izabella hyla józef sle ziona wytwarzanie kompozytow

Izabella HYLA

Józef SLE ZIONA

Krzepnięcie ..,tali i stopów t . ll I'L ISSN 0208-~386 ISBII HJ-04-02648- l

Ossolineun 1~87

WYTWARZANIE KOMPOZYTOW WŁOKNISTYCH

METODAMI ODLEWNICZYMI

Przedstawione opracowanie poświęcono metalicznym kompozytom

włóknistym, o zbrojeniu włóknami ciągłymi. Są one często oznaczane

skrótowo symbolem WKM. Do ich wytworzenia wykorzystano metody od

lewnicze, zaliczane do metod pośrednich wytwarzania kompozytów, nazy

wanych również metodami z ciekłą osnową. W tej grupie metod wytwa

rzania ustalenie poprawnych parametrów procesu technologicznego wy

maga rozwiązania następujących zagadnień:

- zapewnienia właściwej zwilżalności włókien zbrojących przez

c iekłą osnowę,

- określenia warunków pozwalających na uzyskanie ustalonego typu

połączenia między komponentami,

- ustalenia, na podstawie bilansów cieplnych, niezbędnych para

metrów temperaturowo-czasowych procesu odlewniczego.

W przedstawionym opracowaniu szczegółowe omówienie wybranej

technologii poprzedzone zostanie zatem rozważaniami nad sposobami

rozwiązania wymienionych zagadnień. Jako obiekt badań wybrano kom

pozyt włóknisty należący do grupy materiałów Al-Fe.

1. Zagadnienia zwilżalności rozpływania

Wstępnym warunkiem kwalifikującym przydatność metod odlewni

czych do wytwarzania danego kotnpozytu jest fakt wystąpienia w łączo

nych materiałach dobrej zwilżalności włókien zbrojących przez ciekłą

8 Izabella Hyla, Józef Sleziona

osnowę. Zależy to, jak wiadomo, od napięcia powierzchniowego kontak

tujących się faz, a praktycznie może być wyznaczone przez pomiar

skrajnego kąta zwilżania. Równanie równowagi Younga

cos 8 ~ d - eJ s-g s-c

6 c-g (1)

gdzie lit - skrajny kąt zwilżania odczytany od strony fazy ciekłej, <:f

napięcie powierzchniowe na granicy faz oznaczonych indeksami s, c,

g, oznaczającymi odpowiednio ciało stałe, ciecz, gaz - wskazuje zwiąZ..:

ki zachodzące między wielkościami warunkującymi m. in. przebieg pro

cesu zwilżania.

Ponieważ analiza zmian energii swobodnej układu pozwala przyjąć

jako miarę energii napędowej procesu zwilżania nierówność

Cf cos 8 > o l c-g (2)

zatem, jak widać z równania (2), na przebieg zwilżalności można oddziały

wać również przez zmianę kąta 9. Zmiany takie można osiągnąć do

mieszkując materiał osnowy lub zbrojenia odpowiednimi składnikami,

względnie nanosząc na druty zbrojące właściwe pokrycia. Zabiegi takie

prowadzą jednak nie tylko do zmiany kąta zwilżania, ale wywierają

wpływ na całą kinetykę . rozpływania. Zatem ilość i jakość dodatków

wprowadzanych do komponentów należy analizować nie tylko z punktu

widzenia wielkości kąta zwilżania, ale również pozostałych elementów

kinetyki rozpływania. Szczególnie istotnym czynnikiem w analizowanym

procesie jest fakt występowania wzajemnego oddziaływania między kom

ponentami. Powoduje ono bowiem zmianę napięcia powierzchniowego

międzyfazowego a wraz z nim zmianę siły napędowej całego procesu

rozpływania. Zmienia się zatem również szybkość rozpływania, która

podobnie jak szybkość dowolnego procesu zależy od stosunku siły na

pędowej do sił oporu, który w procesach niestacjonarnych, (w przypad

ku oddziaływania między komponentami na granicy faz) może ulegać

zmianie, powodując tym samym zmianę szybkości rozpływania. Ponieważ

siłę napędową procesu rozpływania determinują zmiany energii powierz

chniowej międzyfazowej, a siłę oporu - tarcie wewnętrzne zależne prze

de wszystkim od lepkości i sił bezwładności, każda zmiana któregokol

wiek z tych czynników może zmienić warunki rozpływania ciekłego me

talu osnowy. Podjęte studia literaturowe jak i badania praktyczne nad

warunkami rozpływania ciekłego Al po stałym Fe pozwoliły stwierdzić,

że przy rozpływaniu Al na powierzchni stopów żelaza (w stanie stałym)

Wytwarzanie kompozyŁów włóknistych 9

początkowe prędkości (średnie~ 1,56. 102s) zmiany średnicy płasz

czyzny kontaktu wynoszą 0,3- 0,6 m/s. Przy podwyższeniu temperatury

od 973 do 1273 K szybkość rozpływania ulega zmianie. Początkowo

wra:z ze wzrostem temperatury szybkóść rozpływania rośnie. Pomimo

tego w badanych układach Al-Fe osiągnięcie quasi-równowagowego kąta

zwilżania, jak również wzrostu płaszczyzny rozpływania trwa dość

długo (sekundy, dziesiątki sekund) [14], natomiast w układach, w któ

rych nie występuje wzajemne rozpuszczanie materiałów (np. S n-Mo)

' ( -2 ) [ J proces ten trwa bardzo krotko 10 s 11 .

Zmianę szybkości rozpływania w czasie (w temp. 1023 K) dla

trzech różnych układów: Al-Co, Al-Fe i Al-Ni, charakteryzujących się

zbliżonymi efektywnymi energiami aktywacji ( 8-12 kJ/mol), ilustruje rys. 1,

natomiast zależność szybkości rozpływania ciekłego Al po Fe od tem

peratury i czasu kontaktu ilustruje rys. 2. Jak widać z podanych wy-

~ 3,0 ....s 'o

> 20 ·o • •l/)

o .:.c -ę, 1,0 N (/)

o L-.::._,::~;::::o...~--10 20 30 Czas T (s)

Rys. 1. Zmiana szybkości rozpływania w czasie dla układów Al-Co (l) ; Al-Fe ( 2 ); Al-Ni ( 3) w tem-

peraturze 1023 K [7]

"iii 2.0 E ... -'o -:-> :~ 1,0 o

..X

.D i!';

(/)

800 900 1000 Temperaturo (•c l

Rys. 2. Temperaturowa zależność szybkości rozpływania aluminium po żelazie przy czasach kontaktu ;L- 2 s;

2 - 5 s; 3- 10 s ; 4- 20 s [ 12 J

kresów, przy wzroście temperatury od 973 do 1073 K szybkość rozpły

wania rośnie, natomiast w zakresie wyższych temperatur maleje. Spadek

ten uzasadnić można wzrostem sił oporu, związanych m. in. z powsta

waniem kryształów nowych faz; natomiast zwiększenie szybkości rozpły

wania w zakresie temperatur 973-1073 K może być wywołane obniże

niem quasi-równowagowego kąta zwilżania (np. dla Fe, Co i Ni kąty te

wynoszą odpowiednio 33, 28 i 18°) oraz zmianą wartości pracy adhezji.

