono na rys.iii.45. Pozwala ono na realizację metody mieszania mechanicznego (vortex) w skali pół-technicznej. Do stopu AK12 (AlSi12CuNiMg) w temperaturze 730 C wprowadzano grafit niklowany (60% wag. Ni) w ilości 5.7% wag., ujednorodniano otrzymaną zawiesinę a następnie przenoszono do wnęki formy do prasowania, gdzie wywierano ciśnienie 220 MPa (pozostałe parametry procesu jak w przypadku tłoków zbrojonych lokalnie). Dany materiał umownie oznaczono jako AK12/grafit. Podobnie wytwarzano tłoki kompozytowe zawierające węglik krzemu (stop AlSi9, zawierający 21,9 obj.% cząsteczek SiC o nominalnym rozmiarze 20 µm, otrzymany w postaci gąsek w firmie DURALCAN i oznaczony jako F3S.20S) oraz popiół lotny (stop AK12 zawierający 5,8 i 10,36 wag.% cząsteczek w postaci mikrogranulek i mikrosfer, oznaczony jako ALFA ). Wstosunku do kompozytów na bazie stopu AK12 Zastosowano obróbkę cieplną (T6), polegającą na przesycaniu (515 C, 6 h, chłodzenie w gorącej wodzie) i starzeniu (170 C, 16 h). Kompozyt F3S.20S przesycano w temperaturze 537 C, chłodzono w zimnej wodzie i starzono w temperaturze 154 C w ciągu 5 h. Rys.III.45.Urządzenie do wytwarzania i ujednorodniania kompozytów zbrojonych dyspersyjnie w atmosferze gazów obojętnych Próbki do badań z tłoków zbrojonych lokalnie pobierano w dwóch kierunkach: równoległym (oznaczony jako "pion") i prostopadłym (oznaczany jako "poziomym") do kierunku ruchu stempla prasującego, w celu stwierdzenia, czy, a jeśli tak to w jaki sposób następuje ukierunkowanie włókien fazy zbrojącej podczas procesu 53

prasowania w stanie ciekłym oraz jaki to ma wpływ na poziom uzyskiwanych właściwości. Schemat miejsc i kierunków pobierania próbek do badań przedstawiono na rys. III.46, natomiast na rys.iii.47 pokazano fotografię wytworzonego tłoka zbrojonego lokalnie preformą z zaznaczeniem miejsc i kierunków pobierania próbek do badań. Kierunek ruchu stempla prasującego "pion" (pozycja pionowa pobrania próbki) "poziom" (pozycja pozioma pobrania próbki) Część monolityczna tłoka Część zbrojona tłoka Rys.III.46. Schemat przedstawiający sposób pobierania próbek do badań z tłoków prasowanych w stanie ciekłym z interpretacją określeń "pion" i "poziom". Kierunek ruchu stempla prasującego Rys.III.47. Miejsca i kierunki pobierania próbek do badań Kompleksowym badaniom poddano tłok zbrojony lokalnie. Badania pozostałych kompozytów miały z założenia charakter uzupełniający i weryfikujący. Na rys.iii.48 III.50 przedstawiono otrzymywane sposobem prasowania w stanie ciekłym niektóre odlewy tłoków, zbrojone lokalnie według wariantu A i B oraz jeden z tłoków zbrojonych dyspersyjnie. Otrzymane tłoki zbrojone dyspersyjnie poddano badaniom strukturalnym i wstępnym badaniom właściwości fizykomechanicznych. Wstępna makroskopowa ocena jednorodności rozkładu fazy zbrojącej w odlewie tłoka zbrojonego dyspersyjnie dała wynik zadowalający (rys. III.50). 54

Rys.III.48. Tłok kompozytowy z rodziny CA90 zbrojony lokalnie według wariantu A (po wstępnej obróbce skrawaniem). Rys.III.49. Tłok kompozytowy z rodziny CA90 zbrojony lokalnie według wariantu B (po wstępnej obróbce skrawaniem) 55

Rys.III.50. Wygląd zewnętrzny obrobionej (oskórowanej) bocznej powierzchni tłoka kompozytowego AK12/5.7% grafitu niklowanego, ilustrujący równomierny rozkład fazy zbrojącej w skali makro- II.4. III.1. Właściwości fizyczne Gęstość Gęstość określano metodą ważenia na powietrzu i w wodzie destylowanej, wykorzystując elektroniczną wagę Giberlini (Włochy) z oprzyrządowaniem. Zakres pomiarowy wagi wynosi 240 g, dokładność 0.001 g. Wartość gęstości d obliczano według wzoru: m p d (III.1) m m p W gdzie: m p - masa próbki badanego materiału na powietrzu m w - masa próbki badanego materiału w wodzie destylowanej, zakładając stałą temperaturę wody destylowanej i otoczenia. Wyniki pomiarów przedstawiono w tabeli III.6. 56

Wyniki badań pomiarów gęstości badanych materiałów Tabela III.6 Materiał Gęstość Stop AK12 bez obróbki cieplnej 2,7117 Stop AK12 po obróbce cieplnej 2,7065 Kompozyt AK12/Al 2 O 3 bez obróbki cieplnej 2,8412 Kompozyt AK12/Al 2 O 3 po obróbce cieplnej 2,8373 Kompozyt AK12/grafit bez obróbki cieplnej 2,7212 Wyniki zestawione w tabeli III.6 uwidaczniają co następuje: 1. Gęstość badanego materiału kompozytowego AK12/Al 2 O 3 jest większa niż stopu monolitycznego AK12, zarówno bez obróbki jak i po obróbce cieplnej. Różnica ta wynosi ok. 5% co może sugerować, że masa tłoka kompozytowego wzrośnie. Jeżeli jednak uwzględnimy następujące aspekty: - zbrojona jest tylko część tłoka (preforma pierścieniowa lub krążkowa), - zastosowanie materiału kompozytowego pozwoli na wyeliminowanie wkładek podpierścieniowych żeliwnych, wkładki umacniającej krawędź komory spalania, oraz stalowego pierścienia ograniczającego rozszerzalność cieplną tłoka, - podwyższone właściwości wytrzymałościowe materiału kompozytowego w stosunku do materiału monolitycznego pozwolą na zmniejszenie wymiarów tłoka, w wyniku otrzymamy tłok o znacznie mniejszej masie niż tłok wykonany technologią konwencjonalną z tradycyjnego materiału. 2. Gęstość kompozytu AK12/grafit jest wyższa od gęstości stopu AK12 (niezbrojonego), co jest spowodowane wzrostem zawartości niklu w osnowie, pochodzącego od warstwy pokrywającej grafit. III.2. Przewodność elektryczna Przewodność elektryczna jest istotnym parametrem w ocenie jednorodności struktury kompozytu (rozmieszczenia fazy zbrojącej) w skali makro. Ceramiczna faza zbrojąca ma bardzo niską przewodność elektryczną wobec czego jakiekolwiek skupiska lub rzadzizny tej fazy są natychmiast identyfikowane jako obszary o niższej lub wyższej przewodności elektrycznej niż pozostały materiał. Ten sposób sprawdzania rozmieszczenia fazy zbrojącej jest również niezmiernie korzystny z uwagi na fakt, że badania przewodności elektrycznej są badaniami nieniszczącymi a wobec tego można zastosować ten sposób kontroli do sprawdzania gotowych części wytworzonych z materiałów kompozytowych. Przewodność elektryczną mierzono metodą prądów wirowych (Foucault) za pomocą urządzenia SIGMATEST 2.067 firmy Dr Förster (Niemcy). Badania wykonano na przekroju osiowym tłoka. Rozkład zmierzonej przewodności elektrycznej na przekroju tłoka dla poszczególnych materiałów przedstawiono na rys.iii.51. 57

Dodatkowo wykonano badania na próbkach o wymiarach 10x10x55 mm, przygotowanych do badań udarności. Wyniki przedstawiono w tabeli 7. Niewielki rozrzut wartości przewodności elektrycznej w przekrojach badanych odlewów tłoków świadczy zarówno o wysokim stopniu jednorodności strukturalnej i chemicznej (zwłaszcza materiał AK12), jak i równomiernym rozkładzie fazy zbrojącej. Każdy z badanych materiałów kompozytowych wykazał mniejszą przewodność elektryczną niż stop AK12 w relacji do rodzaju i zawartości fazy zbrojącej. Najmniejsze wartości przewodności elektrycznej stwierdzono dla kompozytu zbrojonego preformą z włókien Al 2 O 3, zawierającego największy udział zbrojenia z rozpatrywanych materiałów. W porównaniu do kompozytu F3S.20S, zawierającego zbliżoną zawartość fazy zbrojącej, kompozyt AK12/Al 2 O 3 wykazuje mniejszą przewodność, co jest pochodną niższej przewodności elektrycznej włókien z tlenku glinu w porównaniu z przewodnością cząsteczek węglika krzemu. 16.8 16.8 11.8 11.8 17.0 17.0 12.1 12.2 16.8 17.2 12.1 12.0 17.0 16.8 12.0 11.9 17.2 17.0 12.0 12.2 Stop AK12 F3S.20S 15.6 15.6 13.0 13.0 16.2 16.2 12.9 13.3 15.8 15.8 13.1 12.9 15.6 15.8 13.2 13.2 15.8 15.8 13.0 13.1 ALFA AK12/grafit Rys.III.51. Przewodność elektryczna (ms/m), zmierzona dla poszczególnych materiałów. Wszystkie materiały w stanie lanym Tabela III.7 Wyniki pomiarów przewodności elektrycznej badanych materiałów, wykonanych na próbkach do badań udarności Materiał Przewodność elektryczna, ms/m Stop AK12 bez obróbki cieplnej 15,1 Stop AK12 po obróbce cieplnej 16,4 Kompozyt AK12/Al 2 O 3 bez obróbki cieplnej 9,2 Kompozyt AK12/Al 2 O 3 po obróbce cieplnej 9,7 58

III.3. Rozszerzalność cieplna Jedną z podstawowych a zarazem istotnych, z punktu widzenia końcowego kształtowania określonych właściwości tworzyw metalowych, w tym kompozytów, jest ich rozszerzalność cieplna. Przedmioty metalowe oraz ciekłe metale i stopy zwiększają przeważnie swoją objętość wraz ze wzrostem temperatury. Przy wzroście temperatury o 1 C za miarę rozszerzalności cieplnej przyjmuje się dwie podstawowe wielkości [71]: - liniowy współczynnik rozszerzalności cieplnej L, - objętościowy współczynnik rozszerzalności cieplnej V ( V L ). Z uwagi na fakt, że wartość współczynników rozszerzalności cieplnej zależy istotnie od temperatury stąd podaje się ich wartości średnie dla określonych przedziałów temperatury. W przypadku pełnej rozpuszczalności w stanie ciekłym rozszerzalność cieplna stopu zmienia się w zależności od udziału poszczególnych jego składników w sposób ciągły natomiast przy rozpuszczalności ograniczonej zmiany współczynnika rozszerzalności cieplnej są bardziej złożone. Zmiany rozszerzalności powodują m.in. zmiany masy i objętości właściwej, przy czym są one największe w czasie topnienia oraz w stanie stałym (rys.iii.52). Rys.III.52. Zmiany objętości właściwej metalu: I - w stanie stałym, II - podczas topnienia, III - w stanie ciekłym [72] Przez wprowadzenie pojęcia współczynnika rozszerzalności cieplnej w temperaturze topnienia Lt uzyskuje się zależność: Lt T t = 0,03±0,00 (III.2) ważną dla metali izotropowych. Całkowite "rozszerzenie cieplne" uzyskuje się przez całkowanie w przedziale od zera bezwzględnego aż do temperatury topnienia i wynosi ono dla metali izotropowych (np. o strukturze krystalicznej A1, A2, A3): 2,3±0,3. Wszystkie metale o skomplikowanej budowie komórek elementarnych, o wiązaniach kowalencyjnych lub niskiej koordynacji, znacznie wcześniej uzyskują tę wartość graniczną. Największe możliwe wydłużenie cieplne związków czysto metalicznych wynosi około 2%. 59

W przypadku metali o strukturze diamentu (C, Si, Ge) uzyskano zależność: Lt T t = 0,005±0,002 (III.3) a w przypadku metali ziem rzadkich (np. La czy Ce) istnieją dalsze odstępstwa od zależności typowych dla metali izotropowych [73]. Diament, krzem i krzemionka (SiO 2 ) mają wiązania kowalencyjne o małym stopniu nieharmoniczności (tzn. są one prawie liniowosprężyste nawet przy dużych odkształceniach) i stanowi to przyczynę ich małych współczynników cieplnej rozszerzalności liniowej [74]. Przy analizie przewodności cieplnej i współczynnika rozszerzalności cieplnej różnych materiałów (rys.iii.53) okazuje się, że diament jest materiałem najlepiej przewodzącym ciepło, przy współczynniku rozszerzalności cieplnej porównywalnym ze szkłami i ceramiką szklaną, ceramiką porowatą oraz drewnem. Rys.III.53. Współczynnik liniowej rozszerzalności cieplnej i przewodność cieplna różnych materiałów [75] Polimery i pianki mają najmniejszą przewodność cieplną, przy największym współczynniku rozszerzalności cieplnej, 10-krotnie większym niż metale i ich stopy oraz 100-krotnie większym niż materiały ceramiczne. Kompozyty o osnowie polimerowej wykazują małą wartość współczynnika rozszerzalności cieplnej, ponieważ włókna wzmacniające, a zwłaszcza węglowe, rozszerzają się bardzo nieznacznie. Stopy metali należą przy tym do najlepiej przewodzących ciepło, podobnie jak ceramika inżynierska [75]. Częstym problemem spotykanym w praktyce inżynierskiej jest potrzeba uzyskiwania wysokiej odporności na szoki cieplne. Ceramika wysokotemperaturowa 60

na przykład może być zastosowana w tak szokowo zmiennych warunkach jakie panują w silniku spalinowym. Jednym ze sposobów pomiaru odporności na szoki cieplne jest wrzucanie do zimnej wody próbek ceramicznych nagrzewanych do coraz wyższej temperatury. Wówczas miarą tej odporności jest maksymalna różnica temperatur T [K], jaką próbka wytrzymuje. Dla większości nowoczesnych ceramik konstrukcyjnych wartość liniowego współczynnika rozszerzalności cieplnej jest mała natomiast wytrzymałość na rozciąganie (R m ) duża, mogą więc one być gwałtownie chłodzone nawet o kilkaset stopni bez obawy ich pęknięcia [76] a dopuszczalny spadek temperatury wyznacza się ze wzoru: E L T = R m gdzie: E - moduł sprężystości Younga, L - liniowy współczynnik rozszerzalności cieplnej T - dopuszczalna różnica temperatur R m - wytrzymałość na rozciąganie. (III.4) Z przytoczonych danych wynika jak istotne znaczenie w osiąganiu końcowych właściwości użytkowych przypisuje się liniowemu współczynnikowi rozszerzalności cieplnej. Jako, że w motoryzacji coraz powszechniejsze staje się zastosowanie materiałów kompozytowych stąd szczególną uwagę w badaniach poświęca się tej właśnie grupie materiałowej. I tak na przykład przeprowadzono badania współczynnika rozszerzalności cieplnej dla materiałów kompozytowych [77, 78,79], które doprowadziły do określenia szeregu współczynników takich jak: współczynnik sprężystości objętościowej zarówno metalu osnowy jak i zbrojenia [77], udział objętościowy osnowy i zbrojenia [77, 78, 79], wielkość cząsteczek fazy zbrojącej [78], morfologii fazy zbrojącej [77], ukierunkowania fazy zbrojącej [79], mających wpływ na właściwości fizyczne kompozytów. Dla kompozytów o osnowie stopów aluminium zaproponowano szereg modeli wyznaczania współczynnika rozszerzalności cieplnej. Modele te zawierają elementy modelu Kernera [80], modelu Turnera [81] i modelu Schapere'go [82]. Model Kernera obliczania współczynnika rozszerzalności cieplnej kompozytów zakłada, że kompozyty mają budowę izotropową i zawierają dwie elastyczne fazy. W takim przypadku współczynnik rozszerzalności cieplnej można obliczać w następujący sposób [77, 83]: c K K 4G m c r m r Vr V r r Vm m (III.5) K c 4G m 3K r gdzie: V - udział objętościowy poszczególnych frakcji; K - współczynnik sprężystości objętościowej; G m - współczynnik odporności na ścinanie materiału osnowy. Wyróżnik "r" oznacza fazę zbrojącą, natomiast wyróżnik "m" osnowę. Współczynnik odporności na ścinanie materiału osnowy G m można określić następującym wzorem [77, 83]: 61

