RAČUNSKI MODEL ZA UGOTAVLJANJE UPOGIBNE ...Metalurgija prahov je že dodobra uveljavljen proizvodni proces v industrijah z velikoserijsko proizvodnjo. V avtomobilski industriji so

Doktorska disertacija

RAČUNSKI MODEL ZA UGOTAVLJANJE

UPOGIBNE TRDNOSTI SINTRANIH ZOBNIKOV

Maribor, junij, 2015 Avtor: Marko ŠORI

Mentor: red. prof. dr. Srečko GLODEŽ

Somentor: doc. dr. Tomaž VUHERER

ZAHVALA

Zahvaljujem se mentorju red. prof. dr. Srečku Glodežu

in somentorju doc. dr. Tomažu Vuhererju za strokovno

pomoč in vodenje pri nastajanju doktorske disertacije.

Prav tako se zahvaljujem zaposlenim v podjetju

UNIOR d.d. za nesebično deljene namige, nasvete in

praktične izkušnje iz industrijskega okolja.

Zahvaljujem se tudi Javni agenciji za raziskovalno

dejavnost Republike Slovenije za financiranje v okviru

programa izobraževanja mladih raziskovalcev.

Posebna zahvala velja staršem, ki so me vsa leta

izobraževanja spodbujali in mi omogočili študij ter

Barbari za neomajno podporo, potrpežljivost in

razumevanje.

Avtor

- I -

KAZALO

1 UVOD ................................................................................................................................ 1

1.1 OPREDELITEV PROBLEMA ............................................................................................. 2

1.2 CILJI IN TEZE DOKTORSKE DISERTACIJE ........................................................................ 3

1.3 PREGLED VSEBINE ......................................................................................................... 4

2 METALURGIJA PRAHOV ............................................................................................ 7

2.1 PROIZVODNJA KOVINSKIH PRAHOV ............................................................................... 7

2.2 POSTOPKI OBLIKOVANJA KOVINSKIH PRAHOV ............................................................... 9

2.2.1 Avtomatsko stiskanje v togi jekleni formi ............................................................ 9

2.2.2 Izostatsko stiskanje kovinskih prahov ................................................................ 10

2.2.3 Injekcijsko oblikovanje kovin ............................................................................ 10

2.3 SINTRANJE .................................................................................................................. 11

2.4 VMESNE IN NAKNADNE OBDELAVE ............................................................................. 12

3 PREGLED STANJA OBRAVNAVANE TEMATIKE ............................................... 13

3.1 MEHANSKE LASTNOSTI SINTRANIH GRADIV ................................................................ 13

3.2 NOSILNOST SINTRANIH ZOBNIKOV .............................................................................. 14

4 MATERIALNE LASTNOSTI IZBRANEGA SINTRANEGA GRADIVA .............. 17

4.1 MATERIALNE LASTNOSTI PRI STATIČNI OBREMENITVI ................................................. 20

4.1.1 Rezultati 2012/10 ................................................................................................ 21

4.1.2 Rezultati 2014/10 ................................................................................................ 22

4.1.3 Rezultati 2015/01 ................................................................................................ 26

4.2 MATERIALNE LASTNOSTI PRI DINAMIČNI OBREMENITVI .............................................. 28

4.2.1 Potek dinamičnih preizkusov ............................................................................. 29

4.2.2 Rezultati dinamičnih preizkusov ........................................................................ 30

4.2.3 Vpliv trdote na časovno dinamično trdnost sintranega gradiva ......................... 32

4.3 MIKROSTRUKTURA ..................................................................................................... 33

4.3.1 Zelenec pred sintranjem...................................................................................... 33

- II -

4.3.2 Sintrano jeklo ..................................................................................................... 35

4.3.3 Sintrano jeklo po kaljenju .................................................................................. 36

4.4 MATERIALNI PARAMETRI PRI ŠIRJENJU RAZPOK .......................................................... 38

4.4.1 Meritve parametrov Parisove enačbe ................................................................. 39

4.4.2 Meritve lomne žilavosti izbranega sintranega gradiva ...................................... 40

4.4.3 Rezultati ............................................................................................................. 47