Wzrost pracy adhezji dla rozważanego układu, wraz ze wzrostem tempe

ratury ( tab. 1) może być wywołany wystąpieniem wza j e mnego oddziały-

10 Izabella Hyla, Józef $leziona

Tabela 1. Quasi-równowagowe kąty zwilżania 8 oraz praca adhezji w w układach Al-Fe, Al-Co, Al-Ni [7]

w WA Układ 'l' (OC) e (o) a

{J/m2) (kJ/mol)

Al-Fe 700 42 1.580 61,8

750 33 1.650 64,8

800 26 1.690 66,0

900 24 1.650 64,8

1000 24 1.650 64,8

Al-Co 700 50 1.500 56,4

750 28 1.680 61,4

800 26 1.690 65,1

900 25 1.670 65,1

1000 18 1.680 66,0

1200 o 1.640 65,1

Al-Ni 700 20 1.760 69,0

750 18 1.760 69,0

800 17 1.750 68,5

900 15 1.720 67,2

1000 10 1.710 66,9

wania na granicach faz. Wniosek taki nasuwa fakt, że zjawiskom wza

jemnego oddziaływania towarzyszą zmiany międzyfazowych napięć po

wierzchniowych, te zaś z kolei mają istotny wpływ na wartość pracy

adhezji, o czym świadczy zależność

a

w a

(J ( l + c os 9 ) . c-g

(3)

Na kinetykę rozpływania oraz charakter procesów zachodzących na gra

nicy faz można wpływać (co już częściowo zaznaczono uprzednio)

przez wprowadzenie odpowiednich dodatków stopowych do materiału

osnowy lub drutów zbrojących. Dodatki te należy dobrać tak, aby wpły

wać przez nie na obie składowe sił oporu, zarówno więc na lepkoś ć

stopu, jak i procesy fizykochemiczne zachodzące na granicy faz. Izo

termy zmian lepkości stopów Al-Fe w zależności od temperatury i za

wartości pierwiastka stopowego ilustrują wykresy na rys. 3 (lepkość

czystego Al w temperaturze 973 K wynosi 1,13 cP [2] ). Na podstawie

przedstawionych wykresów można wnioskować, że dodatek do aluminium

niewielkiej ilości tytanu, żelaza, miedzi i magnezu zwiększa jego lepkość

Wytwarzanie kompozytów włóknistych 11

( .1 ? > O), natomiast dodatek indu,

krzemu, bizmutu i cyny - obniża

lepkość (6.? < O ). Biorąc pod u

wagę techniczne, ogcŚlnie dostęp

ne odlewnicze stopy aluminium, za

szczególnie interesujący dodatek

stopowy do aluminium należy u

znać krzem. Wpływ dodatku krze

mu na zmianę lepkości stopu Al

0.16 1----c~-+--+~il!..l

0,08 IH-+---1-:::::;;;ol...--fiiliq

o 0,08 ~~-F~=:/c:b-1

0,16

0,06

o 0,08

T i

t; 'l

~ ~

!.-Fe

1/ C u

l Mg

~ ~i 1St' -

b l/Fe c

Ti l !J

III ~ -- M

~ ~ ...._ S i

w różnych temperaturach ilustrują

wykresy na rys. 4. Jak widać z

przebiegu krzywych, w zakresie

temperatur od 973 do 1173 K do

datek krzemu obniża lepkość alu

minium. Przy zawartości eutekty

cznej następuje pewna gwałtow

niejsza zmiana, zaznaczona na

wykresach charakterystycznym

o 2 " o 2

Rys. 3. Izotermy zmian lepkości stopów Al-Me w zależności od temperatury i zawartości pierwiastka stopowego [z]: a - 970 K, b - 1020 K,

załamaniem krzywych, a poniżej 16% Si spa

dek lepkości jest już znikomo mały. Podane

wykresy potwierdzają również duży wpływ

temperatury na lepkość stopu.

Wyniki badań zaczerpnięte z literatury

[ 13, 17 J wskazują na to, że w układach Al-Fe jako dodatki winny być brane pod uwa

gę obok Si głównie takie pierwiastki jak Ni

i C r. Ich dodatek do podłoża wpływa na

zmianę energii aktywacji (ta b. 2) , a tym sa

mym również na kinetykę rozpływania. Jak

wynika z danych przytoczonych w tab. 2,

najwyższą wartoś ć energii aktywacji wywołu

je wprowadzenie do Fe (stanowiącego mate

riał podło ża) dodatku Al. Badania ekspery-

c - 1070 K

cP 1,05

0,95

0,85

0,75

-- !-.....

l'-r-. 9731-

!---.. ....._ 1a 3K .......... ....._ 11 3K

4 12 20 Zawartość Si (%}

Rys. 4. Lepkość stopu A l-Si w różn~ch tempera

turac h L28]

mentalne prowadzone dla różnych ilości domie szek Al do Fe potwierdziły,

że w z ro s t zawartości A l w F'e p rowadzi do wzrostu skrajnego kąta

zwilżania, z mniej szenia szybkośc i ro zpływania i pracy adhezji. Tend en

cj ę do z mn ie jsze n ia p ra c y adhezj i z e wzrostem dodatku a luminium obj aś

nia się zmianą chara kteru wiązań międzyatomowych w stopach Al-l ·'e

[ 24]. Pon adto prz y d o d atk u A l d o F'e wraz z e zmianą wiązań powstaje

również składowa p o larna [24]. Asymetria p o la siłowego na g ranicy ze

e<tnnPm n rowadzi do wzrostu międzyfazowej energii p o wierz chniowej, co

12 Izabella Hyla, Józef 5leziona

Tabela 2. Wpływ dodatków stopowych na energię aktywacji rozpływania aluminium w układach Al-Fe [ 7 J

(Fe +

(Fe +

(Fe +

(Fe +

Fe -

Układ

Fe-Al

10% Ni) - Al

18% er) - Al

2% Si) - Al

14o/o Al) - Al

(Al + , 2o/o SI)

Energia aktywacji (:!:: 2,0) (kJ/mol)

79

54

38

21

110

54

przejawia się zmniejszeniem pracy adhezji. Z drugiej jednak strony

wprowadzenie Al do Fe wywołuje zmniejszenie różnicy potencjałów che

micznych kontaktujących się materiałów, a to z kolei ma istotne zna

czenie w procesach oddziaływania komponentów na granicy faz.

Badania nad wpływem dodatku Ni i Cr do Fe na kinetykę rozpły

wania Al po stałym podłożu z Fe wykazały, że dodatek Ni (do 10o/o

mas.) Cr (do 18o/o mas.) powoduje powiększenie powierzchni rozpły-

wania pracy adhezji oraz zmniejszenie początkowych i quasi-równowa

gowych kątów zwilżania. Podobnie dodatek krzemu do materiału osnowy

lub drutów zbrojących ma wpływ nie tylko na kinetykę rozpływania, ale

E 3 E :010

a. o ... ~

o o ·c: -o (l) ...