G m E 2 1 m (III.6) m gdzie: ν m - współczynnik Poissona. Dla materiałów izotropowych współczynnik sprężystości objętościowej K jest związany z modułem Younga E następującą zależnością [77,83]: K r m E r m (III.7) 3 1 2 gdzie: ν - współczynnik Poissona. K c jest współczynnikiem sprężystości objętościowej obu faz należących do materiału kompozytowego, który został podany przez Hashina i innych w następującej postaci [77, 83]: r m K c VmK m 3K 4G m m r r III.8) Vm Vr 3K m 4G m Vr K r 3K 4G 3K r 4G r Innym modelem często używanym do określania współczynnika rozszerzalności cieplnej jest model Turnera. Zakłada on jednorodne naprężenia w materiale kompozytowym. Rozszerzalność α c obu składników kompozytu wywodzi się z założenia, że istnieje równowaga w średnim wewnętrznym układzie naprężeń w kompozycie. Rozszerzalność można obliczyć z następującej zależności [77, 83]: V K V K r r r m m m c (III.9) Vr K r VmK m Balch i inni [77] wykorzystali analizę elementów skończonych w celu określenia wpływu porowatości, pęknięć i zbrojenia w dwu wymiarowej analizie kompozytów z mikrosferami SiC. Stwierdzili oni, że obecność porowatości czy pęknięć może istotnie zmieniać współczynnik rozszerzalności cieplnej cząstek zbrojenia kompozytu o osnowie metalowej, odpowiednio do plastycznych odkształceń osnowy metalowej przy powierzchniach porowatości podczas cykli nagrzewania i chłodzenia. Dlatego, jeśli kompozyt charakteryzuje się dużą porowatością, średni współczynnik rozszerzalności cieplnej może być istotnie zredukowany. Zjawisko to jest bardzo ważne z uwagi na wyjaśnienie małych wartości współczynnika rozszerzalności cieplnej kompozytów o osnowie metalowej. Xu i inni [78], łączą wielkość cząstek ze zmianami wartości współczynnika rozszerzalności cieplnej kompozytów. Ten wpływ jest cechą deformacji sieci krystalicznej w przestrzeni międzyfazowej. Autorzy pracy stwierdzili, że średni współczynnik rozszerzalności cieplnej zmniejsza się wraz ze wzrostem wielkości cząstek i zmodyfikowali opis modelu mieszanego poprzez dołączenie członu opisującego przestrzeń międzyfazową, α i V i, jak pokazano w ponizszym równaniu [78]: 62

V V V (III.10) c r r m m i i gdzie: α c - współczynnik rozszerzalności cieplnej kompozytu, α r - współczynnik rozszerzalności cieplnej fazy zbrojącej, α i - współczynnik rozszerzalności cieplnej przestrzeni międzyfazowej, V m - udział objętościowy osnowy, V i - udział objętościowy przestrzeni międzyfazowej (V r +V m +V i =1). Badania współczynnika rozszerzalności cieplnej przeprowadzono na dylatometrze LINESIS L75 (powiększenie dylatometru - 1000x) połączonym ze stacją zbierania danych Linesis Data Acquisition System L8500. Zakres temperatur podczas badania - od 25 C do 500 C, szybkość nagrzewania - 5 K/min, atmosfera ochronna - argon. Badania wykonano na próbkach o wymiarach: średnica 3 mm, długość 30 mm, pobranych z tłoków zbrojonych lokalnie preformą z Al 2 O 3. Badania dylatometryczne wykonano zgodnie z normą PN-68/H-04500 [84]. Wyniki badań przedstawiono w tabeli III.8 i na rys. III.54 i III.55. Tabela III.8 Wyniki badań rozszerzalności cieplnej [µm/m K] Temp. [ C] AK12, bez OC, pion AK12/Al 2 O 3, po OC, poziom (T0-T)*10 6 (T1-T2)*10 6 AK12/Al 2 O 3, po OC, pion AK12, po OC, pion AK12/Al 2 O 3, bez OC, poziom AK12/Al 2 O 3, bez OC, pion (T0-T)*10 6 (T1-T2)*10 6 (T0-T)*10 6 (T1-T2)*10 6 (T0-T)*10 6 (T1-T2)*10 6 (T0-T)*10 6 (T1-T2)*10 6 (T0-T)*10 6 (T1-T2)*10 6 0 25 50 20,1 16,1 17,2 20,9 14,7 17,1 100 20,1 16,1 17,2 20,9 14,7 17,1 150 22,6 17,3 18,6 22,3 15,8 18,8 200 21,5 16,8 18,0 21,7 15,3 18,1 250 28,8 19,4 21,1 23,9 14,6 26,2 300 24,2 17,7 19,1 22,5 15,1 21,0 350 32,8 16,7 23,4 25,7 9,9 35,5 400 26,5 17,5 20,3 23,4 13,7 24,9 450 23,2 10,3 34,4 21,0 4,4 33,0 500 25,8 15,9 23,3 22,9 11,7 26,6 W stosunku do nieumocnionego stopu AK12 wprowadzenie włókien Al 2 O 3 w ilości 22 obj.% powoduje spadek wartości współczynnika α, nawet do poziomu 15 µm/mk. W zakresie 25-300 C (350 C) obserwuje się zwiększenie wartości współczynników liniowej rozszerzalności cieplnej w zakresie od temperatury początkowej do temperatury badań (rys.iii.54), po czym następuje ich spadek (dla stopu AK12, po obróbce cieplnej, kompozytu AK12/Al 2 O 3 pobranego z pozycji poziomej) lub dalszy wzrost (dla kompozytu AK12/Al 2 O 3 bez obróbki cieplnej pobranego z pozycji pionowej, zarówno po obróbce cieplnej, jak i w stanie lanym). Stwierdzona zależność uwidacznia się jeszcze wyraźniej w przypadku zależności od temperatury współczynnika α odniesionego do badanych zakresów pomiarowych T i -T i+1 (rys.iii.55) (oprócz kompozytu AK12/Al 2 O 3 pobranego z pozycji pionowej). 63

Współczynnik rozszerzalności cieplnej [µm/m K] 30,0 25,0 20,0 15,0 10,0 5,0 0,0 AK12, OC, pion AK12, pion AK12/Al2O3, pion AK12/Al2O3, OC, pion AK12/Al2O3, OC, poziom AK12/Al2O3, poziom 100 200 300 400 500 Temperatura [ C] Rys.III.54.Zmiana liniowego współczynnika rozszerzalności cieplnej badanych materiałów w zakresie od temperatury pokojowej (T 0 ) do temperatury badań (T) wraz z temperaturą Współczynnik rozszerzalności cieplnej [µm/m K] 40,0 35,0 30,0 25,0 20,0 15,0 10,0 5,0 0,0 AK12, pion AK12, OC, pion AK12/Al2O3, pion AK12/Al2O3, OC, pion AK12/Al2O3, OC, poziom AK12/Al2O3, poziom 50 150 250 350 450 Temperatura [ C] Rys.III.55. Zmiana umownego współczynnika rozszerzalności cieplnej badanych materiałów w określonych zakresach pomiarowych (T i - T i+1 ) wraz z temperaturą W wyższych temperaturach badań (wyższych zakresach pomiarowych) następuje zbliżenie wartości współczynnika α kompozytu AK12/Al 2 O 3 do wartości nieumocnionego stopu AK12, ale odnosi się to głównie do próbek kompozytowych pobranych z pozycji pionowej. W relatywnie niskich temperaturach rozszerzalność kompozytu determinowana jest specyfiką osnowy, której udział objętościowy dominuje (ok. 80% obj.), co limituje wpływ włókien ceramiki na rozszerzalność kompozytu jako całości. W miarę wzrostu temperatury wydłużenie próbek jest w większym stopniu limitowane włóknami ceramicznymi. Powyżej zakresu temperatury 250 C-350 C dominantą procesu rozszerzalności jest preforma 64

ceramiczna, stanowiąca swoisty szkielet powstrzymujący osnowę przed wzrostem wymiarów liniowych, zwłaszcza, że w podwyższonej temperaturze stop osnowy jest podatniejszy na odkształcenia plastyczne. Stąd też w zakresie wyższych temperatur obserwuje się dość gwałtowne obniżenie współczynnika rozszerzalności cieplnej. Jest to zauważalne zwłaszcza w przypadku kompozytu Al/Al 2 O 3 pobranego z pozycji poziomej zarówno po obróbce cieplnej, jak i w stanie lanym (por. dolne krzywe na rys. 55 i 56). Otrzymane dane mogą wynikać ze specyfiki anizotropowej właściwości samej preformy, sygnalizowanej uprzednio, ale sugerują także zachodzenie zjawiska ukierunkowania włókien fazy zbrojącej preformy w trakcie infiltracji ciśnieniowej względem pozycji poziomej, czyli prostopadłej do kierunku ruchu stempla prasującego. Zjawisko to prowadzi do swoistej anizotropii rozszerzalności cieplnej kompozytu. Większy udział włókien o preferencji zgodnej z kierunkiem dylatacji termicznej wyznacza zarówno mniejsze wartości początkowe współczynnika α, jak i jego mniejsze zmiany z funkcji temperatury. Powyższą konkluzję zilustrowano schematycznie na rys.iii.56. Można więc oczekiwać mniejszych zmian wymiarowych zbrojonej strefy tłoka kompozytowego względem średnicy tulei cylindrowej niż w kierunku równoległym do posuwu tłoka. Tak korzystne zmiany wymiarowe materiału kompozytowego powinny mieć istotne znaczenie dla zmniejszenia luzów w układzie tłok/tuleja cylindrowa, a więc poprawy eksploatacyjnych charakterystyk silnika z tłokiem kompozytowym. y zmiana wymiarów wskutek rozszerzalności cieplnej Kierunek ruchu stempla prasującego Strefa niezbrojona x 1 x 2 y 1 y 2 x Strefa zbrojona Stop niezbrojony AK12 Kompozyt AK12/Al2O3 x 1 =y 1 >y 2 >x 2 Rys.III.56. Schemat ilustrujący zmiany wymiarowe niezbrojonej (monolitycznej) i zbrojonej strefy tłoka kompozytowego, świadczące o anizotropii kompozytu AK12/Al 2 O 3. Zgodnie z [85] liniowy współczynnik rozszerzalności cieplnej preformy wykonanej z tlenku glinu (typ Saffil δ-al 2 O 3 ) wynosi 7µm/m K. Zgodnie z zasadą mieszania dla kompozytu AK12/Al 2 O 3, zawierającego 22% obj. Al 2 O 3 otrzymujemy: AK12 / 22Al 0,78 AK12 0,22 Al2 3 2O3 O 0,78 20,1 0,22 7,0 17,2 µm/m K 65

co jest wartością lokującą się w przedziałach otrzymywanych wartości eksperymentalnych. Najmniejsze wartości współczynnika α, otrzymane dla kompozytu AK12/Al 2 O 3 pobranego z pozycji poziomej wynoszące 14.7 i 16.1 (por. tab. III.8), mniejsze od wartości teoretycznej, świadczą na korzyść hipotezy o wzroście wpływu włókien preformy w kierunku prostopadłym do kierunku ruchu stempla prasującego, a więc anizotropii rozszerzalności cieplnej kompozytu AK12/Al 2 O 3. III.4. Przewodność cieplna Przewodność cieplna jest jedną z istotnych właściwości wpływających na procesy wymiany cieplnej tłoka w trakcie jego oddziaływania z otoczeniem. W związku z zaistniałymi trudnościami eksperymentalnymi, związanymi z doświadczalnym wyznaczeniem danej charakterystyki, w niniejszej pracy podjęto próbę oszacowania przewodności cieplnej kompozytu AK12/Al 2 O 3 wykorzystując zasadę mieszania według poniższego wzoru: AK12 / Al V V 2O3 AK12 AK12 Al2O3 Al2O3 gdzie: AK 12, Al 2 O - przewodności cieplne odpowiednio stopu AK12 i tlenku glinu, 3 V, V - udziały objętościowe odpowiednio osnowy i fazy zbrojącej. AK12 Al 2 O 3 Uwzględniając dane, przytoczone w rozdz. II.1 oraz przyjmując wartość przewodności cieplnej stopu AK12 wynoszącą 170.0 W/m K (w 300 C) otrzymujemy następujące wartości dla kompozytu na osnowie AK12, zawierającego 22% obj. włókien Al 2 O 3 : - w kierunku poziomym: AK12 / Al 2 O 3 =170 0,78+0,45 0,22=132,7 W/m K - w kierunku pionowym: AK12 / Al 2 O =170 0,78+0,17 0,22=132,6 W/m K 3 Zgodnie z oczekiwaniami obie wartości różnią się nieznacznie, albowiem przewodność cieplna kompozytu AK12/Al 2 O 3 zdecydowanie zależy od charakterystyk cieplnych osnowy, względem których przewodność cieplna preformy jest mniejsza o 3 rzędy wielkości. W danym przypadku można mówić praktycznie o izotropii przewodności cieplnej kompozytu. II.4. Odporność na szoki cieplne 1 Opis stanowiska badawczego Testy odporności materiałów tłoka (monolitycznych i kompozytowych) przeprowadzono na prototypowym, w pełni zautomatyzowanym urządzeniu, które opracowano i wykonano w Instytucie Odlewnictwa w Krakowie. Urządzenie składa się z następujących segmentów: 1 W opracowaniu danego rozdziału brali udział: mgr inż. Paweł Darłak z Instytutu Odlewnictwa w Krakowie, dr inż. Zenon Sławiński z Politechniki Lubelskiej oraz prof. Rajiv Asthana z University of Wisconsin Stout, USA. 66

Sterownik-rejestrator Segment sterujący (rys.iii.57, III.58), zbudowany na układzie mikroprocesorowym, nadzoruje prawidłową pracę urządzenia. Złącze szeregowe typu RS 232 Panel sterowania Wyłącznik główny Notebook Rys.III.57. Widok elementów regulacyjno-sterujących stanowiska do badania odporności materiałów na szoki cieplne. Wyświetlacz cyfrowy Wskaźniki napięcia i prądu Przyciski sterujące Wyłączniki awaryjne Rys.III.58. Widok elementów regulacyjno-sterujących stanowiska do badania odporności materiałów na szoki cieplne. Układ ten umożliwia dowolne zaprogramowanie kryteriów czasowotemperaturowych dla każdej z czterech faz cyklu. Wprowadzanie programu odbywa się za pomocą przycisków umieszczonych w panelu sterującym maszyny. Zmiany wprowadzane w programie można weryfikować na wyświetlaczu cyfrowym typu LED. W trakcie pracy urządzenia możliwy jest odczyt zarówno aktualnej ilości wykonanych cykli, jak i temperatury na poszczególnych termoparach. Dodatkowe diody świecące informują o aktualnym stanie urządzenia. Dwa wskaźniki napięcia i prądu pobieranego przez urządzenie, zamontowane na przedniej ściance, umożliwiają 67

odczyt tych wielkości. Dzięki temu jakiekolwiek zmiany w poborze prądu, wywołane nieprawidłową pracą maszyny mogą być natychmiast zauważone. Zgodnie z wymogami przepisów BHP, w panelu sterowniczym umieszczono awaryjne wyłączniki napięcia. W przypadku awarii maszyny, możliwe jest błyskawiczne odłączenie zasilania w całym układzie roboczym. Ponowne włączenie maszyny może zostać wykonane, dopiero po usunięciu usterki uniemożliwiającej prawidłową pracę urządzenia. Ponadto umieszczone, w przypadku nieprawidłowej pracy układu sterującego, w ramieniu roboczym wyłączniki krańcowe, zabezpieczają układ mechaniczny przed zniszczeniem. Zatrzymanie urządzenia w trakcie pracy, z powodu zaniku napięcia, przedłużałoby dodatkowo okres testów. Aby wyeliminować tę niedogodność, układ mikroprocesorowy posiada funkcję wznawiana procesu w przypadku chwilowego zaniku napięcia. Układ ten okazuje się bardzo przydatny, gdyż ewentualne wahania napięcia w miejscu prowadzenia badań zatrzymujące pracę maszyny, wywołane pracą pieców indukcyjnych w pobliskim zakładzie doświadczalnym, zdarzają się dosyć często. Mikroprocesor z układem pamięci, umożliwia rejestracje zmian temperatury wewnątrz z każdej próbek. Czas zapisu, przy częstotliwości próbkowania wynoszącej 1 Hz, wynosił około 18 min. Taka pojemność układu, w pełni wystarczała do zarejestrowania żądanej ilości cykli. Złącze szeregowe typu RS232 umieszczone w maszynie, po zapełnieniu bufora pamięci rejestratora, umożliwia przeniesienie zapisanych danych na przenośny komputer typu Notebook. Dalszą obróbkę zarejestrowanych wartości, można przeprowadzać z zastosowaniem programów statystycznych umożliwiających przetworzenie tak dużej ilości informacji. Programy te umożliwiają sporządzenie wykresów, zależności zmian temperaturowych w funkcji czasu. Częstotliwość próbkowania wartości temperatury podczas badań, okazała się jednak niewystarczająca, gdyż nie dawała możliwości zarejestrowania gradientu temperatury podczas chłodzenia. Na wykresie krzywa chłodzenia jest skierowana pionowo w dół, co nie jest zgodne z rzeczywistością. Z drugiej jednak strony zwiększenie częstotliwości odczytu, w celu poprawy rozdzielczości wykresu, pociąga za sobą potrzebę zwiększenia ilości pamięci bufora, gdyż ilość danych pobranych z każdej fazy cyklu może wzrosnąć nawet kilkakrotnie. Dopiero wzrost częstotliwości próbkowania do optymalnej wartości, może umożliwić sporządzenie wykresu z zadowalającą rozdzielczością. Piec sylitowy i zbiornik z chłodziwem Segment grzewczo-chłodzący składa się z pieca grzewczego i zbiornika z cieczą chłodzącą (rys.iii.59). Próbki podgrzewano w piecu sylitowym. Zastosowanie tego rodzaju elementów grzewczych, umożliwia osiągnięcie wewnątrz komory grzewczej bardzo wysokich temperatur. Cztery grzałki sylitowe umieszczone równolegle na dnie pieca, wytwarzały prawie idealne pole cieplne. Przyczyną powstania gradientu temperatury wewnątrz komory grzewczej, był linowy rozkład źródła ciepła, spowodowany wymiarami zewnętrznymi sylitów (pręty). Dodatkowo wewnątrz pieca zamontowano termoparę odpowiedzialną za utrzymanie stałej temperatury wewnątrz pieca, co w przypadku badań stopów aluminium jest szczególnie ważne. Wzrost temperatury pieca powyżej temperatury topnienia badanych materiałów, może bowiem spowodować zniszczenie badanych próbek. W trakcie nagrzewania, pomiędzy ramieniem grzewczym i powierzchnią pieca powstawała szczelina. Aby zminimalizować straty związane z nieszczelnością 68

układu, powstałą szczelinę uzupełniono warstwą izolacyjną, przez co czas nagrzewania skrócono do minimum. Wysięgnik z zestawem próbek do badań Komora pieca Ramię wysięgnika Warstwa izolacyjna Zbiornik z chłodziwem Rys.III.59. Widok elementów pieca sylitowego i zbiornika z chłodziwem. Zbiornik z chłodziwem znajduje się obok pieca. Jako medium chłodzącego użyto wody. Pojemność zbiornika chłodzącego jest na tyle duża, aby podczas jednego cyklu, temperatura cieczy podczas fazy chłodzenia nie uległa zmianie. Dodatkowo woda znajduje się w ciągłym obiegu otwartym, zachowując temperaturę nie przekraczającą 20 C. Tak skonstruowany segment chłodzący gwarantuje zachowanie zadowalających gradientów temperatury podczas chłodzenia próbek. Ramię robocze Ramię robocze jest wyposażone w uchwyty umożliwiające zamontowanie jednocześnie do 20 próbek różnych materiałów. Uchwyty rurowe dają możliwość wprowadzenia termopary do każdej testowanej próbki, dzięki czemu możliwe jest monitorowanie zmian temperatury podczas testów. Zastosowany silnik trójfazowy w połączeniu z systemem przekładni, gwarantuje stabilną pracę urządzenia. System 69

wyłączników krańcowych stanowi dodatkowe zabezpieczenie w przypadku awarii systemu sterującego. Na rys.iii.60 przedstawiono górną część urządzenia do badania odporności materiałów na szoki cieplne. Uwidoczniono na niej ramię robocze z uchwytami do mocowania próbek. Próbki do badań Metodyka badań Rys.III.60. Urządzenie do badania odporności materiałów na szoki cieplne. Ze względu na pracochłonność badań, kształt próbek do testów ograniczono do sześcianu o długości krawędzi wynoszącej 10 mm, stąd też stało się możliwe zamocowanie jednocześnie większej liczby próbek. Wygląd próbki został przedstawiony na rys.iii.61. Badaniom poddano następujące materiały potencjalnie możliwe do zastosowania na tłoki do silników spalinowych: 1. AlSi12CuNiMg (AK12), prasowany w stanie ciekłym, po obróbce cieplnej, 2. AlSi20Ni (AK20), odlewany w kokili, stan lany, 3. AlSi25, odlewany w kokili, stan lany, 4. AK12/grafit, prasowany w stanie ciekłym, po obróbce cieplnej, 5. F3S.20S, prasowany w stanie ciekłym, po obróbce cieplnej, 6. F3S.20S, prasowany w stanie ciekłym, w stanie lanym (bez obróbki cieplnej), 7. ALFA (AlSi12CuNiMg/10.36% obj. popiołów lotnych (50-75 m) z elektrowni Dayton Power & Light), prasowany w stanie ciekłym, po obróbce cieplnej, 8. AK/Al 2 O 3, prasowany w stanie ciekłym, po obróbce cieplnej. Próbki montowano na cienkich, podatnych na deformacje rurkach gwintowanych, wewnątrz których umieszczono termopary Ni-Cr-Ni. Zmiany 70

temperatury wewnątrz każdej z próbek rejestrowano za pomocą rejestratora na bazie PC. Z uwagi na fakt, że stanowisko do badań ma charakter prototypowy, sporo uwagi poświęcono regulacji i wyznaczaniu pola temperaturowego w komorze pomiarowej, głównie w aspekcie jego jednorodności. W wyniku pomiarów, wstępnie sprecyzowano wytyczne dotyczące zmian konstrukcyjnych idących w kierunku zwiększenia ilości termopar, w przypadku pełnego obciążenia przestrzeni pomiarowej, uszczelnienia komory grzewczej tak, aby błąd pomiarowy polegający na odchyleniu temperatury cząstkowej od temperatury średniej wynosił 15 C. Termopara Rurka stalowa 10 7,5 M 5 10 Badana powierzchnia Rys.III.61. Rysunek próbki do badań materiałów na szoki cieplne. Na rys.iii.62 przedstawiono cykl czasowo-temperaturowy, który realizowano podczas realizacji badań odporności materiałów na szoki cieplne. Odporność na szoki cieplne oceniano na podstawie sumarycznej długości pęknięć pojawiających się na powierzchni równoległej do płaszczyzny elementów grzejnych. Pomiar wykonywano po przeprowadzeniu kilkuset cykli. Do oszacowania długości pęknięć użyto lupy mikroskopowej, z zamontowaną skalą wewnątrz okularu. 71

Skala okularu umożliwia odczyt z dokładnością do 0.1 mm, z którą to dokładnością mierzono łączną długość powstałych pęknięć. Skuteczność tak przeprowadzonego pomiaru jest uzależniona od doświadczenia osoby mierzącej, która określa charakter pęknięcia. Podczas testów, oprócz generowanych pęknięć zmiennym polem temperaturowym, pojawiały się także szczeliny powstałe wskutek wprowadzonych naprężeń wewnętrznych (połączenia gwintowe). Próbki materiałów badano aż do momentu wystąpienia deformacji, uniemożliwiającej ich powtórne zamontowanie w maszynie testującej. 400 Chłodzenie 350 300 Temperatura [ O C] 250 200 150 Nagrzewanie Stabilizacja na powietrzu 100 50 Stabilizacja na powietrzu 0 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 Czas [s.] Rys.III.62.Rzeczywisty cykl temperaturowy w badaniach odporności materiałów na szoki cieplne. Na rys.iii.63 przedstawiono wyniki badań odporności materiałów na szoki cieplne w formie zależności łącznej długości pęknięć próbek z badanych materiałów w zależności od ilości cykli temperaturowych. Wygląd powierzchni czołowych wybranych próbek po badaniach odporności na szoki cieplne przedstawiono na rys.iii.64 III.71. Zamieszczono również fotografie mikrostruktur, na których uwidocznione są pęknięcia w materiale powstałe na skutek naprężeń wywołanych cyklicznymi zmianami temperatury. 72

Łączna długość pęknięć [mm] 19 18 17 16 15 14 13 12 11 10 9 8 7 6 5 4 3 2 1 0-1 AK25 stan lany AK20 stan lany AK12/5,7% grafit, SQ, OC F3S.20S, SQ 1000 1100 1300 1500 1700 2000 2200 2500 2750 3000 3250 3750 4000 4250 4500 4750 5000 Ilość cykli AK12, SQ, OC F3S.20S, SQ, OC AK12/fly ash, SQ, OC AK12/22% Al2O3, SQ, OC Rys.III.63. Odporność na szoki cieplne badanych materiałów. Oznaczenia: OC - obróbka cieplna, SQ - prasowany w stanie ciekłym 0,1 mm 0,02 mm Pow. 100x Pow. 500x Rys.III.64. Mikrostruktura stopu AK25 odlanego w kokili, w stanie lanym, po pełnym cyklu badań odporności na szoki cieplne 73

0,1 mm 0,03 mm Pow. 100x Pow. 500x Rys.III.65. Makrostruktura powierzchni czołowej próbki oraz mikrostruktura stopu AK12 prasowanego w stanie ciekłym, po obróbce cieplnej, po pełnym cyklu badań odporności na szoki cieplne 74

0,1 mm 0,03 mm Pow. 100x Pow. 500x Rys.III.66. Makrostruktura powierzchni czołowej próbki oraz mikrostruktura stopu AK20 odlanego w kokili, w stanie lanym, po pełnym cyklu badań odporności na szoki cieplne 75

0,7 mm Pow. 25x 0,03 mm Pow. 500x Rys.III.67. Mikrostruktura kompozytu AK12/5,7% wag. grafitu, prasowanego w stanie ciekłym, po obróbce cieplnej po pełnym cyklu badań odporności na szoki cieplne 0,1 mm Pow. 100x 0,03 mm Pow. 500x Rys.III.68. Mikrostruktura kompozytu ALFA (AK12/10,36 fly ash), prasowanego w stanie ciekłym, po obróbce cieplnej, po pełnym cyklu badań odporności na szoki cieplne 76

0,1 mm 0,03 mm Pow. 100x Pow. 500x Rys.III.69. Makrostruktura powierzchni czołowej próbki oraz mikrostruktura kompozytu AK12/Al 2 O 3, prasowanego w stanie ciekłym, po obróbce cieplnej, po pełnym cyklu badań odporności na szoki cieplne 77

0,1 mm 0,03 mm Pow. 100x Pow. 500x Rys.III.70. Makrostruktura powierzchni czołowej próbki oraz mikrostruktura kompozytu F3S.20S, prasowanego w stanie ciekłym, po obróbce cieplnej, po pełnym cyklu badań odporności na szoki cieplne 78