·Vl

8

6

o 10 20 30 40 Czas (s)

Rys. 5 . Wpływ temperatury, czasu i składu chemicznego na wielkość średnicy kropli [27] : 1- 0,74o/o Si, 700°C; 2- 0,74% Si, 75QOC; 3- 0,74o/o Si, 8oo0 c; 4- o,74o/o Si, 9oooc; 5- 6o/o Si. 700°C; 6 - 6o/o Si,

750°C, 800°C i 900°C

również na intensywność oddziaływania

komponentów na granicy faz. Wpływ do

datku Si do Al na zwilżalność podłoża

z żelaza Armco w zakresie temperatur

od 973 do 1173 K ilustrują wykresy

na rys. 5. Jak wynika z przebiegu wy

kresów, 6-procentowy dodatek Si elimi

nuje wpływ temperatury na przebieg

zwilżalności, natomiast dodatki nie prze

kraczające 1 o/o znacznie podwyższają

zwilżalność, ale zachowują przy tym

dużą zależność przebiegu zjawiska od

temperatury. Zgodnie z danymi w pra

cy [ 14] dodatek S i do Fe powoduj e

zmniejszenie skrajnego kąta zwilżania,

zwiększenie szybkości rozpływania

oraz zmianę efektywnej energii akty

wacji ( tab. 2). Wnioski wynikające z


badań kinetyki rozpływania Al po Fe można sformułować następująco:

- szybkość rozpływania aluminium zwiększa się wraz z podwyższe

niem temperatury układu oraz wraz z wprowadzeniem do fazy stałej lub

· ciekłej dodatków aktywnych międzyfazowo;

- w układach Al-Fe rolę dodatków aktywnych spełniać mogą takie

pierwiastki, jak Ni, Cr i Si.

Ostateczne ustalenie składu chemicznego komponentów oraz warunków

temperaturowo-czasowych procesu wymaga dodatkowego przeanalizowa

nia, jak czynniki te (tzn. dodatki, temperatura i czas kontaktu ciekłej

osnowy z drutami zbrojącymi) wpływają na charakter połączenia włó

kien z osnową. Rodzaj uzyskiwanego połączenia oraz charakterystyka

warstwy granicznej wywierają tak duży wpływ na własności materiału

kompozytowego, że czynniki mające wpływ na kinetykę rozpływania mu

szą być dodatkowo weryfikowane z punktu widzenia ich oddziaływania

na procesy, jakie mogą zachodzić. między łączonymi komponentami na

granicy faz.

2. Czynniki determinujące typ uzyskiwanego połączenia

między komponentami

Biorąc pod uwagę charakter połączenia między komponentami WKM

podzielić można na następujące trzy podstawowe klasy:

I - włókno i osnowa nie reagują i nie rozpuszczają się wzajemnie,

II - włókno 'i osnowa nie reagują, ale rozpuszczają się wzajemnie,

III - włókno i osnowa reagują wzajemnie tworząc związki chemiczne na

granicy rozdziału.

W poszczególnych klasach dominują pewne określone rodzaje połą

czenia komponentów, których schematy ilustruje rys. 6. Przykłady mate-

o w o o o w o o o

o c d

Rys. 6. Schematy podstawowych typów połączeń: o - osnowa; w - włókno; a - pOłączenie mechaniczne, b - połączenie na drodze wzajemnego rozpuszczania; c - połączenie z wzajemnym oddziały1/)[aniem, d - połą-

czenie z powstaniem warstwy tlenkowej [23]

14 Izabella Hyla, Józef $leziona

riałów kompozytowych, reprezentujących poszczególne klasy przedsta

wia tab. 3. Wśród kompozyłów klasy pierwszej zostały tu wymienione

również_ układy zaliczane do klasy pseudopierwszej, tzn. takie, które za

chowują charakter połączenia klasy I jedynie przy spełnieniu odpowied

nich warunków ich wytwarzania i eksploatacji. Do takich materiałów za-

Tabela 3. Przykłady podziału kompozyłów na trzy podstawowe klasy [ 23]

Miedź - wolfram

Miedź - tlenek alu-

miniurn

Srebro - tlenek alu-

miniurn

Aluminium - bor (po

kryty BN)

Magnez - bor

Aluminium - bora

A luminium - stal nie

rdzewnaa

n klasa

Chrom - wolfram

Eutektyki

Niob - wolfram

Nikiel - węgiel

Nikiel - wolframb

~kłady klasy pseudopierwszej

III klasa

Miedź (tytan) - wolfram

Aluminium - węgiel (po

wyżej 970 K)

'l'ytan - tlenek alumi-

miniurn

'l'ytan - bor

'l'ytan - węglik krzemu

Aluminium - dwutlenek

krzemu

bPrzy bardzo niskich temperaturach powstaje połączenie reakcyjne, tworzą się związki Ni4 W

lic zają się również kompozyty z grupy Al-F'e. Przedstawione w tab. 3

zestawienie ma charakter przede wszystkim orientacyjny, ponieważ pew

ne działania zewnętrzne, takie jak temperatura, dodatki stopowe, techno

logia wytwarzania itp., mogą zmieniać klasę połączenia w kompozycie.

Jednym zatem z istotnych problemów przy wytwarzaniu kompozyłów o

założonym typie połączenia komponentów jest możliwość kontrolowania

procesów fizykochemicznyc h zachodzq cyc h między komponentami w war

stwie granicznej.

Istotnym elementem działania kontrolującego jest odpowiednie z esta

wien ie mających współpracować materiałów, polegające n a łączeniu ma-

teriałów charakteryzujących się równoważnością term odynamiczną kine-

tyc zną. Często jednak uniemożliwiają to inne wymagania s tawian e kom

ponentom, np. wymag a n ia wytrzymałościowe, wówczas stabilność termo

dynamic zną łąc zonych materiałów można zmieniać prz ez wprowadzenie

d o nich pierWiastkó w fa zow o - a ktywnych lub przez pokrywan ie drutów


zbrojących powłokami ochronnymi spełniającymi rolę bariery dyfuzyjnej.