0,09 mm 0,03 mm Pow. 200x Pow. 500x Rys.III.71. Makrostruktura powierzchni czołowej próbki oraz mikrostruktura kompozytu F3S.20S, prasowanego w stanie ciekłym, po pełnym cyklu badań odporności na szoki cieplne Najmniejszą odporność na szoki cieplne wykazują monolityczne siluminy nadeutektyczne AK20, AK25 odlewane grawitacyjnie w kokili. Zwiększenie zawartości Si, a więc wzrost ilości kryształu krzemu pierwotnego w strukturze aluminium prowadzi do gwałtownego wzrostu długości pęknięć. Spośród stopów 79

monolitycznych najwyższą odporność na szoki cieplne wykazał stop AK12 prasowany w stanie ciekłym (po obróbce cieplnej). W danym przypadku wyraźnie przejawia się korzystny wpływ zewnętrznego ciśnienia na parametry krystalizacji, prowadzący do ujednorodnienia struktury i składu chemicznego stopu. Zapewne nie bez znaczenia jest również określony skład chemiczny osnowy stopu, zwłaszcza obecność dodatków zwiększających żaroodporność, takich jak miedź i nikiel. Wprowadzenie do stopu AK12, w ilości 22% obj. włókien krótkich z tlenku glinu praktycznie uodparnia na szoki cieplne tak zsyntezowany kompozyt, albowiem wizualne pomiary stopnia destrukcji analizowanej powierzchni nie wykazały występowania jakichkolwiek mikropęknięć, mogących wynikać z naprężeń generowanych zmiennym polem temperaturowym. Prasowany w stanie ciekłym kompozyt ALFA, zawierający 10,36 wag.% popiołów lotnych również wykazał wysoką odporność na wpływ zmiennego pola czasowo-temperaturowego, porównywalną z odpornością kompozytu AK12/Al 2 O 3. W przypadku kompozytu F3S.20S stwierdzono wyższą odporność na szoki cieplne niż dla materiałów monolitycznych. Wprowadzenie do osnowy dyspersyjnej fazy zbrojącej, zbudowanej z węglika krzemu (SiC), widocznie zwiększa wytrzymałość stopu. Dodatkowy wzrost parametrów wytrzymałościowych można osiągnąć poprzez dodatkowy proces obróbki cieplnej, dzięki której prawie całkowicie można zahamować propagację mikropęknięć. W przypadku zbrojenia włóknem krótkim pełna interpretacja otrzymanych zależności wymaga weryfikacji poprzez szczegółowe badania strukturalne. Na załączonych zdjęciach można wyróżnić kilka rodzajów występowania pęknięć na powierzchni próbki. Stopy AK25 i AK20 charakteryzują się występowaniem pęknięć na całej powierzchni próbki. Dodatkowo w stopie AK12 (SQ, po obróbce cieplnej), wystąpiła silna deformacja bocznych krawędzi. Jakościowa analiza wpływu zbrojenia na możliwość pękania osnowy i kompozytu Odporność materiału na szok cieplny jest ściśle uzależniona od jego wytrzymałości mechanicznej, gdyż wprowadzenie materiału w zmienne pole cieplne generuje naprężenia wewnętrzne odpowiedzialne za powstawanie pęknięć. Przyłożenie zewnętrznego źródła ciepła do materiału, powoduje wytworzenie w nim gradientu temperatury. Materiał o określonym liniowym współczynniku rozszerzalności cieplnej zaczyna się odkształcać. Wielkość odkształcenia można wyliczyć za pomocą wzoru: gdzie: T (III.11) - odkształcenie, - liniowy współczynnik rozszerzalności cieplnej [m/m K], T- gradient temperatury [ C], Znając moduł Younga można bez trudności wyznaczyć naprężenia wewnątrz materiału, wywołane gradientem temperatur: 80

gdzie: E T (III.12) E- moduł Younga [GPa], - odkształcenie, - liniowy współczynnik rozszerzalności cieplnej [m/ m K], T- gradient temperatury [ C], W przypadku gdy materiał znajduje się w stałym polu cieplnym, zachowany jest w nim jednorodny rozkład temperatury (T 1 =T 2 ) : T=0 T 1 T 2 wskutek czego nie występuje odkształcenie. Przyłożenie zewnętrznego źródła ciepła, zmienia rozkład temperatury wewnątrz materiału. Na powierzchni, znajdującej się bliżej źródła ciepła, temperatura T 1 będzie wyższa od temperatury wewnątrz T 2. Powstały gradient temperatury ( T 0) wprowadzi naprężenie wewnętrzne powodujące odkształcenie materiału. T 0 T 1 T 2 Stopień odkształcenia uzależniony jest od gradientu temperatury i linowego współczynnika rozszerzalności cieplnej. Na wielkość gradientu temperatury ( T) wewnątrz materiału wpływa częstotliwość zmian i wielkości temperatury T1 oraz współczynnik przewodności cieplnej. Materiał umieszczony wewnątrz zmiennego pola cieplnego, jest narażony na cykliczne ściskanie i rozciąganie. Podczas gwałtownego chłodzenia, jego powierzchnia posiada temperaturę niższą w stosunku do temperatury panującej wewnątrz materiału. Powoduje to pojawienie się dostatecznie dużych naprężeń dekohezji na powierzchni, odpowiedzialnych za generację pęknięć. Dlatego też materiał posiadający wysoki współczynnik przewodności cieplnej jest odporny na szoki cieplne, gdyż wewnątrz niego nie występuje gradient temperatury nawet przy dużych różnicach temperatury T 1 i T 2. Z tego wynika że odporność materiałów monolitycznych na szoki cieplne jest zależna od wyżej wspomnianego współczynnika. Przewodność cieplna jest proporcjonalna do współczynnika przewodności elektrycznej, co pozwala wnioskować, że wprowadzenie do stopu dodatków stopowych znajdujących się w roztworze, obniżających przewodność elektryczną ( i cieplną ), zmniejszy wytrzymałość stopu na szok termiczny. Dopiero odpowiednia obróbka cieplna, powodująca ich wydzielenie w postaci oddzielnej fazy, może zwiększyć wytrzymałość termiczną stopu. Potwierdziły to przeprowadzone testy, w których materiały poddane obróbce cieplnej wykazują wyższą wytrzymałość od materiałów będących w stanie lanym. 81

W przypadku kompozytów o mniejszej przewodności cieplnej, ich większą odporność należy tłumaczyć występowaniem fazy zbrojącej. Faza ta posiadająca prawie 10-krotnie mniejszy współczynnik rozszerzalności cieplnej, uniemożliwia rozszerzanie się kompozytu podczas nagrzewania. Dlatego też w fazie gwałtownego chłodzenia kompozyt ulegając skurczowi narażony jest na mniejsze naprężenia rozciągające występujące na powierzchni, co korzystnie wpływa na jego wytrzymałość termiczną. Hipotetycznego model mechanizmu pękania w różnych materiałach pod wpływem zmiennego pola cieplnego można przedstawic nastepujaco. Ze względu na różnice w budowie materiałów, proponowany model propagacji mikropęknięć został podzielony na dwie grupy: 1. Propagacja pęknięć w dwufazowym materiale monolitycznym ( - ) może zachodzić na kilka sposobów: I. Poprzez fazę i, II. Wzdłuż granic ziaren, III. Poprzez pory skurczowe, IV. Jedynie poprzez fazę, V. Poprzez wydzielenia drugiej fazy. Faza Por Wydzielenia I. II. III. IV. V. Faza β 2. W kompozytach o osnowie metalowej, z uwagi na obecność zbrojenia, powyższe mechanizmy propagacji pęknięć są uzupełnione przez dodatkowe: VI. Poprzez cząsteczki (lub włókna), VII. Wzdłuż cząsteczek (włókien) - na granicy osnowy, VIII. Poprzez włókna. VI. VII. VIII. Włókno lub whisker Cząsteczka, włókno lub whisker 82

Poprzez odpowiednią modyfikację struktury materiału można skutecznie zapobiegać zjawisku propagacji pęknięć. W przypadku materiałów monolitycznych zarówno zmniejszenie ilości porów, jak i polepszenie właściwości wytrzymałościowych połączenia składników stopu, może podwyższyć wytrzymałość stopu. Materiały z celowo wprowadzoną fazę zbrojącą charakteryzują się dużo lepszymi właściwościami wytrzymałościowymi, które jednak można jeszcze zwiększyć, poprzez wzrost właściwości wytrzymałościowych połączenia na granicy włókno-osnowa. Wytworzenie optymalnego wiązania na granicy faz, można osiągnąć stosując dodatkowe warstwy metali polepszające zwilżalność. W optymalnym przypadku wiązanie na granicy rozdziału powinno wykazywać wytrzymałość umożliwiającą przejście mikropęknięcia przez włókno. W celu potwierdzenia zakładanego modelu propagacji pęknięć, przeprowadzono dodatkowe badania strukturalne. W badaniach wykorzystano metalograficzny mikroskop optyczny OLYMPUS PMG3. Przeprowadzone obserwacje, udokumentowane na odpowiednich fotografiach, w zakresie mikroskopii optycznej mają charakter jakościowy i przede wszystkim uwidaczniają miejsca inicjacji i propagacji powstających, w wyniku oddziaływania szoków cieplnych, pęknięć w materiale monolitycznym (rys.iii.72 i III.73) i materiale kompozytowym (rys. III.74, III.75). Rys.III.72. Mikrostruktura stopu AK 12 (odlew kokilowy) po badaniach odporności materiału na szoki cieplne. Pow.500x. 83

Rys.III.73. Mikrostruktura stopu AK 12 (odlew prasowany) po badaniach odporności materiału na szoki cieplne. Pow.500x Rys.III.74. Mikrostruktura kompozytu AK12/Al 2 O 3 (po obróbce cieplnej), po badaniach odporności materiału na szoki cieplne. Pow. 500x 84

Rys.III.75. Mikrostruktura kompozytu AK12/Al 2 O 3 (po obróbce cieplnej), po badaniach odporności materiału na szoki cieplne. Pow. 500x. Przeprowadzone obserwacje potwierdziły słuszność zakładanego modelu propagacji mikropęknięć w badanych materiałach. Na zdjęciach materiału monolitycznego (rys.iii.72) wyraźnie widać przebieg pęknięcia wzdłuż porów gazowych i granic międzyfazowych. W przypadku kompozytu natomiast (rys.iii.74) bardzo wyraźnie widać propagacje mikropęknięcia według zakładanego modelu. Rys.III.74 przedstawia pęknięcie omijające włókna, w przypadku słabego połączenia na granicy rozdziału. Dobrym przykładem zilustrowania zjawiska przenoszenia obciążeń przez cząsteczki fazy zbrojącej jest fotografia pokazana na rys.iii.75, gdyż w tym przypadku włókno zostało rozerwane. Ten przypadek potwierdza słuszność zasady wprowadzania zbrojenia, stanowiącego swoistego rodzaju barierę mechaniczną, do osnowy metalicznej. Teoretyczne oszacowanie odporności kompozytów na szoki cieplne Biorąc pod uwagę podstawowe właściwości materiału podjęto próbę teoretycznego oszacowania, odporności na szoki cieplne trzech kompozytów badanych w niniejszej pracy, a mianowicie: F3S.20S prasowany w stanie ciekłym i obrobiony cieplnie, ALFA prasowany w stanie ciekłym i obrobiony cieplnie i AK12/Al 2 O 3. Ogólnie odporność na szoki cieplne można wyrazić jako funkcję różnych właściwości materiału w następujący sposób: R T R m, Rm, I, E f,, K, A (III.13) 85

gdzie: R R m - wytrzymałość na rozciąganie w temperaturze pokojowej (MPa), R T m - wytrzymałość na rozciąganie w podwyższonej temperaturze, T (MPa), I - współczynnik charakteryzujący wiązanie pomiędzy zbrojeniem a osnową (I>1), E - moduł Young a (GPa), - współczynnik rozszerzalności cieplnej ( m/m. K), - przewodność cieplna (W/m. K), K - współczynnik kształtu, A - współczynnik charakteryzujący właściwości plastyczne. W praktyce odporność na szoki cieplne jest charakteryzowana przez różnicę temperatur T pomiędzy cyklami nagrzewania a chłodzenia, która prowadzi do powstawania naprężeń wywołujących pęknięcia w materiale monolitycznym. Ten zakres temperatur T można wyrazić jako: T 1 v E (III.14) gdzie i to odpowiednio naprężenie pękania i współczynnik Poissona. Dla materiału kompozytowego pierwsze przybliżenie odporności na szoki cieplne można otrzymać z powyższego równania wstawiając wyznaczone w pomiarach lub oszacowane wartości E,, i materiału kompozytowego. Takie podejście zastosowano do obliczenia odporności na szoki cieplne (naprężenia pękania) wybranych kompozytów. Współczynnik Poissona i moduł sprężystości kompozytu oszacowano z reguły mieszania (RM), tzn. c = m + r (1- ), i E c = E m + E r (1- ) (III.15) gdzie oznacza udział objętościowy fazy zbrojącej a indeksy "c", "m" i "r" oznaczają odpowiednio kompozyt, osnowę i zbrojenie Należy zauważyć, że RM jest niezmiernie ważna dla zbrojenia, które jest termodynamicznie stabilne w metalu, co nie jest spełnione w przypadku układu aluminium-popioły lotne. Badania eksperymentalne [87] pokazały, że popiół lotny jest aktywny chemicznie i pokrywa się w sposób ciągły nanocząsteczkami Al 2 O 3 zgodnie z reakcją: 6MeO + 4Al = 2Al 2 O 3 + 6Me, gdzie Me oznacza metalowy składnik tlenku. Nanocząsteczki Al 2 O 3 dodatkowo umacniają osnowę metalową i zwiększają odporność na szoki cieplne kompozytu z popiołami lotnymi. Rozszerzalność termiczną c kompozytu szacowano w oparciu o równanie Turnera [81]: m c 1 Km r 1 Km Kr K r (III.16) gdzie K r i K m są współczynnikami sprężystości odpowiednio zbrojenia i osnowy. Dla popiołów lotnych współczynnik Poissona fly ash 0.20 jest zbliżony do 86

wartości dla Al 2 O 3 i SiC, użytych do obliczeń. Na podstawie tych wartości i RM otrzymano współczynnik Poissona dla kompozytu ALFA (10.36) =0.317. Dane dotyczące odporności na szoki cieplne (rys. 77) sugerują, że naprężenie pękania kompozytu o zawartości 10.36% obj. popiołów lotnych równa się takowemu dla kompozytu o zawartości 22% obj. Al 2 O 3. Stąd też otrzymano naprężenie pękania dla kompozytu AK12/Al 2 O 3 równe 705 MPa, które w przybliżeniu równe jest naprężeniu pękania dla kompozytu ALFA. Dla kompozytu AK12-6.71% obj. (lub 5.8% wag.) popiołów lotnych, w pozycji literaturowej [87] podano następujące dane: c(6.71% fly ash) = 16.7 µm/m K (prasowany w stanie ciekłym + T6), AK12 = 18.4 µm/mk, E AK12 = 80 GPa i E c(6.71% fly ash) = 95 GPa. Dla tych danych moduł sprężystości popiołów lotnych otrzymano z zależności K = E/3(1-2 ) jako 0.56E fly ash. Następnie przez zastosowanie RM dla kompozytu AK12-6.71% popiołów lotnych otrzymujemy E fly ash = 303.6 GPa. Dlatego współczynnik sprężystości popiołów lotnych otrzymany z tej wartości wyniesie K fly ash = 170 GPa. Aby znaleźć współczynnik rozszerzalności cieplnej popiołów lotnych fly ash, zastosowano równanie Turnera, z którego otrzymano fly ash =5.793 µm/mk. Na podstawie wszystkich oszacowanych właściwości popiołów lotnych przeprowadzono obliczenia odporności na szoki cieplne (naprężenia pękania, ) w funkcji udziału objętościowego popiołów lotnych w podobny sposób jak dla kompozytów F3S.20S i AK12/Al 2 O 3. Dane użyte do obliczeń, dotyczące właściwości materiału, zestawiono w tabeli III.9. Tabela III.9 Dane wejściowe do obliczeń odporności na szoki cieplne Materiał A359 (osnowa AK12 SiC Al 2 O 3 Popioły lotne Właściwości F3S.20S T = 270 C Moduł Young'a E [GPa] 75 [88] 80 [87] 400 [89] 285 [90] 304 1) Współczynnik Poisson'a, 0.33 [88] 0.33 [88] 0.17 [91] 0.25 [89] 0.20 1) Współczynnik rozszerzalności cieplnej, [ m/m.k] 18.4 [87] 18.4 [87] 4.3 [91] 5.5 5.79 1) Współczynnik sprężystości objętościowej K 2) [GPa] 73.5 78.4 202.1 190 170 1) Wartości obliczone zgodnie z opisem. 2) Obliczone z modułu Young a zgodnie z zależnością: K = E/3(1-2 ). Na rys.iii.76 przedstawiono obliczoną wytrzymałość na pękanie trzech kompozytów w funkcji zawartości objętościowej fazy zbrojącej. Wyniki jakościowo zgadzają się z eksperymentem. Kompozyt AK12/Al 2 O 3 wykazuje lepszą odporność na szoki cieplne niż kompozyt F3S.20S (poniżej ok. 10% obj. i powyżej ok. 40% obj. zawartości fazy zbrojącej). Odporność na szoki cieplne kompozytu z SiC wykazuje lokalne maksimum w zakresie badanych udziałów objętościowych, przypadające na ok. 35% SiC. 87