Wprowadzając dodatki stopowe do metalu wywołuje się w nim m. in.

zmianę koncentracji elektronów, a zatem również zmianę jego potencja

łu chemicznego. Ponieważ powstająca różnica potencjału chemicznego

wywiera wpływ na intensywność procesów wzajemnego oddziaływania

komponentów, istnieje konieczność ustalenia określonych zależności

funkcyjnych pozwalających na szczeg6łow~ obliczenia wskazujące, jak

poszczególne dodatki wpływają na termodynamiczną stabilność kompo

nentów. Obliczenia takie można wstępnie przeprowadzić na układach mo

delowych dwu i trójskładnikowych, które w rozważanym przypadku zo

staną oznaczone następująco: model dwuskładnikowy Al-Fe, model trój

składnikawy - układ Al+Me-Fe. Ponadto w prezentowanych obliczeniach

przyjęto następujące założenia upraszczające:

- rozpuszczaniu w osnowie ulega tylko drut,

- komponenty tworzą roztwór regularny rozcieńczony,

- udział atomowy Fe

można przyjąć iż NFe ~ 1

Me w osnowie jest pomijalnie mały, tak że

NMe~ 1,

- udział atomowy Fe w roztworze podwójnym

zmianie.

potrójnym nie ulega

Oznaczając składowe modelowe Fe, Al, Me kolejnymi liczbami 1, 2, 3,

potencjał chemiczny żelaza w podwójnym i potrójnym roztworze regular

nym określić można z zależności (16, 22, 31]

( 4)

(5)

gdzie }l~ - potencjał chemiczny czystego metalu 1, indeksy b i t zna

czą odpowiednio roztwór podwójny i potrójny; a~,t - aktywność metalu 1,

odpowiednio w roztworze podwójnym i potrójnym.

Ponieważ doprowadzenie do układu podwójnego niewielkiej ilości dodat

ku stopowego 3 powoduje zmianę potencjału chemicznego układu, zatem

różnica potencjałów układu podwójnego i potrójnego może być mierni

kiem wpływu danego dodatku stopowego na stabilność termodynamiczną

domieszkowanego układu, tzn.

(6)


względnie wykorzystując podstawowe prawa dla roztworów regularnych

rozcieńczonych [22] oraz obliczając dla nich współczynniki aktywności

według Morgule sa i Guggenheima [ 22] , równanię ( 6) zastąpić można

następującym wyrażeniem:

w którym E .. - energia rozpuszczania składnika IJ

udział atomowy pierwiastków w roztworze.

( 7)

w składniku j, Nk -

Energię E .. obliczyć można na podstawie układów równowag podwójnych IJ

stopów metali [ 9, 18] wykorzystując zależność

ln a. - ln N. E ..

l

IJ N~ (B)

J

oraz

o LiHt. l l

) l ln a. ~ - __!.!. (-Ttj J R T (9)

gdzie Li H~ - standardowe ciepło topnienia składnika j; Ttj - temperatu

ra topnienia składnika j, T - temperatura likwidusu układu i- j przy za

wartości N .. J

Wyniki obliczeń przeprowadzonych dla niektórych pierwiastkó w stopo-

wych zebrano w tab. 4. Ponieważ 1'1 )J.> O obniża szybkość rozpuszcza

nia, a 1'1 )J. < O przyspiesza, na podstawie danych zebranych w tab. 4

można wnioskować, że dodatek do aluminium takich pierwiastków, jak:

Tabela 4. Zmiana potencjału c hemicznego drutu ( F'e) w zależnośc i od dodatku s topowego w o snowie (Al)

Lp. Liczba P ierwiastek Temperatura LlJ.J.

atomowa stopowy topnieni a RT

l 28 Ni 1731 0 ,0475

2 24 C r 2148 0 ,0451

3 26 F' e 1811 0,0446

4 14 S i 1683 0 ,0440

5 25 M n 1518 0 ,0414

6 29 C u 1362 0,0395

7 22 T i 1941 -0,1561

8 12 Mg 823 -10, 150

9 30 Z n 692 ,5 - 13, 620


Ti, Mg, Zn przyspiesza procesy dyfuzyjne, natomiast Cu, Mn, Si, Fe,

Cr, Ni - opóźnia. Na podstawie uzyskanych wyników, jak również po

przednich rozważań dotyczących kinetyki rozpływania, można wstępnie

założyć, że komponentami kompozytu należącego do grupy Al-Fe, który

ma być otrzymywany metodą odlewniczą, winny być stopy AlSi ( osno

wa) oraz stopy FeNiCr (zbrojenie). Ostateczna ilość niezbędnych do

datków fazowo aktywnych pozostaje ponadto w pewnej zależności od

parametrów temperaturowo-czasowych procesu zalewania. Ustalenie ich

wymaga przeprowadzenia odpowiednich bilansów cieplnych układu.

3. Ustalenie parametrów procesu odlewania

Wytwarzanie kompozytów włóknistych metodą odlewniczą można zre

alizować albo metodą ciągłego odlewania, albo też metodą odlewania

ciśnieniowo-próżniowego. Termodynamiczne warunki realizacji obu tych

metod nie są identyczne i dlatego zostaną omówione oddzielnie.

3.1. Odlewanie ciągłe

Wytwarzanie kompozytów metodą ciągłego odlewania polega na prze

ciąganiu drutów o powierzchniach odpowiednio przygotowanych, tzn.

oczyszczonych, odtłuszczonych oraz posiadających w razie potrzeby

odpowiednią powłokę ochronną, przez kąpiel z ciekłej osnowy. Druty

pokryte materiałem osnowy wprowadza się następnie do krystalizatora,

w którym następuje zestalenie materiału osnowy i ścisłe połączenie jej

w jedną całość z drutami zbrojącymi, a tym samym wytworzenie kompo

zytu. Pełne schłodzenie kompozytu następuje już poza krystalizatorem.

Schematycznie proces ten ilustruje rys. 7 . Metoda ta zapewnia dobre

rownoległe rozmieszczenie włókien zbrojących w przekroju kompozytu

oraz regulowany czas kontaktu włókien z ciekłą osnową. Analiza proce

su wytwarzania kompozytów metodą ciągłego odlewania pozwala wydzie

lić następujące obszary kształtowania się odlewu (rys. 8): I - zalewa

nie ciekłym metalem osnowy, II - odprowadzenie ciepła przegrzania,

III - krzepnięcie metalu, N - ochłodzenie kompozytu w krystalizatorze,

V - schłodzenie poza krystalizatorem. Parametry technologiczne proce

su takie, jak: temperatury początkowe komponentów czy szybkość prze

suwu odlewu, wywierają istotny wpływ na własności wytwarzanego kom

pozytu. Można je ustalić za pomocą równań bilansu cieplnego, określo

nych dla kolejnych etapów kształtowania odlewu.