Naprężenie pękania [MPa] 800 750 700 650 600 550 ALFA AK12/Al2O3 F3S.20S 0 10 20 30 40 50 Zawartość objętościowa fazy zbrojącej [%] Rys.III.76. Teoretyczna odporność na szoki cieplne (naprężenie pękania, ) kompozytów ALFA, AK12/Al 2 O 3 i F3S.20S Kompozyt ALFA charakteryzuje się wyższą odpornością na pękanie niż kompozyt F3S.20S w zakresie wszystkich udziałów objętościowych (jego naprężenie pękania dla zawartości 10.36% obj. popiołu jest równe naprężeniu pękania kompozytu AK12/Al 2 O 3 ). Należy zauważyć, że powyższe obliczenia charakteryzują jedynie stan statyczny lub stan równowagi termicznej. Nie odzwierciedlają stanu dynamicznego lub przejściowego podczas chłodzenia lub nagrzewania. Z powodu dużej różnicy przewodności cieplnej osnowy i zbrojenia podczas nagrzewania (lub chłodzenia) temperatura ceramicznej fazy zbrojącej "opóźnia" się w stosunku do osnowy, co prowadzi do różnych profili cieplnych w tych dwóch fazach. Te różnice w profilu temperaturowym mogą prowadzić do różnych odkształceń termicznych w dwóch fazach, generując dodatkowe naprężenia. W trakcie prowadzonych badań, stwierdzono konieczność zmian kształtu i wymiarów próbek do badań odporności materiału na szoki cieplne. Wymiary zewnętrzne próbek powinny zostać tak dobrane aby podczas testów nie następowało samoczynne odkręcanie zamontowanych materiałów. Dodatkowo proponuje się zmodernizowanie uchwytów mocujących. Dotychczas stosowane połączenie gwintowe, wprowadza dodatkowe naprężenia wewnętrzne do badanych próbek, nie korelujące z naprężeniami termicznymi. Zastosowane grzałki sylitowe, posiadające ograniczoną powierzchnię grzewczą, uniemożliwiają zachowanie jednorodnego pola cieplnego wewnątrz pieca, co zostało potwierdzone podczas dodatkowych testów. Do testów użyto kilku termopar, za pomocą których rejestrowano temperaturę w różnych miejscach pieca podczas nagrzewania (rys.iii.77). W tym przypadku zaleca się umieszczenie wewnątrz pieca segmentu grzewczego o jednorodnym rozkładzie temperatury na powierzchni grzewczej np. płyty oporowej. W dostępnej literaturze technicznej spotkano niewielką ilość danych doświadczalnych, stąd odczuwalny jest brak wystarczającej ilości materiałów dotyczących szoków cieplnych, zarówno pod względem metodologii badań jak i wyników odporności różnych materiałów na szoki cieplne. 88

800 700 600 Temperatura, [ C] 500 400 300 200 100 0 0 10 20 30 40 50 60 Czas nagrzewania, [s] Rys.III.77. Wyniki pomiarów temperatury w różnych miejscach pieca podczas nagrzewania. Na podstawie przeprowadzonych w ramach niniejszej pracy badań można stwierdzić, że: 1. We wszystkich próbkach badanych materiałów całkowita długość pęknięć rosła wraz ze wzrostem ilości cykli temperaturowych. 2. Na podstawie opracowanej metodyki badań stwierdzono, że odporność na szoki cieplne badanych materiałów pozwala na ich uszeregowanie w następującej kolejności (od odporności najmniejszej do największej): AK25 AK20 F3S.20S (stan lany) AK12/5,7% grafitu (po obróbce cieplnej) AK12 (po obróbce cieplnej) F3S.20S (po obróbce cieplnej) ALFA (AK12/10,36% fly ash) AK12/ Al 2 O 3 (AK12/22 % Al 2 O 3 ) (włókno krótkie, po obróbce cieplnej) 3. Wyniki badań potwierdziły korzystny wpływ fazy zbrojącej (zwłaszcza w postaci włóknistej) i metody wytwarzania z zastosowaniem zewnętrznego ciśnienia podczas krzepnięcia materiału na odporność materiału na szoki cieplne. 4. W odróżnieniu od istniejących opisów matematycznych, zaproponowany w pracy wzór charakteryzujący odporność na szoki cieplne uwzględnia obecność w strukturze osnowy monolitycznej fazy zbrojącej, uzależniając wynik końcowy od właściwości wytrzymałościowych, sztywności, udziału objętościowego fazy zbrojącej i osnowy metalowej. 5. Na przykładzie kompozytów zbrojonych cząsteczkami SiC, włóknem krótkim Al 2 O 3 i kompozytów ALFA zaproponowano i zastosowano procedurę oceny odporności materiału na szoki cieplne. Otrzymane wyniki okazały się jakościowo zgodne z obserwacjami eksperymentalnymi. 6. Przeprowadzone wstępne badania strukturalne, potwierdzają zasadność przyjętej graficznej interpretacji propagacji pęknięć generowanych zmiennym polem temperaturowym w materiałach kompozytowych. 7. Przeprowadzone badania pozwoliły na sprecyzowanie następujących wytycznych do dalszych badań odporności materiału na szoki cieplne: a. zmiana wymiarów i kształtów próbek do badań, b. modernizacja uchwytów mocujących, c. zmiany konstrukcyjne pieca grzewczego. 89

II.4. III.1. Właściwości mechaniczne Twardość W stanie lanym Po obróbce cieplnej 91.0 91.0 129 130 90.0 90.0 128 128 89.5 88.0 Stop AK12 127 127 89.5 89.5 126 125 89.0 89.0 127 127 98.5 98.5 154 153 97.5 97.0 151 152 95.5 95.0 96.0 95.5 ALFA (AK12/5.8% wag. fly ash) 150 149 151 149 96.0 96.0 152 152 102 102 150 149 102 104 148 149 104 106 104 107 F3S.20S 147 145 148 147 106 107 147 148 109 108 179 174 113 111 173 172 113 113 113 112 Strefa zbrojona 114 115 Kompozyt AK12/grafit Kompozyt AK12/Al 2 O 3 po obróbce cieplnej po obróbce cieplnej Rys.III.78. Rozkład twardości Brinella w przekrojach badanych tłoków 90

Badania twardości przeprowadzono na twardościomierzu Brinella. Obciążenie wynosiło 9,81 kn, zastosowano kulkę o średnicy 10 mm. Niepewność pomiaru wynosiła 5 HB. Badania wykonano na przekroju osiowym tłoka. Rozkład twardości poszczególnych materiałów na przekroju tłoka przedstawiono na rys. III.78. W oparciu o przeprowadzone badania stwierdzono, że: 1. W przypadku wszystkich tłoków stwierdzono równomierny rozkład twardości na powierzchni przekroju, co może świadczyć, z jednej strony o poprawności przeprowadzenia procesu technologicznego wykonywania tłoków, a z drugiej o równomierności rozłożenia fazy zbrojącej (w przypadku tłoków zbrojonych lokalnie i w całej objętości). 2. Występuje wzrost twardości materiału monolitycznego po obróbce cieplnej w stosunku do materiału nie obrobionego cieplnie średnio o ponad 40%. 3. Dla kompozytu zbrojonego lokalnie włóknami Al 2 O 3 wzrost twardości w stosunku do materiału monolitycznego po obróbce cieplnej wynosił średnio 37% (do AK12 bez obróbki cieplnej 94%). Wzrost twardości jest spowodowany obecnością twardej fazy ceramicznej w osnowie stopu aluminium, która zmienia właściwości całego układu. 4. Kompozyt zbrojony dyspersyjnie grafitem charakteryzuje się wyższą twardością niż stop monolityczny nie obrobiony cieplnie lecz niższą niż stop AK12 po obróbce cieplnej. Jest to spowodowane obecnością miękkiej fazy grafitowej. 5. W przypadku kompozytów ALFA i F3S.20S występują zbliżone wartości twardości tych materiałów zarówno w stanie lanym jak i po obróbce cieplnej. W stosunku do stopu monolitycznego jak również kompozytu AK12/grafit są to wartości wyższe, natomiast niższe niż kompozytu AK12/Al 2 O 3 po obróbce cieplnej. Ogólnie można stwierdzić, że zmiana struktury materiału wywołana wprowadzeniem do osnowy stopu AK12 fazy zbrojącej spowodowała zmianę twardości otrzymanego materiału kompozytowego. W jednym przypadku - kompozyt z grafitową fazą zbrojącą - nastąpił spadek twardości natomiast w pozostałych wariantach zbrojenia nastąpił wyraźny wzrost twardości, największy dla zbrojenia lokalnego preformą z włókien krótkich Al 2 O 3 po obróbce cieplnej. III.2. Właściwości wytrzymałościowe Badania właściwości wytrzymałościowych materiału tłoka kompozytowego prasowanego w stanie ciekłym (z obszarów monolitycznych (AK12) i zbrojonych włóknem krótkim Al 2 O 3 ) wykonano na uniwersalnej maszynie wytrzymałościowej SCHENCK w oparciu o zmodyfikowaną próbę niskocyklową LCF o zmiennym poziomie wartości średniego i maksymalnego obciążenia. Umożliwia ona, w jednym procesie pomiarowym, dokonanie oceny wielu parametrów wytrzymałościowych w tym również np. granicy akomodacji - tzw. granicy sprężystości nabytej (R a - najwyższe naprężenie, przy którym zachodzi jeszcze "akomodacja" tj. stabilizacja odkształceń trwałych po kilkakrotnym obciążaniu próbki do tej samej wartości obciążenia) czy wytrzymałości na zmęczenie w warunkach giętnoobrotowych, którą daje się również oszacować na podstawie próby statycznej (zmodyfikowana próba niskocyklowa Manson'a, Coffin'a i Morrow'a). Jest to o tyle 91

istotne, że takie badania są tańsze i szybsze nie wymagają bowiem realnych badań dynamicznych w warunkach giętno-obrotowych oraz z jednego procesu pomiarowego otrzymuje się kompleksowe charakterystyki mechaniczne. Jest to szczególnie ważne przy opracowywaniu nowych zależności. Maszyna w trakcie próby była sterowana za pomocą obciążeń w blokach po 20 cykli o stałej dolnej i górnej wartości obciążenia. Częstotliwość zmian obciążenia wynosiła 0,5Hz, a żądane parametry wytrzymałościowe określono na podstawie wykresów przebiegu próby oraz zmodyfikowanej metodyki obliczeniowej. W ramach badań wyznaczano następujące właściwości: R m - wytrzymałość na rozciąganie, R a - granicę akomodacji (naprężenie, powyżej którego nie stabilizuje się odkształcenie trwałe podczas wielokrotnego obciążania próbki w tym samym zakresie obciążeń), Z go - wytrzymałość na zmęczenie przy zginaniu obrotowym (oceniona na podstawie zmodyfikowanej próby LCF), E 0 - początkowy moduł sprężystości podłużnej, E 180 - moduł sprężystości podłużnej w zakresie pomiarowym 0 180 MPa, R 0,02 - umowną granicę R 0,02, R 0,05 - umowną granicę R 0,05, R 0,10 - umowną granicę R 0,10, R 0,20 - umowną granicę plastyczności, A 5 - wydłużenie całkowite próbki 5-cio krotnej po zerwaniu (mierzone elektronicznie), oraz następujące parametry, uzyskiwane na tej samej próbce w wyniku zmodyfikowanej próby niskocyklowej LCF: b - wykładnik wytrzymałości zmęczeniowej (współczynnik Basquin'a), c - wykładnik odkształcalności zmęczeniowej. Wyniki badań przedstawiono w tabeli III.10 oraz na rys.iii.79 i III.80. Wartości otrzymane w wyniku badań wytrzymałościowych Tabela III.10 Badana właściwość R m R a Z go E 0 E 180 R 0.02 R 0.05 R 0.10 R 0.20 Oznaczenie, opis [MPa] [MPa] [MPa] [GPa] [GPa] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] A 5 b c AK12, bez OC, pionowo 219 114 76 74 73 90 105 121 142 0,80-0,0685-0,3068 AK12/Al 2 O 3, bez OC, pionowo 288 226 112 108 93 208 234 248-0,52-0,0611-0,3916 AK12/Al 2 O 3, bez OC, poziomo 325 170 113 98 100 150 185 243-0,54-0,0685-0,2769 AK12, po OC, pionowo 349 283 138 77 74 258 288 306 330 1,50-0,0600-0,4136 AK12/Al 2 O 3, po OC, pionowo 432 302 163 105 99 282 325 383-0,60-0,0608-0,3515 AK12/Al 2 O 3, po OC, poziomo 439 410 205 84 94 392 416 - - 0,55-0,0494-0,3220 Uwagi: każda z wartości podanych w tabeli stanowi średnią z 3 pomiarów 92

350,00 300,00 250,00 200,00 150,00 100,00 50,00 0,00 Rm Ra [MPa] [MPa] Zgo [MPa] E0 [GPa] E180 [GPa] R0.02 [MPa] R0.05 [MPa] R0.10 [MPa] R0.20 [MPa] AK12/Al2O3, bez OC, poziomo AK12/Al2O3, bez OC, pionowo AK12, bez OC, pionowo Rys.III.79. Graficzne przedstawienie wyników badań wytrzymałościowych niezbrojonego stopu AK12 i warstwy kompozytowej AK12/Al 2 O 3. Materiały w stanie lanym 450,00 400,00 350,00 300,00 250,00 200,00 150,00 100,00 50,00 0,00 Rm [MPa] Ra [MPa] Zgo [MPa] E0 [GPa] E180 [GPa] R0.02 [MPa] R0.05 [MPa] R0.10 [MPa] R0.20 [MPa] AK12/Al2O3, po OC, poziomo AK12/Al2O3, po OC, pionowo AK12, po OC, pionowo III.80. Graficzne przedstawienie wyników badań wytrzymałościowych niezbrojonego stopu AK12 i warstwy kompozytowej AK12/Al 2 O 3. Materiały po obróbce cieplnej 93

Otrzymane wyniki badań wskazują na to, że: 1. Zbrojenie stopu AK12 włóknem krótkim na bazie Al 2 O 3 powoduje istotny wzrost właściwości wytrzymałościowych zarówno w stanie lanym (bez obróbki cieplnej) jak i po obróbce cieplnej wraz ze spadkiem charakterystyk plastyczności. 2. Uzyskany w badaniach maksymalny poziom właściwości wytrzymałościowych znacznie przewyższa wartości otrzymywane dotychczas [92] i pokazuje potencjalne możliwości tkwiące w dalszej redukcji masy zbrojonych stref (obszarów) tłoka. Świadczy to również o prawidłowo przeprowadzonym procesie technologicznym wytworzonych tłoków. 3. Charakterystyki wytrzymałościowe wyznaczone na próbkach po obróbce cieplnej pobranych z kierunku prostopadłego w stosunku do kierunku ruchu stempla prasującego są odczuwalnie wyższe (zwłaszcza w przypadku granicy akomodacji R a i wytrzymałości zmęczeniowej Z go ) od analogicznych charakterystyk próbek kompozytowych AK12/Al 2 O 3 pobranych z kierunku równoległego, co świadczy o tendencji włókien zbrojących do ich porządkowania prostopadle do siły prasowania lub innym anizotropowym wpływie fazy zbrojącej. 4. Sztywność strefy zbrojonej, oceniana wartościami modułu sprężystości podłużnej E również wzrasta wskutek zbrojenia, przy czym wzrost ten jest odczuwalny w większym stopniu dla próbek pobranych z kierunku równoległego względem kierunku ruchu stempla prasującego. III.3. Wytrzymałość temperaturowa W ramach danej pracy przeprowadzono badania zmian wytrzymałości na rozciąganie w różnej temperaturze w zakresie do 400 C osnowy AK12 (odlanej grawitacyjnie i prasowanej w stanie ciekłym oraz kompozytu AK12/Al 2 O 3 w kierunku poziomym (prostopadłym do kierunku ruchu stempla prasującego). Badania prowadzono na maszynie wytrzymałościowej INSTRON, w której wbudowano komorę grzewczą, gwarantującą tempo nagrzewania próbek rzędu 20 C/min. Wyniki badań zmian wytrzymałości wraz z zadaną temperaturą (dokładność pomiaru temperatury badań oceniono na ±15 C) przedstawiono na rys.iii.81. Stan prasowany wykazuje mniejszy spadek właściwości wytrzymałościowych w porównaniu z odlewem grawitacyjnym. Zbrojenie osnowy AK12 włóknem krótkim Al 2 O 3 oprócz istotnej poprawy charakterystyki wytrzymałościowej prowadzi do wzrostu stabilności wytrzymałości na rozciąganie. Badana właściwość zmniejsza się monotonnie w niewielkim stopniu do temperatury 300 C; po jej przekroczeniu obserwowany jest intensywniejszy spadek wytrzymałości na rozciąganie. Nie wykluczone, że wysoka temperatura badań wraz z określonym czasem nagrzewania próbek wytrzymałościowych może powodować zmiany strukturalne, wpływające na uzyskany poziom badanej właściwości poprzez zmiany układów dyslokacyjnych odpowiedzialnych za termiczną stabilność strukturalną, w tym procesy na granicy rozdziału osnowa/faza zbrojąca. Autorzy zdają sobie sprawę z konieczności prowadzenia badań zmian innych charakterystyk wraz z temperaturą, głównie twardości analizowanych materiałów. Próby podjęcia badań twardości w funkcji temperatury w warunkach krajowych zakończyły się niepowodzeniem wskutek braku możliwości aparaturowych. 94

500 450 400 350 AK12 prasowany w stanie ciekłym AK12/Al2O3 Rm [MPa] 300 250 200 150 100 50 0 AK12 odlany grawitacyjnie (w kokili) 0 100 200 300 350 400 Temperatura [ C] Rys.III.81. Zależność wytrzymałości na rozciąganie R m badanych materiałów po obróbce cieplnej od temperatury Zmiana struktury materiału monolitycznego AK12 wywołana wprowadzeniem fazy zbrojącej w postaci preformy z włókien krótkich Al 2 O 3 spowodowała istotny wzrost właściwości wytrzymałościowych otrzymanego materiału kompozytowego i zwiększenie ich stabilności termicznej. Umożliwia to wprowadzanie daleko idących zmian w konstrukcji tłoka, prowadzących do zmniejszenia jego wymiarów wraz ze wszystkimi konsekwencjami takich zmian: zmniejszeniem masy, możliwością przekonstruowanie strefy denka tłoka, rowków pierścieniowych i części prowadzącej tłoka. III.4. Udarność Próby udarności są stosowane do oceny zachowania się metalu w warunkach sprzyjających kruchemu pękaniu, wywołanych w próbce odkształceniami o dużej szybkości, powstałymi w wyniku udarowego działania siły. Między innymi w przypadku materiałów kompozytowych można w skuteczny sposób wykryć obecność karbu: - strukturalnego (zróżnicowana struktura, brak właściwej jakości połączenia osnowa-faza zbrojąca), - postaciowego (niewłaściwie przygotowana powierzchnia próbki, nieciągłości, pęcherze gazowe itp.). Próby udarności wykonano na próbkach bez karbu w temperaturze pokojowej sposobem Charpy ego zgodnie z PN-EN 10045-1 [93]. Próba udarności polegała na złamaniu jednokrotnym uderzeniem noża młota wahadłowego INSTRON-WOLPERT PW-30 o prędkości wahadła 5,52 m/s próbki bez karbu o długości 55 mm i przekroju kwadratowym o boku 10 mm, podpartej 95

swobodnie obydwoma końcami na podporach młota. Energia początkowa młota wynosiła 300J. Pomiar pracy uderzenia, odpowiadającej energii zużytej na złamanie próbki, następował automatycznie. Obliczenia zostały wykonane automatycznie zgodnie z oprogramowaniem urządzenia według normy ISO 14556. Otrzymane w wyniku przeprowadzonych pomiarów wyniki przedstawiono w tabeli III.11. Wyniki badań udarności Tabela III.11 Numer Obróbka Udarność Materiał próbki cieplna [J] 1 Stop AK12-6,15 2 Kompozyt AK12/Al 2 O 3-120 3 Stop AK12 + 4,81 4 Kompozyt AK12/Al 2 O 3 + 134 5 Kompozyt AK12/grafit + 133 - stan lany, + stan po obróbce cieplnej Z danych zawartych w tabeli wynika, że w porównaniu ze stopem monolitycznym AK12, dla którego nie stwierdzono istotnych różnic w wartościach udarności niezależnie od tego czy stop ten poddano czy nie poddano obróbce cieplnej (udarność od 4,81J do 6,15J) kompozyty zawierające fazę zbrojącą zarówno w postaci krótkich włókien Al 2 O 3 jak i niklowanego grafitu charakteryzują się wielokrotnie (około 20 razy) większą udarnością. Zwraca uwagę fakt, że dla kompozytu zbrojonego krótkimi włóknami Al 2 O 3, w przypadku zastosowania obróbki cieplnej, osiąga się pewien wzrost udarności w stosunku do tego samego kompozytu pozostającego w stanie nie obrobionym cieplnie (próbka 2: 120J - próbka 4: 134J). III.5. Charakterystyki tribologiczne Uproszczonym badaniom tribologicznym poddano kompozyt AK12/Al 2 O 3 oraz AK12/grafit, a dla porównania testowano również samą osnowę monolityczną AK12. Materiały po sprasowaniu w stanie ciekłym poddano obróbce cieplnej (utwardzaniu wydzieleniowemu). Badania nie miały charakteru systematycznego, dotyczyły jedynie sprecyzowania zakresu charakterystyk zużycia, jakim może podlegać wybrany materiał względem wybranej przeciwpróbki. Badania tribologiczne prowadzono w warunkach tarcia suchego na maszynie typu AMSLER (rys.iii.82). Do badań wycinano prostopadłościenne próbki o wymiarach 10x15x20 mm. Badania odporności na ścieranie (block-on-ring wear test) przeprowadzono w następujących warunkach: obciążenie próbki 200 N, prędkość ślizgania 0,4 m/s, czas ślizgania 3 godz., przeciwpróbka ze stali WCL hartowana do twardości 52-55 HRC. Odporność na ścieranie wyznaczano na podstawie zmiany masy próbek po każdym cyklu ścierania, którą to zmianę przeliczano następnie na zmiany objętości. Współczynnik tarcia rejestrowano automatycznie. 96

Rys.III.82. Maszyna AMSLER do badań trybologicznych wraz ze schematem ilustrującym zasadę pomiarów Kompozyt AK12/Al 2 O 3 Wyniki badań kompozytu AK12/Al 2 O 3 i samego materiału osnowy przedstawiono w tabeli III.12. Wyniki badań ścieralności badanych materiałów. Tabela III.12 Materiał Strata objętości [mm 3 ] Współczynnik tarcia AK12 0,18 0,40 AK12/Al 2 O 3 * 0,08 0,30** * ) próbkę do badań pobrano prostopadle do kierunku ruchu stempla prasującego ("poziomo") ** ) obserwowano niestabilność poziomu mierzonego współczynnika tarcia. Stwierdzono korzystny wpływ włókien Al 2 O 3 na zużycie ścierne osnowy AK12. Zużycie ścierne kompozytu AK12/Al 2 O 3 zmniejszyło się ponad dwukrotnie, a współczynnik tarcia spadł do poziomu 0,30. W trakcie realizacji niniejszej pracy, w Politechnice Wrocławskiej przeprowadzono kompleksowe badania odporności na ścieranie kompozytów na bazie stopu AK9 o zróżnicowanej zawartości włókien z tlenku glinu w warunkach smarowania i chłodzenia wodą [92]. Stwierdzono tamże, że przy udziale objętościowym włókien Al 2 O 3 wynoszącym 10% obj. zużycie 97

w stosunku do osnowy zmniejszyło się 4-krotnie, natomiast przy udziale 20% obj. nawet 200-300 krotnie. Świadczy to o niezmiernie korzystnym zwiększeniu odporności kompozytów na zużycie ścierne w warunkach tarcia z medium ciekłym, nawet wodnym. Twarde włókna Al 2 O 3 pełniące funkcję ochronną wiążą miękką osnowę i spowalniają proces zużycia, zarówno w warunkach tarcia suchego, jak i w warunkach smarowania pary trącej. Kompozyt AK12/grafit Badano dwa typy kompozytów AK12/grafit, pierwszy, zawierający 2,5% obj. grafitu (ok. 5% wag. grafitu niklowanego) i drugi, o zawartości 5,0% obj. grafitu (ok. 10% wag. grafitu niklowanego). Zużycie ślizgowe i współczynnik tarcia w funkcji udziału objętościowego grafitu przedstawiono na rys.iii.83 i III.84. Zarówno zużycie, jak i współczynnik tarcia zmniejszają się ze wzrostem ilości grafitu. Dla kompozytu zawierającego 5 obj.% grafitu odporność na ścieranie jest dwukrotnie wyższa, niż dla metalu osnowy. Według istniejącej hipotezy na powierzchni ślizgowej pary AK12/grafit tworzy się cienka warstwa grafitu ("film"), a końcowe zużycie kompozytu jest głównie pochodną czasu istnienia i niezmienności tejże warstwy [94, 95, 96]. W przypadku danej grupy kompozytów można dokonać próby teoretycznego oszacowania współczynnika tarcia µ, korzystając z zasady mieszania: = O V O + F V F gdzie: O i F - współczynniki tarcia odpowiednio osnowy (O) i fazy zbrojącej (F), V O i V F - odpowiednio udziały objętościowe. Dla 2,5% obj. grafitu obliczony AK12/2,5 grafitu =0,39 (wobec zmierzonego =0,36), dla 5,0% obj. grafitu obliczony AK12/5,0 grafitu =0,38 (wobec 0,32) (przyjęto grafit =0,11). Zawyżone wartości teoretyczne mogą wynikać z nieuwzględnienia roli niklu w osnowie w procesie tarcia. 0,2 Strata objętości, mm^3 0,17 0,14 0,11 0,08 0,18 0,12 0,09 0,05 0 1 2 3 4 5 Zawartosc grafitu, obj.% Rys.III.83. Wpływ zawartości grafitu w kompozycie AK12/grafit prasowanym w stanie ciekłym na jego odporność na ścieranie (po obróbce cieplnej) 98

0,42 0,4 0,4 Wspolczynnik tarcia 0,38 0,36 0,34 0,32 0,36 0,32 0,3 0 1 2 3 4 5 Zawartosc grafitu, obj.% Rys.III.84. Współczynnik tarcia w funkcji zawartości grafitu w prasowanych w stanie ciekłym kompozytach AK12/grafit po obróbce cieplnej (współczynnik tarcia dla czystego grafitu wynosi 0.10-0.12) III.6. Specyfika strukturalna III.6.1. Mikroskopia optyczna Zgłady metalograficzne przygotowano na automatycznej szlifierkopolerce (RotoPol 21) z regulowanym dociskiem głowicy dociskowej (RotoForce 4) i automatycznym dozowaniem zawiesin polerskich (Multidoser), zapewniającej powtarzalność i odtwarzalność jakości otrzymywanych zgładów, co jest bardzo istotne przy ilościowych analizach struktury materiału. W takim bowiem przypadku różnice między poszczególnymi polami widzenia stanowiącymi przedmiot analizy ilościowej ulegają istotnemu zminimalizowaniu dając w efekcie quasi jednakowy obraz zapewniający otrzymanie zgodnych z rzeczywistością wartości poszczególnych parametrów geometrycznych składników struktury w materiale. Tak przygotowane próbki poddano ilościowym badaniom metalograficznym na komputerowym analizatorze obrazu CLEMEX sprzężonym z metalograficznym mikroskopem optycznym OLYMPUS PMG3. Wszystkie pomiary wykonano w następujących warunkach pomiarowych: - stan materiału nie trawiony, - powiększenie mikroskopowe x25, x500, - analizy wykonywano na ogół w 100 i 400 polach pomiarowych, - powierzchnia pola jednostkowego: 4,23 mm 2 (pow. x25), 0,010 mm 2.(pow. x500). W niniejszej pracy przedstawiono ilościową ocenę mikrostruktury następujących tłoków: 1. zbrojonego lokalnie wkładką ceramiczną w koronie (preforma na bazie Al 2 O 3 o porowatości 78±2 %), infiltrowaną stopem AK12 (AlSi12CuNiMg), obrobionego cieplnie (rys.iii.85), 2. zbrojonego dyspersyjnie grafitem (AK12/5,7 wag.% grafit). 99