•

•


Rys. 7. Schemat stanowiska do ciągłego odlewania: l · - włókna zbroją

ce; 2 - bęben z włóknami, 3 - rolka sterująca, 4 - kąpiel alkaliczna, 5 - natrysk wody gorącej, 6 - kąpiel kwasowa trawiąca, 7 - kąpiel w zimnej wodzie, 8 - kąpiel w gorącej wodzie, 9 - komora topnikawania lub pokrywania warstwami ochronnymi, 10 - komora z ciekłym metalem osnowy, 11 - krystalizator, 12 - pomocnicze urządzenie ci~nące, 13 -

nożyce, 14 - . piec topielny dla metalu osnowy [ 19J

Szczegó.t A

Rys. 8. Schemat powstawania odlewu kompozytowego w metodzie ciągłego odlewania [19] z zaznac.zeniem poszczególnych stref w ciągu odlewniczym: I - zalewanie ciekłym metalem osnowy, II - odprowadzanie ciepła przegrzania, III - krzepnięcie odlewu, IV - ochładzanie kompozytu w krystalizatorze, V - schładzanie poza krystalizatorem; l - druty stalowe, 2 płyta prowadząca, 3 - ciekły stop Al, 4 - sycidło z ciekłym Al, 5 - krystalizator, 6 - kompozyt

Ze względu na ograniczoną objętość opracowania sposób przepro

wadzenia podstawowych, wyjściowych obliczeń bilansu cieplnego dla ko

lejnych etapów ciągu technologicznego będzie przedstawiony w bardzo

skróconej i uproszczonej postaci. Bardziej szczegółowe opracowanie


znaleźć można w pracach [20, 26] . W prezentowanych rozważaniach przyjęto następujące założenia wstępne:

dominujące znaczenie w metodzie ciągłego odlewania ma wymiana

ciepła na zasadzie translacji [ 19 J , ponieważ nawet przy szybkości od

lewania 0,004 m{s ilość ciepła przenoszona wzdłuż osi wlewka na dro

dze przewodnictwa cieplnego jest pomijalnie mała.

- przemieszczanie odlewu odbywa się ruchem jednostajnym, zatem

(10)

gdzie zi - droga, '\fi - szybkość, \ - czas

- własności fizyczne kompozytu, takie jak .gęstość, ciepło właściwe

i współczynnik przewodności cieplnej określono według następujących

zależności

v' w

{) (1- V ), To w

"' s>wvw[s>wvw + 9o( 1 - vw)J,

'l (1- V ) + .1\ (1 "'o w w + V ) w

A o .1\ ( 1- V ) + .1\ ( 1 w w o

+ V ) w

(11)

(12)

( 13)

( 14)

gdzie 9 - gęstość, c - ciepło właściwe, .1\ - współczynnik przewodności

cieplnej; indeksy: k, o, w oznaczają kolejno kompozyt, osnowę, włókno,

v w - udział objętościowy włókien zbrojących.

L Obszar zalewania. W obszarze tym, obejmującym pojemnik z ciekłym

metalem osnowy, temperatura stopu winna być stała. Zakładając, że po

wierzchnia zbiornika jest tak dobrze izolowana, iż straty cieplne można

pominąć, spadek temperatury stopu może być wywołany jedynie przez

druty zbrojące doprowadzane do układu w sposó b ciągły, a mające tem

peraturę znacznie niższą od tempE!ratury stopu osnowy.

Określając ilość ciepła traconą przez osnowę przy spadku jej tempera

tury o dT 1 zależnością

dQ • -V o1 S' o c o dT 1' (15)

{gdzie V 01

- objętość ciekłego metalu osnowy w zbiorniku) oraz ciepło

przyjmowane przez wprowadzenie do zbiornika druty przez

dQ • dM c ( T 1 - T ) , w w o (16)

•

20

gdzie

Izabella Hyla, Józef $leziona

M w

A o 'tTctt, o:rw

uzyskuje się, po wprowadzeniu oznaczenia

trl ~ T - T 1 o

( 17)

(18)

równanie różniczkowe, pozwalające określić różnicę temperatur -& 1

dla

określonych warunków procesu

(19)

Po jego scałkowaniu wyznaczeniu stałej całkowania uzyskuje się

tJ'l A 9 c V' In--=- w w w t

,J'zal V Ol S' o co ' (20)

gdz ie

~al = T zal - T o . ( 2 1)

W pracy [19] wykazano, że przy niewielkim przegrzaniu ciekłego meta

lu ponad temperaturę krystalizacji, co zwykle zachodzi w technologii

ciągłego odlewania materiałów kompozytowych,

'IY1 ln -- = ln ( l -

'l!" z al.

1J' zal. - v-1

t9' zal. ( 22 )

Temperaturę ciekłego metalu w chwili t 1 , odpowiadającej przejściu dru

t ó w zbrojących przez odcinek drogi równy szerokości z biornika z1

(rys. 8), można określi ć wykorzystując;: zależności ( 10), ( 20) i ( 2 2 )

V 1-1

Aw 9wcw '\1zal ( 1 -V 9 c 2 1)

o1 o o ( 23)

II. Odprowadzenie ciepła przegrzania. Proces ten odbywa się w krysta

lizatorze, tj. w II obszarze cyklu wytwarzania kompozytu (rys. 8). Od

prowadzenie ciepła następuje przede wszystkim prz ez powierzchnię

boczną krystalizatora. Przy pominięciu spadku temperatury na przekro

ju odlewu, jako znikomo małego w porównaniu z różnicą temperatur wy

stępującą między powierzchnią zewnętrzną odlewu i środkiem otaczają

cym, pole temperatur odlewu kompozytowego w określonym przekroju o


współrzędnej z może być scharakteryzowane jedną wartością 'l' 1

. Po

równując ilość ciepła straconego przez elementarny odlew o wysokości

dz i powierzchni bocznej dA1

w przedziale czasu dt z ilością ciepła

odprowadzonego, przy przyjęciu oznaczenia 111

.. 'l' 1

-'l' c' gdzie 'l' 1

oznacza temperaturę odlewu kompozytowego, a 'l' c temperaturę medium

chłodzącego, uzyskuje się równanie różniczkowe

d"' __ 1

1J! 1

- R1 [c V w w + (1 -V )c Jdt, (24)

w o

gdzie R1

- dV 1

/dA1

- wielkość charakteryzująca rozmiar analizowanego

odlewu, o(..1

- współczynnik przenikania ciepła od powierzchni odlewu

do krystalizatora. Po scałkowaniu równania ( 24) i wyznaczeniu stałej

całkowania oraz uwzględnieniu równania ( 10) przy obliczaniu czasu

przejścia drogi schładzania z2

uzyskuje się

ln~ 17'zaL

(25)

Skąd po przejściu analogicznie do równania ( 22) oraz uwzględnieniu,

że

,YzaL = 'l' zal. - 'l' c (26)

obliczyć można długość odcinka schładzania odlewu z2

. Przyjęto przy

tym, że temperatura 'l' 1

winna być równa temperaturze krystalizacji, 'l' kr.'

'l' -'l' R~ ' z 2 = T za L T kr. _ 1 _ [9 V + ( 1 - V ) SJ J [c V + ( 1 - V,) c J .

zaL - c OC. 1 w w w o w w 0 (27)

Jak widać, długoś ć obszan.1 chłodzenia może ulegać zmianie w zależno

śc i od rozmiarów odlewu, szybkości jego przesuwu, różnicy temperatur

stopu i cieczy chłodzącej oraz wan.1nkó w intensywności chłodzenia.

III. Przebieg proces u krystaliza cji odlewu. Przyjęto, że proces krystali

zac ji o dlewu występuje na długości krystalizatora, oznaczonej na rys. 8

przez z3

. W procesie krystalizacji z powierzchni elementu odlewu o

przekroju dA o dprowadzana jest w czasie dt ilość ciepła dQ, na którą

składa się ilość ciepła zakumulowana w odlewie, dQak oraz ciepło kry

stalizacji d Q kr. [ 2 3]

dQ = d Q ak + dQkr.' ( 28)

( 29)


gdzie A0

- powierzchnia boczna odlewu, T 1

p - temperatura powierzchni

odlewu, Ó - ~ /x1

- względna grubość utwardzonego elementu.