Kompozyt AK12/Al 2 O 3 Rys.III.85. Prasowany w stanie ciekłym tłok ze stopu AK12 z preformą ceramiczną na bazie Al 2 O 3, umieszczoną w strefie rowków pierścieniowych Strukturę badanego materiału pokazano na rys.iii.86 i III.87. Zamieszczone fotografie nie mają istotnego znaczenia merytorycznego w aspekcie ilościowym struktury, a stanowią jedynie walor ilustracyjny. Głównie widoczna jest eutektyka Al-Si, charakterystyczna dla siluminu AK12 (osnowa metalowa w strukturze kompozytu) oraz włókna Al 2 O 3, stanowiące fazę zbrojącą. Analizę ilościową metodami metalografii ilościowej wykonano na zgładzie poprzecznym i wzdłużnym (w stosunku do kierunku ruchu stempla prasującego) w celu określenia ewentualnych różnic występujących w ukierunkowaniu struktury. Niezbędne pomiary wykonywano w losowo wybranych 100 polach pomiarowych przy powiększeniu mikroskopowym wynoszącym 500x. W ich wyniku określono współczynnik anizotropii struktury (na wykresach wielkość Anisotropy). Obraz rzeczywisty 0,02 mm Obraz binarny do analizy ilościowej 0,02 mm Rys.III.86. Mikrostruktura tłoka z wkładką ceramiczną w koronie (preforma typu MORGAN - na bazie włókna krótkiego Al 2 O 3 ze spoiwem SiO 2 po infiltracji ciśnieniowej - squeeze infiltration - stopem AK12 - AlSi12CuMgNi) - zgład poprzeczny w stosunku do kierunku ruchu stempla prasującego 100

ZGŁAD POPRZECZNY - wyniki pomiarów współczynnika anizotropii Współczynnik anizotropii 1 0.95 0.90 0.85 0.80 0.75 1 10 19 28 37 46 55 Numer pola 64 73 82 91 100 Statystyka: Minimum: 0.78 Maksimum: 0.93 Średnia: 0.85 Odch.standard.: 0.03 Ilość: 100 Poniżej: 0 Powyżej: 0 Przyjęto: 100 % Ilość pól: 100 Pow. pola: 10420.99 µm 2 Pow. całkowita: 1042099.35 µm 2 Dla badanego przypadku nie stwierdzono występowania różnic między wartościami współczynnika anizotropii strukturalnej wyznaczonego na zgładzie poprzecznym i wzdłużnym. Odstępstwo od wartości równej 1 ( = 0,85 0,87 - wartości średnie) świadczy o obecności pewnej kierunkowości, jednak wyznaczone współczynniki przyjmują wartości zbliżone do siebie niezależnie od rodzaju zgładu (poprzeczny/wzdłużny). 0,02 mm 0,02 mm obraz rzeczywisty obraz binarny do analizy ilościowej Rys.III.87. Mikrostruktura tłoka z wkładką ceramiczną w koronie (preforma typu MORGAN - na bazie włókna krótkiego Al 2 O 3 ze spoiwem SiO 2 po infiltracji ciśnieniowej - squeeze infiltration - stopem AK12-AlSi12CuMgNi) - zgład wzdłużny w stosunku do kierunku ruchu stempla prasującego ZGŁAD WZDŁUŻNY - wyniki pomiarów współczynnika anizotropii Współczynnik anizotropii 1 0.90 0.80 1 10 19 28 37 46 55 Numer pola 64 73 82 91 100 Statystyka Minimum: 0.80 Maksimum: 0.95 Średnia: 0.87 Odch.standard.: 0.03 Ilość: 100 Poniżej: 0 Powyżej: 0 Przyjęto: 100 % Ilość pól: 100 Pow. pola: 10420.99 µm 2 Pow. całkowita: 1042099.35 µm 2 101

Wobec stwierdzenia braku istotnych różnic w zakresie anizotropii strukturalnej, badania ilościowe uzupełniono o określenie następujących parametrów geometrycznych dotyczących zarówno fazy zbrojącej (włókna Al 2 O 3 ) jak i fazy krzemowej (pod tym pojęciem rozumiano ciemniejszą fazę osnowy (por. rys.iii.86 i III.87 po lewej), występującą w stopie aluminiowym, stanowiącym osnowę kompozytu: A A [%] - udział powierzchniowy wyrażony w % obj. (faza zbrojąca, faza krzemowa), N L [mm -1 ]- estymator powierzchni rozdziału (faza zbrojąca/osnowa metalowa i faza krzemowa/osnowa metalowa) mierzony w kierunku poziomym, N L [mm -1 ]- estymator powierzchni rozdziału (faza zbrojąca/osnowa metalowa i faza krzemowa/osnowa metalowa) mierzony w kierunku pionowym, N A [mm -2 ] - gęstość, liczba przekrojów obiektów przypadająca na 1 mm 2 zgładu metalograficznego (faza zbrojąca, faza krzemowa), - współczynnik anizotropii. Udział powierzchniowy [%] 40 35 30 25 20 15.00 1 22 Faza zbrojąca - włókna Al 2 O 3 - zgład poprzeczny x500. 64 106 148 190 232 Numer pola 274 316 358 400 Statystyka Minimum: 19.58 % Maksimum: 37.75 % Średnia: 28.23 % Odch.standard.: 3.40 % Ilość: 400 Poniżej: 0 Powyżej: 0 Przyjęto: 100 % Ilość pól: 400 Pow. pola: 0.01 mm 2 Pow. całkowita: 4.17 mm 2 Estymator powierzchni rozdziału (poziomo) [mm -1 ] 500 450 400 350 300 250 1 22 43 64 85 106 127 148 169 190 211 232 253 274 295 316 337 358 379 400 Numer pola Statystyka Minimum: 285.513 1/mm Maksimum: 479.285 1/mm Średnia: 376.683 1/mm Odch.standard.: 24.937 1/mm Ilość: 400 Poniżej: 0 Powyżej: 0 Przyjęto: 100 % Ilość pól: 400 Pow. pola: 0.010 mm 2 Pow. całkowita: 4.168 mm 2 Estymator powierzchni rozdziału (pionowo) [mm -1 ] 600.000 540 480.000 420.000 360.000 300 1 22 64 106 148 190 Numer pola 232 274 316 358 400 Statystyka Minimum: 319.856 1/mm Maksimum: 531.862 1/mm Średnia: 447.257 1/mm Odch.standard.: 27.958 1/mm Ilość: 400 Poniżej: 0 Powyżej: 0 Przyjęto: 100 % Ilość pól: 400 Pow. pola: 0.010 mm 2 Pow. całkowita: 4.168 mm 2 102

Gęstość [mm -2 ] 50000 43000 36000 29000 22000 15000.001 1 22 64 106 148 190 Numer pola 232 274 316 358 400 Statystyka Minimum: 18040.506 1/mm 2 Maksimum: 49035.633 1/mm 2 Średnia: 30179.944 1/mm 2 Odch.standard.: 5155.799 1/mm 2 Ilość: 400 Poniżej: 0 Powyżej: 0 Przyjęto: 100 % Ilość pól: 400 Pow. pola: 0.010 mm 2 Pow. całkowita: 4.168 mm 2 Współczynnik anizotropii 1 0.90 0.80 0.70 1 22 43 64 85 106 127 148 169 190 211 232 253 274 295 316 337 358 379 400 Numer pola Statystyka Minimum: 0.74 Maksimum: 0.93 Średnia: 0.84 Odch.standard.: 0.03 Ilość: 400 Poniżej: 0 Powyżej: 0 Przyjęto: 100 % Ilość pól: 400 Pow. pola: 0.01 mm 2 Pow. całkowita: 4.17 mm 2 Osnowa - eutektyka krzemowa - zgład poprzeczny x500. Udział powierzchniowy [%] 40 36 32 28 24 20 1 22 43 64 85 106 127 148 169 190 211 232 253 274 295 316 337 358 379 400 Numer pola Statystyka Minimum: 20.64 % Maksimum: 37.87 % Średnia: 26.70 % Odch.standard.: 2.02 % Ilość: 400 Poniżej: 0 Powyżej: 0 Przyjęto: 100 % Ilość pól: 400 Pow. pola: 0.01 mm 2 Pow. całkowita: 4.17 mm 2 Estymator powierzchni rozdziału (poziomo) [mm -1 ] 1500.000 1340 1180 1020 860 700 1 22 64 106 148 190 Numer pola 232 274 316 358 400 Statystyka Minimum: 721.022 1/mm Maksimum: 1297.694 1/mm Średnia: 1128.071 1/mm Odch.standard.: 59.501 1/mm Ilość: 400 Poniżej: 0 Powyżej: 0 Przyjęto: 100 % Ilość pól: 400 Pow. pola: 0.010 mm 2 Pow. całkowita: 4.168 mm 2 103

Estymator powierzchni rozdziału (pionowo) [mm -1 ] 1500.000 1350 1200 1050 900 750 1 22 64 106 148 190 Numer pola 232 274 316 358 400 Statystyka Minimum: 775.966 1/mm Maksimum: 1459.941 1/mm Średnia: 1239.760 1/mm Odch.standard.: 69.893 1/mm Ilość: 400 Poniżej: 0 Powyżej: 0 Przyjęto: 100 % Ilość pól: 400 Pow. pola: 0.010 mm 2 Pow. całkowita: 4.168 mm 2 Gęstość [mm -2 ] 200000 180000 160000 140000 120000 100000 1 22 64 106 148 190 Numer pola 232 274 316 358 400 Statystyka Minimum: 123500.6951/mm 2 Maksimum: 197869.8121/mm 2 Średnia: 162414.6971/mm 2 Odch.standard.: 12685.561 1/mm 2 Ilość: 400 Poniżej: 0 Powyżej: 0 Przyjęto: 100 % Ilość pól: 400 Pow. pola: 0.010 mm 2 Pow. całkowita: 4.168 mm 2 Współczynnik anizotropii 1 0.90 0.80 1 22 43 64 85 106 127 148 169 190 211 232 253 274 295 316 337 358 379 400 Numer pola Statystyka Minimum: 0.84 Maksimum: 0.97 Średnia: 0.91 Odch.standard.: 0.02 Ilość: 400 Poniżej: 0 Powyżej: 0 Przyjęto: 100 % Ilość pól: 400 Pow. pola: 0.01 mm 2 Pow. całkowita: 4.17 mm 2 Faza zbrojąca - włókna Al 2 O 3 - zgład wzdłużny x500. Udział powierzchniowy [%] 40 34 28 22 16 10 1 22 43 64 85 106 127 148 169 190 211 232 253 274 295 316 337 358 379 400 Numer pola Statystyka Minimum: 10.14 % Maksimum: 38.33 % Średnia: 26.95 % Odch.standard.: 4.39 % Ilość: 400 Poniżej: 0 Powyżej: 0 Przyjęto: 100 % Ilość pól: 400 Pow. pola: 0.01 mm 2 Pow. całkowita: 4.17 mm 2 104

Estymator powierzchni rozdziału (poziomo) [mm -1 ] 500 460 420 380 340 300 1 22 43 64 85 106 127 148 169 190 211 232 253 274 295 316 337 358 379 400 Numer pola Statystyka Minimum: 324.340 1/mm Maksimum: 467.710 1/mm Średnia: 386.290 1/mm Odch.standard.: 26.582 1/mm Ilość: 400 Poniżej: 0 Powyżej: 0 Przyjęto: 100 % Ilość pól: 400 Pow. pola: 0.010 mm 2 Pow. całkowita: 4.168 mm 2 Estymator powierzchni rozdziału (pionowo) [mm -1 ] 600.000 540 480.000 420.000 360.000 300 1 22 43 64 85 106 127 148 169 190 211 Numer pola 232 253 274 295 316 337 358 379 400 Statystyka Minimum: 385.840 1/mm Maksimum: 575.800 1/mm Średnia: 459.159 1/mm Odch.standard.: 32.690 1/mm Ilość: 400 Poniżej: 0 Powyżej: 0 Przyjęto: 100 % Ilość pól: 400 Pow. pola: 0.010 mm 2 Pow. całkowita: 4.168 mm 2 Gęstość [mm -2 ] 60000 50000 40000 30000 20000 10000 1 22 43 64 85 106 127 148 169 190 211 232 253 274 295 316 337 358 379 400 Numer pola Statystyka Minimum: 12570.778 1/mm 2 Maksimum: 50187.152 1/mm 2 Średnia: 25347.631 1/mm 2 Odch.standard.: 5045.507 1/mm 2 Ilość: 400 Poniżej: 0 Powyżej: 0 Przyjęto: 100 % Ilość pól: 400 Pow. pola: 0.010 mm 2 Pow. całkowita: 4.168 mm 2 Współczynnik anizotropii 1 0.90 0.80 0.70 1 22 43 64 85 106 127 148 169 190 211 232 253 274 295 316 337 358 379 400 Numer pola Statystyka Minimum: 0.73 Maksimum: 0.94 Średnia: 0.84 Odch.standard.: 0.04 Ilość: 400 Poniżej: 0 Powyżej: 0 Przyjęto: 100 % Ilość pól: 400 Pow. pola: 0.01 mm 2 Pow. całkowita: 4.17 mm 2 Osnowa - eutektyka krzemowa - zgład wzdłużny x500. Udział powierzchniowy [%] 40 35 30 25 20 15.00 1 22 43 64 85 106 127 148 169 190 211 232 253 274 295 316 337 358 379 400 Numer pola Statystyka Minimum: 18.91 % Maksimum: 32.21 % Średnia: 26.62 % Odch.standard.: 2.23 % Ilość: 400 Poniżej: 0 Powyżej: 0 Przyjęto: 100 % Ilość pól: 400 Pow. pola: 0.01 mm 2 Pow. całkowita: 4.17 mm 2 105

Estymator powierzchni rozdziału (poziomo) [mm -1 ] 1500 1400 1300 1200 1100 1000 1 22 43 64 85 106 127 148 169 190 211 232 253 274 295 316 337 358 379 400 Numer pola Statystyka Minimum: 1072.236 1/mm Maksimum: 1450.953 1/mm Średnia: 1271.833 1/mm Odch.standard.: 58.803 1/mm Ilość: 400 Poniżej: 0 Powyżej: 0 Przyjęto: 100 % Ilość pól: 400 Pow. pola: 0.010 mm 2 Pow. całkowita: 4.168 mm 2 Estymator powierzchni rozdziału (pionowo) [mm -1 ] 2000 1800 1600 1400 1200 1000 1 22 43 64 85 106 127 148 169 190 211 232 253 274 295 316 337 358 379 400 Numer pola Statystyka Minimum: 1164.398 1/mm Maksimum: 1572.808 1/mm Średnia: 1374.603 1/mm Odch.standard.: 69.548 1/mm Ilość: 400 Poniżej: 0 Powyżej: 0 Przyjęto: 100 % Ilość pól: 400 Pow. pola: 0.010 mm 2 Pow. całkowita: 4.168 mm 2 Gęstość [mm -2 ] 200000 180000 160000 140000 120000 100000 1 22 43 64 85 106 127 148 169 190 211 Numer pola 232 253 274 295 316 337 358 379 400 Statystyka Minimum: 106899.5941/mm 2 Maksimum: 190288.9531/mm 2 Średnia: 160943.3871/mm 2 Odch.standard.: 12661.452 1/mm 2 Ilość: 400 Poniżej: 0 Powyżej: 0 Przyjęto: 100 % Ilość pól: 400 Pow. pola: 0.010 mm 2 Pow. całkowita: 4.168 mm 2 Współczynnik anizotropii 1 0.90 0.80 1 22 43 64 85 106 127 148 169 190 211 232 253 274 295 316 337 358 379 400 Numer pola Statystyka Minimum: 0.85 Maksimum: 1.00 Średnia: 0.93 Odch.standard.: 0.02 Ilość: 400 Poniżej: 0 Powyżej: 0 Przyjęto: 100 % Ilość pól: 400 Pow. pola: 0.01 mm 2 Pow. całkowita: 4.17 mm 2 W tabeli III.13 przedstawiono zestawienie otrzymanych wyników pomiarów. Wskazują one na pewne zróżnicowanie wartości liczbowych w zależności od kierunku, w jakim zostały wykonane zgłady metalograficzne ( i do kierunku przesuwu tłoka). Dla kierunku równoległego do kierunku przesuwu tłoka są to wartości nieco wyższe dla fazy zbrojącej i dotyczą one estymatora rozdziału N L. Obserwuje się również nieco wyższe, w kierunku prostopadłym do kierunku przesuwu tłoka prasującego, zawartości fazy zbrojącej i liczby włókien Al 2 O 3 odniesionej do 1mm 2 zgładu. Zwracają uwagę zawyżone udziały powierzchniowe analizowanych faz, zwłaszcza fazy krzemowej w stosunku do zawartości Si w stopie AK12 (ok. 14 obj. %). Wzrost udziału powierzchniowego fazy zbrojącej niewątpliwie wiąże się ze specyfiką infiltracji ciśnieniowej ciała porowatego (preformy). Wzrost fazy krzemowej może być interpretowany po części jako wynik tożsamej wspólnej komputerowej identyfikacji pozostałych faz osnowy (krzem eutektyczny utożsamiony z Mg 2 Si, 106

Cu 2 Al, Al 3 Ni, krzemem pierwotnym i fazami żelazowo-manganowymi). Tabela III.13 Zestawienie podstawowych parametrów geometrycznych włókien Al 2 O 3 i fazy krzemowej w materiale kompozytowym tłoka (w nawiasach podano wartości odchyleń standardowych) Parametr geometryczny A A [% obj.] N L [1/mm] N L [1/mm] N A [1/mm 2 ] (współczynnik anizotropii) Faza zbrojąca Faza krzemowa Kierunek Kierunek Kierunek Kierunek 28,23 26,95 26,70 26,62 (3,40) (4,39) (2,02) (2,23) 376,68 386,29 1128,07 1270,83 (24,94) (26,58) (59,50) (58,80) 447,26 459,16 1239,76 1374,60 (27,96) (32,69) (69,89) (69,55) 30179,94 25347,63 162414,70 160943,39 (5155,80) (5045,51) (12685,56) (12661,45) 0,84 0,84 0,91 0,93 (0,03) (0,04) (0,02) (0,02) Jednakże znaczący udział w niewątpliwym wzroście udziału krzemu (a jednocześnie być może i fazy zbrojącej, identyfikowanej jako Al 2 O 3 ) w przestrzeniach międzywłóknowych jest prawdopodobnie wynikiem reakcji: 4Al+3SiO 2 = 2Al 2 O 3 +3Si zachodzącej pomiędzy nadmiarową ilością SiO 2 w preformie (ocenianą na 8% wag.) a aluminium ciekłym czy nawet stałym - w trakcie obróbki cieplnej. 1. Na obecnym etapie badań można przyjąć, że dla losowo wybranych wycinków stref zbrojonych tłoka pobranych prostopadle i równolegle w stosunku do kierunku ruchu stempla prasującego nie stwierdzono istotnych różnic w wartościach współczynnika anizotropii dotyczącego widocznych w strukturze materiału kompozytowego krótkich włókien Al 2 O 3 oraz fazy krzemowej. 2. Wyniki badań przeprowadzonych metodami metalografii ilościowej wskazują na nieco wyższe udziały objętościowe fazy zbrojącej (Al 2 O 3 ) i nieco większą liczbę cząsteczek zbrojenia przypadającą na 1mm 2 zgładu w kierunku prostopadłym do kierunku ruchu tłoka prasującego. Fakt ten skutkuje wyższymi parametrami mechanicznymi: R m, R a, Z go. Zasadne zatem pozostaje stwierdzenie o umacniającym wpływie zbrojenia. 3. Dla badanego zakresu zmian strukturalnych stwierdzono również, że wartości kolejnego istotnego parametru użytkowego jaki stanowi współczynnik liniowej rozszerzalności cieplnej α maleją wraz ze wzrostem udziału objętościowego fazy zbrojącej i liczby cząsteczek zbrojenia odniesionych do 1mm 2 powierzchni zgładu. 4. Wzajemnie przeciwny kierunek zmian współczynnika α i podstawowych charakterystyk mechanicznych (R m, R a i Z go ) pozostaje w zgodzie z danymi literaturowymi. 5. Ustalenie ścisłych zależności ilościowych wymaga przeprowadzenia systematycznych badań dla odpowiednio licznej populacji próbek. Kompozyt AK12/grafit (5,7% wag.) Strukturę materiału pokazano na rys.iii.88. Zamieszczone fotografie nie mają istotnego znaczenia merytorycznego w aspekcie ilościowym struktury, a stanowią 107

jedynie walor ilustracyjny. Głównie widoczna jest eutektyka Al-Si, charakterystyczna dla siluminu AK12 (osnowa metalowa w strukturze kompozytu) oraz wydzielenia grafitowe, stanowiące fazę zbrojącą. Niezbędne pomiary wykonywano w losowo wybranych polach pomiarowych przy powiększeniu mikroskopowym wynoszącym 25x. Całkowita powierzchnia stanowiąca przedmiot analizy wynosiła 33,85 mm 2. Określono: A A [%] - udział powierzchniowy wyrażony w % obj. (faza zbrojąca, faza krzemowa), N L [mm -1 ]- estymator powierzchni rozdziału (faza zbrojąca/osnowa metalowa i faza krzemowa/osnowa metalowa) mierzony w kierunku poziomym, N L [mm -1 ]- estymator powierzchni rozdziału (faza zbrojąca/osnowa metalowa i faza krzemowa/osnowa metalowa) mierzony w kierunku pionowym, N A [mm -2 ] - gęstość jako liczbę przekrojów obiektów przypadającą na 1 mm 2 zgładu metalograficznego (faza zbrojąca, faza krzemowa), F śr [mm] - współczynnik anizotropii, - średnią średnicę Fereta. 0,5 mm 0,5 mm obraz rzeczywisty x25 obraz binarny x25 Rys.III.88. Mikrostruktura tłoka zbrojonego dyspersyjnie 5,7% wag. grafitu niklowanego Udział powierzchniowy [%] AreaPerc (%) 5 4.30 3.60 2.90 2.20 1.50 1 2 3 4 Numer pola 5 6 7 8 Statystyka Minimum: 1.74 % Maksimum: 4.58 % Średnia: 2.77 % Odch.standard.: 1.11 % Ilość: 8 Poniżej: 0 Powyżej: 0 Przyjęto: 100 % Ilość pól: 8 Pow. pola: 4.23 mm 2 Pow. całkowita: 33.85 mm 2 108

Estymator powierzchni rozdziału (poziomo) [mm -1 ] 50 46 42 38 34 30.000 1 2 3 4 5 Numer pola 6 7 8 Statystyka Minimum: 33.890 1/mm Maksimum: 42.733 1/mm Średnia: 38.485 1/mm Odch.standard.: 2.823 1/mm Ilość: 8 Poniżej: 0 Powyżej: 0 Przyjęto: 100 % Ilość pól: 8 Pow. pola: 4.231 mm 2 Pow. całkowita: 33.851 mm 2 Estymator powierzchni rozdziału (pionowo) [mm -1 ] 50 46 42 38 34 30.000 1 2 3 4 5 Numer pola 6 7 8 Statystyka Minimum: 31.628 1/mm Maksimum: 44.998 1/mm Średnia: 37.559 1/mm Odch.standard.: 4.502 1/mm Ilość: 8 Poniżej: 0 Powyżej: 0 Przyjęto: 100 % Ilość pól: 8 Pow. pola: 4.231 mm 2 Pow. całkowita: 33.851 mm 2 Gęstość [mm -2 ] 30 26 22 18 14 10 1 2 3 4 5 Numer pola 6 7 8 Statystyka Minimum: 10.635 1/mm 2 Maksimum: 27.178 1/mm 2 Średnia: 18.050 1/mm 2 Odch.standard.: 6.292 1/mm 2 Ilość: 8 Poniżej: 0 Powyżej: 0 Przyjęto: 100 % Ilość pól: 8 Pow. pola: 4.231 mm 2 Pow. całkowita: 33.851 mm 2 Współczynnik anizotropii 1.50 0.80 1 2 3 4 5 Numer pola 6 7 8 Statystyka Minimum: 0.95 Maksimum: 1.18 Średnia: 1.03 Odch.standard.: 0.07 Ilość: 8 Poniżej: 0 Powyżej: 0 Przyjęto: 100 % Ilość pól: 8 Pow. pola: 4.23 mm 2 Pow. całkowita: 33.85 mm 2 Ilość 200 160 120 80 40 0 0 0.025 0.050 0.075 0.100 0.125 0.150 0.175 Średnia średnica Fereta [mm] 0.200 0.225 0.250 Statystyka Minimum: 0.002 mm Maksimum: 0.245 mm Średnia: 0.043 mm Odch.standard.: 0.038 mm Sum: 26.552 mm Ilość: 611 Poniżej: 0 Powyżej: 0 Przyjęto: 100 % Ilość pól: 8 Pow. pola: 4.231 mm 2 Pow. całkowita: 33.851 mm 2 Przeprowadzone ilościowe badania metalograficzne dotyczące wydzieleń grafitowych pozwalają stwierdzić co następuje: 1. Wprowadzenie do stopu AK12 5,7% wag. grafitu niklowanego powoduje wzrost odporności powstałego kompozytu na szoki cieplne w porównaniu do stopu 109

monolitycznego AK20 i AK25 w stanie lanym. 2. Korzystną zmianę odporności na szoki cieplne (por. p. 1) należy wiązać z obecnością w osnowie kompozytu, fazy wtórnej Al 3 Ni powstałej w wyniku przejścia niklu, pochodzącego z warstwy wokół wydzieleń grafitowych, do roztworu stopu podstawowego. Faza ta stanowi swoistego rodzaju umocnienie skutkujące wzrostem odporności na szoki cieplne. 3. Wprowadzenie do stopu AK12 5,7% wag. grafitu niklowanego powoduje spadek odporności powstałego kompozytu na szoki cieplne w porównaniu do stopu monolitycznego AK12 prasowanego w stanie ciekłym i znajdującego się w stanie obrobionym cieplnie. 4. Brak anizotropii strukturalnej (wartość współczynnika anizotropii bliska jedności) koreluje z wykazanymi niewielkimi rozrzutami wartości przewodności elektrycznej i twardości w przekrojach badanych odlewów tłoków. III.6.2. Mikroskopia skaningowa Dla badanych kompozytów AK12/Al 2 O 3 i AK12/grafit przeprowadzono badania strukturalne metodą SEM w celu wyjaśnienia, jakie czynniki strukturalne wywołują zmiany właściwości materiału. Obserwacje mikroskopowe oraz mikroanalizę składu chemicznego wybranych obszarów przełomu próbek wykonano przy użyciu elektronowego mikroskopu skaningowego Philips XL30 wyposażonego w spektrometr rentgenowski DX4-EDAX. Kompozyt AK12/Al 2 O 3 Na fotografiach zaobserwowano liczne pęknięcia włókien świadczące o przejmowaniu obciążeń przez włókna, co przy ich wysokiej wytrzymałości powoduje, że stanowią one efektywną fazę zbrojącą (umacniającą) kompozytu. Potwierdzeniem tego są wyniki przeprowadzonych badań właściwości wytrzymałościowych, w których kompozyt AK12/Al 2 O 3 wykazywał najwyższy poziom właściwości. Stwierdzono również tylko nieliczne włókna wyciągnięte z osnowy co dowodzi prawidłowości przeprowadzenia procesu technologicznego wytworzenia materiału kompozytowego i dobrego połączenia materiału osnowy z włóknem preformy (rys.iii.89a). W niektórych przypadkach obserwowano niepełną infiltrację preformy metalem, co znajdowało wyraz w obecności stref swobodnych włókien z tlenku glinu (rys.iii.89b). a b Rys.III.89. Obrazy skaningowe kompozytu AK12/Al 2 O 3 110

Kompozyt AK12/grafit Stwierdzono, że nikiel, którym dla potrzeb procesu technologicznego pokryto grafit wprowadzany do stopu monolitycznego przechodzi w konsekwencji do roztworu tworząc fazę wtórną w osnowie stopu podstawowego widoczną na obrazach wykonanych metodą SEM w postaci jasnych wydłużonych wydzieleń zidentyfikowanych jako Al 3 Ni (rys.iii.90). Znaczenie tej fazy jest podobne do działania włókien krótkich Al 2 O 3 w materiale kompozytowym. Świadczą o tym uzyskane wyniki badań udarności, które dla obu przypadków przyjmują zbliżone wartości. Stop AK12 zbrojony grafitem wykazuje udarność równą 133J a zbrojony włóknami krótkimi Al 2 O 3 wykazuje udarność praktycznie taką samą (134J). 1 a b Rys.III.90. Obrazy skaningowe kompozytu AK12/grafit Mikroanaliza składu fazy w punkcie 1 potwierdziła występowanie związku międzymetalowego Al 3 Ni (rys.iii.91). Rys.III.91. Wyniki mikroanalizy w punkcie 1 111