Przyjęto przy tym (założenie to znajduje potwierdzenie w praktyce), że

rozkład temperatury w skrystalizowanej części odlewu odpowiada para

boli n-tego rzędu, bieżącą więc temperaturę odlewu T 1

obliczyć można

z zależności

(32)

Po podstawieniu do równania ( 28) równań ( 29), ( 30) i ( 31), scałko

waniu i wykorzystaniu zależności (10), (11) i (12) otrzymuje się

eS- ó J ( T - T ) ( 1 -

0)

kr. 1p n+ 2 ' (33)

gdzie z0

- początkowa współrzędna przekroju odlewu w rozpatrywanym

odcinku ciągu technologicznego, cf0

- grubość względna utwardzonego

elementu o współrzędnej z0

.

Według przytoczonego schematu obliczeń można ustalić dalsze wa

runki schładzania odlewu. Wykresy na rys. 9, 10 i 11 ilustrują przebieg

zmian niektórych parametrów procesu uzyskanych obliczeniowo. Jak wi

dać z wykresów na rys. 9 intensywność spadku temperatury ciekłego

metalu osnowy (I obszar kształtowania odlewu) rośnie wraz ze wzro

stem ich udziału objętościowego. Stwierdzono, że przy temperaturze za

lewania T za!. = 700°C, szybkość przeciągania -&"' 0,05 m/s i udziale

objętościowym włókien Vw = 30% temperatura stopu w komorze odlewni

czej spada do temperatury topnienia aluminium po upływie 50 s. Uzyska

ne dane umożliwiają m. in. obliczenie mocy grzejników dla komory od

lewniczej. Przebieg wykresów na rys. 10 wskazuje z kolei, że w II ob

szarze kształtowania odlewu intensywność zmian badanych zależności

jest szczególnie duża .,;., zakresie temperatur 670-750°C. Powyżej 750°C

intensywność zmian znacznie maleje. Uzyskane dane pozwalają wstępnie

określić podstawowe parametry technologiczne procesu, które następnie

Wytwarzanie kompozyŁów włóknistych

.. "C """

e

a

~ 700 ~+---'~~H<!---.::5~~-~

K E ~650~--~----~-----L--~

o 100 200 300 400 o Czas (s)

100 200

23

300 400

Rys. 9. Zmiany temperatury ciekłej osnowy przy różnych szybkościach przeciągania drutów zbrojących i różnych ich udziałach objętościowych w odlewie [19]; a - przy V = 30% (1-4: v = 0,01; 0,02; 0,03 i 0,05

m/s); b - przy v =0,~1 m/s ( 1-4: V = 15; 30; 40 i 60o/o) w

V·10 2r-----,-----.-~--~~---.

a mts

8~--~~~-;~~~----~

CC·10·3

W'nfK

4 8

X1=3mm a.,= 5·1rfWttrfK

12 Z21

x.=3mm c v =0,03 mts

·~-4~--~~~~r---~

16

8

Rys. 10. Zależność długości obszaru odprowadzania ciepła przegrzania od szybkości przeciągania (a), promienia odlewu (b) oraz współczynnika wnikania ciepła (c); przy Vw - 40'1{, i T ~al. = 670; 700; 750 i

800°C (odpowiednio 1-4) L 19]

24

v·102

m/s

8

4

-3 OC ·10 W/rrf·K

8

4

o

Rys. 11. ciągania

Izabella Hyla, J ózef 5leziona

a m

16

8 X,•3mm

a:,= 5·1 rłw/ nłK

2 4 6 Z31 m l o 2 4 6 z31 (ml

c x.= 3mm V = 0.03 rl)'s

5 10

Zależność długości obszaru krystalizacji od szybkości prze( a), ~ramienia odlewu (b) oraz intensywności chłodzenia (c)

[19J; Vw = 0,8; 0,6; 0,4; 0,3 (odpowie dnio 1-4)

poddawane są pewnej korekcie na podstawie badań eksperymentalnych

układów rzeczywistych.

3 . 2 . O dlewanie ciśnieniowo-próżniowe

Metoda ta ustępuje metodzie ciągłego odlewania pod względem

możliwości uruchomienia ciągłej, zautomatyzowanej produkcji przemysło

wej kompozytó w. Jednakże w przypadku produkcji niewielkiej tonażowo

i gabarytowo może okazać się metodą bardzo przydatną. Stanowisko

produkcyjne można zbudować bez dużych nakładów finansowych i , co jest

jest bardzo ważne w produkcji małoseryjnej, istnieje duża łatwość :"Pro

wadzania zmian zarówno kształtu wytwarzanego elementu, jak i jego

własnoścL Metoda ta w swej wyjściowej formie nosi nazwę metody in

filtracji. Podstawowa zasada realizacji procesu infiltracji polega na tym,

że ciekły stop metalu osnowy wnika w przestrzeń formy odlewniczej i

kanaliki powstałe między włóknami zbrojącymi pod wpływem różnicy ciś

nień panujących w tyglu odlewniczym i wnęce formy odlewniczej, wspo-


maganaj ciśnieniem kapilarnym powstajflcym w wąskich kanalikach mię

dzy włóknami zbrojflCymi. Szybkość przepływu stopu w fonnie można

obliczyć wyłcorzystujflc wz6r Washburna [ 32]

dh dt

(34)

gdzie h - wysokość słupa cieczy, t - czas, ? - lepkość stopu, pk -

ciśnienie kapilarne, p z - ciśnienie zewnętrzne, dk - efektywna średnica

kanału przepływu stopu. Chcąc uzyskać krótki czas kontaktu ciekłego

metalu z drutami zbrojącymi trzeba zapewnić duże szybkości przepływu

stopu w fonnie. Jak widać z r6wnania ( 34), zapewniają to duże r6żni

ce ciśnień między komorą a fonną odlewniczą oraz mała lepkość stopu.

W związku z tym urządzenia do wy

twarzania kompozyłów metodą infiltra

cji konstruowane są zwykle tak, aby

istniała możliwość podgrzewania ukła

du wraz z dokładnym pomiarem tem

peratury i jej regulacją oraz aby ist

niała możliwość utrzymania próżni w

komorze odlewniczej oraz ciśnienia

wspomagającego przepływ ciekłego

stopu z komory topienia do wnęki for

my. Schemat stanowiska do wytwa

rzania kompozytu metodą odlewania

ciśnieniowo-próżniowego przedstawia

rys. 12. Jak widać ze schematu na

rys. 12, urządzenie składa się za

sadniczo z dwóch części: komory to

pienia i kornory odlewniczej. Ma to

istotne znaczenie w procesie podgrze

wania i zalewania fonny, ponieważ

umożliwia niezależne sterowanie tem-

peraturą osnowy i kokili oraz zapew

nia utrzymanie właściwych warunków

ciśnieniowo-próżniowych w procesie

odlewania.

Rys. 12. Schemat stanowiska do odlewania ciśnieniowo-próżniowe-

go [10]

Parametry odlewania. O prawidłowym przebiegu procesu odlewania decy-

duje fakt dobrego wypełnienia przez ciekły metal zarówno formy, jak i

wszystkich przestrzeni kanalikowych między drutami zbrojącymi. Efekt

26 Izabella Hyla, Józef ~leziona

ten można uzyskać przez: zapewnienie właściwej lepkości wyjściowej

metalu osnowy określonego gradientu jej zmian w czasie zapełniania

formy ora~ maksymalnie zblizonych warunków przepływu ciekłego meta

lu we wszystkich punktach formy odlewniczej. Pierwsze dwa z wymie

nionych warunków w dużym stopniu zależą od temperatury ciekłej osno

wy w momencie zalewania oraz od temperatury formy. Ustalenie tych

temperatur wymaga uwzględnienia ich wpływu na te czynniki, które okre

Ślają w sposób pośredni lub bezpośredni tę cechę kompozytu, którą

można uznać za najważniejszą z punktu widzenia jego przyszłego użyt

kowania. Ustalenie temperatury stopu osnowy, zapewniającej właściwą

kinetykę rozpływania, jak i odpowiednią reaktywność komponentów umoż

liwia analiza bezwymiarowa i teoria podobieństwa [ 4] zastosowana do

analizy zmian wpływu poszczególnych czynników na przebieg procesu

w określonym przedziale temperatur ('l' 1 - 'l' 2 ).

Wpływ temperatury na badany czynnik można opisać funkcją

(35)

W ustalonym przedziale temperatur ('l' 1

- 'l' 2

) dla każdej z analizowanych

cech, takich jak: lepkość ciekłej osnowy, zawartość gazów, skrajny ki\t

zwilżania, szybkość rozpływania osnowy po stałym podłożu czy oddzia

ływanie na granicy faz, jedna z temperatur jest korzystniejsza, 'l' 1

lub

'l' 2

. Przyjęto, że poziomem odniesienia przy tworzeniu funkcji bezwymia

rowych dla poszczególnych analizowanych czynników będzie ta wartość

funkcji f. ('l'), która jest najbardziej korzystna z punktu widzenia i nfil-l

tracji. Dowolną funkcję unormowaną opisuje więc zależność

" Y. l

(36)

Rozwiązanie układu, zgodnie z postawionym zadaniem określenia opty

malnej temperatury stopu z przedziełu ('l' 1 - 'l' 2 ), powinno spełnić waru

nek

l1 - ~l • min. (37)

Warunek ten spełnia rozwiązanie przedstawione przykładowo na rys. 13,

które uzyskano na podstawie obliczeń przeprowadzonych dla kompozytu

AK11-H25N20S2. Jak widać dla analizowanego układu temperatura stopu

osnowy powinna wynosić 1012K.

Wytwarzanie kompozyŁów włóknistych

~ ~ 1,6

~ ... 1,4 •

12

1.0 973

d

993 1033 1053

Temperatura ( K l

27

Rys. 13. Graficzny sposób wyznaczenia optymalnej temperatury z punktu widzenia przyjętych kryteriów ciekłego stopu AK11 ( 1-6 punkty rozwią

zań podwójnych)

Podczas procesu odlewniczego na skutek kontaktu osnowy z mate

riałem formy odlewniczej i drutami zbrojącymi ustalona temperatura może

ulec zmianie. W związku z tym istnieje konieczność obliczenia dodatko

wo temperatury przegrzania formy i zbrvjenia, pozwalającej zachować

założony typ połączenia komponentów, przy równoczesnym poprawnym

wypełnieniu formy przez ciekły metal, co stanowi podstawowy warunek

uzyskania dobrego jakościowo odlewu.

Wstępne ustalenie temperatury przegrzania formy umożliwiają obli

czenia szacunkowe na adiabatycznym modelu układu przy założeniu, że

temperatury elementów składowych układu w chwili początkowej t- O

spełniają nierówność

(Tf = T ) < T , w o ( 38)

gdzie T f, w, 0

- tef11peratura, odpowiednio: formy, włókien i osnowy.

Pomijając w pierwszej fazie udział objętościowy drutów zbrojących, ja

ko bardzo mały w poró~aniu z objętością formy ('tY w~ 'l}' f), tempera

turę podgrzania formy obliczyć można z zależności [29]

28 IzabellA Hyla, Józef Sleziona

(39)

gdzie c - ciepło właściwe, '? - gęstość, ". - objętość (indeksy o, f

oznaczajl\ odpowiednio: osnowę, formę) 'l' - temperatura osnowy, 'l' -o s średnia temperatura układu modelowego, która nie powinna być niższa

od temperatury krystalizacji osnowy.

Uwzględnienie wpływu zbrojenia na warunki termiczne odlewania

umożliwia rozpatrzenie z kolei układu adiabatycznego tylko ciekły metal

-drut zbrojl\cy. Wówczas temperaturę układu 'l' s opisać można zależ

ności~!\

'l' s

co 9o'l'o + cw9w'l'w..,.,)~ co 9o + Cwflw"-Vl'IJ'o

(40)

Obliczenia szczegółowe przeprowadzone dla kompozytu AK11-H25n20S2

przy ~0/'lJ'f • 0,16 wykazały, że temperatura formy 'l'f ~83 K, natomiast

przy uwzględnieniu udziału objętościowego drutów zbrojących będzie się

=160 >-~ c: ~ 120 >-

~ E 80 GI Q.

E GI ...

..:.: 40 GI

"1;1

8. Vl

,.....------------,t-Tw 3~

280

100

10 20 30 Udział obję1ościowy zbrojenia ( Vwl

Rys. 1 4. Wpływ udziału objętościowewego drutu zbrojącego na obniżenie temperatury ciekłego stopu AK11 w zależności od różnicy temperatur

'l' -'1' o w

zmieniała według wskazówek po

danych na rys. 14. Ze względu

na to, że warunki wymiany ciepła

w odlewie nie są jednakowe we

wszystkich punktach przekroju

odlewu, do obliczenia rozkładu

temperatury wykorzystano zróż

nicowane układy modelowe:

a) pręt w ciekłej osnowie,

b) ciekła osnowa w cylin

drycznej kokili,

c) kompozyt (drut + ciekła

osnowa) w cylindrycznej kokili .

W rozważaniach teoretycznych

dla modelu a zawierającego

pręt o średnicy 2b umieszczo

ny w ciekłej osnowie ( rys. 15 )

przyjęto, że w obszarze

O~ r <b znajduje się pręt o

wspÓłc~nnikach termicznych

a1

).1

, a w obszarze r > b -

ciekła osnowa, o współczynni-


~ b

kach termicznych a2

;\2

. Za po

ziom zerowy temperatur unormowa

nych przyjęto temperaturę począt

kową w obszarze r > b. W obsza

rzeO~r~bd~c~ilit•Oz- , ,----- v1lt=eł łożono stałą wartość temperatury.

l ~1(t>O) l l l

~ł(t•O} _, ..

~(t>!ł

T

Dla modelu b i c przyjęto na

tomiast, że w obszarze O< r ~ b

znajduje się ciekła osnowa lub

kompozyt o wspÓłczynnikach łel"

micznych a 1 A 1 (lub a~A.~). a w

obszarze r > b kokila o wspÓłczyn

nikach termicznych a2

).2

. Dla roz

ważanych układów r6wnania róż~

Rys. 15. Rozkład temperatury w układzie modelowym drut-ciekła osnowa dla czasu kontaktu t - O

i t> o

niczkowe rozkładu temperatur mają postać

d2~ .l d -&1 2 T 1 + q1 -&1

dr2 r dr al ( 41)

d2 tr d-&2 2 2 + .l ~ q2 11'2 - o, r dr ( 42)

gdzie '\J'1 , "'2 - temperatura unormowana; w obu rozważanych obsza

rach określona jest ona z zależności

"' 1, 2

T 1

, T 2

- temperatury początkowe, rzeczywiste w obu obszarach,

T - temperatura rzeczywista po określonym czasie

p - stała z przekształceniem Lagrange' a.

( 43)

Rozwiązanie równań ( 41) i ( 42) wyrażają następujące zależności:

4TA1 /. 2 a 2 Joo-a u2t J0

(ur)J(ub)du

"'1 = 2 e 1

2 [ 2 2 ,l ' .1t' b o u lf> (u) + 11' (u )j

(44)

J 1 (ub)[J0

(aur) cp(u)- Y(aur)1f(u)]ctu

u [ <l(u) + V2(u)]

".2 .. 2T ::\ a 1 /2 00

ltl 1 e-alut

o a .. Va1/a~ gdzie

( 45)

(46)


(47)

(48)

Parametry procesu ustalone za pomocą przedstawionego schematu obli

czeń poddawane są następnie weryfikacji praktycznej. Weryfikację taką

autorzy pracy przeprowadzili dla kompozytu AK11-drut stalowy, jednak

że ze względu na ograniczoną objętość prezentowanego opracowania

nie zostanie przytoczona.

Literatura

l. Aluminium, Poradnik, WNT, Warszawa 1967.

2. Arsentew P.P., Koledow L.A., Mietaliczeskije respławy ich swoj-

stwa, Mietallurgija, Moskwa 1976.

3. Bajka L., Szymszal J., ZN Politechniki SL, Hutnictwo, 11 ( 1976 ).

4. F'ilippow L.P., Podobije swojstw wieszczestw, Izd. Moskowskowo

Uniwersiteta, Moskwa 1978.

5. F'lemings M.C., Solidification Processing, Me Graw-Hill B.Co., New

York 1974.

6. Gelperin N.l., Nosow G.A., Osnowy techniki kristalizacji raspławow,

Chimija, Moskwa 1975.

7. Gorjunow Ju.V., Uspiechi chimii, _;!, 9 ( 1964) 1062.

8. Górny z., Lech Z., Odlewanie kokilowe stopów metali nieżelaznych,

WNT, Warszawa 1975.

9. Hansen M., Anderko K., Constitution of binary alloy, Me. Graw-Hill,

New York 1958.

10. Hyla L, Sleziona J., Myalski J., Materiały kompozytowe włókniste,

sprawozdanie z pracy badawczej MR-1-22, 1979; nie publikowane.

11. Jeremienko V.N., i in., Adgezija i pajka matieriałow i spławow, 1,

( 1977) 47.

12. Jeremienko V.N. in., Adgezija raspławow, Naukowa Dumka, Kier.

1974, s. 58.

13. Jeremienko V.N. i in., F'iziczeskaja chimija powierchnostriych jawlenii

w raspławach, Naukowa Dumka, Kijew, 1971, s. 203.

14. Jeremienko V.N. i in., Metody issledowanija i swojstwa granic mie

talla kontaktujuszczich faz, Nauka i Dumka, Kijew 1977.

15. Kacprzyński B., Planowanie eksperymentu. Podstawy matematyczne,

WNT, Warszawa 1974.

Wytwarzanie kompozYł6w włóknistych

16. Krupkawski A., Archiwum Hutnictwa, L z. 2 (1962).

17. Korolkow A.M., Litiejnyje swojstwa mietallow i spławow, Nauka,

Moskwa 1967.

31

18. Łoskiewicz W., Onnan H., Układy r6wnowagi podwójnych stopów me

tali, PWN, Wrocław 1955A

19. Matusiewicz A.S., Kompozicionnyje matierieły na mietaliczeskoj

osnowie, Nauka i tiechnika, Mińsk 1978.

20. Matusiewicz A.S., Prokopow J.P., Bakajew A.G., Plasticnost'

botka metallow dawlenijem, Nauka i Technika, Mińsk 1974.

obra-

21. Mańczak K~.., Technika planowania eksperymentu, WNT Warszawa

1976.

22. Mazanek F., Mamro K., Podstawy teoretyczne metalurgii żelaza,

Sląsk, Katowice 1969.

23. Metcalfe A.G., Composite materials. Inteńaces in metal matńx

composites, t. 1, Academic Press., New York- London 1974.

24. Nemnonow S.A., Finkelstein L.D., Kolobowka K.M., Fizika mietallow

i mietallowiedienije, 9.2.1969, s. 183.

25. Nauman T., Dittrich D., Uber die Kinetik der Recktion von festem

und Flussigem Aluminium mit Eisen, Z. Metallk 50, 1959.

26. Sewierdienko W.P. i in., Wiestnik Maszinostrojenija, 5, 1973.

27. Smacziwajemost' i powierchnostnyje swojstwa raspławow i twierdych

tieł, AN USRR, Naukowa Dumka, Kier. 1972.

28. Stroponow G.B., Rotenberg L.A., Spławy aluminija z kremniem, Mieta

llurgia, Moskwa 1977.

2 9. Sleziona J., Optymalizacja parametr6w technologii otrzymywania kom

pozytu AK11-H25N20S2 z uwzględnieniem mechanizmów oddziaływa

nia komponentów na granicy faz. Praca doktorska 1980. Biblioteka

Główna Politechniki St. Gliwice.

30. Trutniew W.W. i in., Fizika i chimija obrabotki mateńałow, 6 ( 1967)

53.

31. Tuczinskij L.J., Fizika i chimija obrabotki mateńałow, 1 ( 1979).

32. Washburn W.E., Phys. Rev., 17 (1921).

33. Viniarskij M.S., Lure M.W., Planirowanije eksperimenta w tiechnolo

giczeskich issledowanijach, Tiechnika, Kier. 1975.

34. Zedgnidze L.G., Planirowanije, eksperimenta dla issledowanija mnogo

komponientnych sistiem, Nauka, Moskwa 1976.

izabella hyla józef sle ziona wytwarzanie kompozytow

Documents