5 UGOTAVLJANJE DOBE TRAJANJA SINTRANIH ZOBNIKOV ........................ 51

5.1 IZRAČUN PRIČAKOVANE DOBE TRAJANJA ................................................................... 52

5.1.1 Numeričen izračun napetosti v korenu zoba ...................................................... 52

5.1.2 Izračun predvidene dobe trajanja ....................................................................... 55

5.1.3 Statistična ocena intervala dobe trajanja ............................................................ 57

5.2 EKSPERIMENTALNO UGOTAVLJANJE DOBE TRAJANJA ................................................. 59

5.2.1 Modificirano FZG preizkuševališče ................................................................... 60

5.2.2 Rezultati – zgolj sintrani zobniki ....................................................................... 62

5.2.3 Rezultati – dodatno kaljeni sintrani zobniki ...................................................... 65

5.2.4 Analiza rezultatov .............................................................................................. 86

6 DISKUSIJA .................................................................................................................... 89

6.1 RAZTROS REZULTATOV .............................................................................................. 89

6.2 IZRAČUN UPOGIBNE TRDNOSTI ................................................................................... 90

6.3 REZULTATI TESTIRANJ ZOBNIKOV .............................................................................. 90

6.4 ŠTUDIJA NIHANJA OBREMENITVENEGA MOMENTA ...................................................... 91

6.5 PRELOMNE POVRŠINE NA ZOBNIKIH ............................................................................ 94

6.6 PRIMERJAVA MIKROSTRUKTURE K03 IN K14 ............................................................. 95

6.7 UPAD OBREMENITVENEGA MOMENTA ........................................................................ 97

7 SKLEP............................................................................................................................. 99

7.1 DOSEŽENI IZVIRNI ZNANSTVENI PRISPEVKI ............................................................... 100

7.2 PREDLOGI ZA NADALJNJE DELO ................................................................................ 100

7.2.1 Materialne lastnosti .......................................................................................... 100

7.2.2 Razvoj FZG preizkuševališča .......................................................................... 101

- III -

7.2.3 Dodatne raziskave sintranih zobnikov .............................................................. 101

8 SEZNAM UPORABLJENIH VIROV ........................................................................ 103

- IV -

- V -

KAZALO SLIK

Slika 1.1: Proizvodni proces metalurgije prahov [1] .................................................................. 1

Slika 2.1: Cikel avtomatskega stiskanja v togi matrici ............................................................... 9

Slika 2.2: Osnovni postopek sintranja: a – predgrevanje, b – sintranje, c – ohlajanje ............. 11

Slika 4.1: Shematsko prikazana delca: a) Distaloy in b) Astaloy ............................................. 17

Slika 4.2: Oblika preizkušancev: a) zunanja kontura in b) izometrični pogled ........................ 19

Slika 4.3: Merilni sistem MTS 810 v podjetju Cimos d.d. ....................................................... 20

Slika 4.4: Vpetje preizkušanca s hidravličnimi čeljustmi MTS 647 na merilnem sistemu ...... 20

Slika 4.5: Diagram napetosti v odvisnosti od deformacije kaljenih (K) in sintranih (S)

preizkušancev ................................................................................................................... 22

Slika 4.6: Diagram napetosti v odvisnosti od deformacije sintranih (S), kaljenih (K), dvakrat

sintranih (2S), po sintranju peskanih (SP) in po kaljenju peskanih preizkušancev (KP) . 23

Slika 4.7: Del diagrama napetosti v odvisnosti od deformacije kaljenih (K) in po kaljenju

peskanih preizkušancev (KP) ........................................................................................... 24

Slika 4.8: Del diagrama napetosti v odvisnosti od deformacije sintranih (S), dvakrat sintranih

(2S) in po sintranju peskanih preizkušancev (SP) ............................................................ 25

Slika 4.9: Diagram napetosti v odvisnosti od deformacije kaljenih (K) preizkušancev........... 27

Slika 4.10: Mesta in smeri meritve hrapavosti na preizkušancu .............................................. 28

Slika 4.11: Začetek obremenjevanja ......................................................................................... 29

Slika 4.12: Podatkovne točke dinamičnih testiranj sintranih preizkušancev............................ 30

Slika 4.13: Podatkovne točke dinamičnih testiranj kaljenih preizkušancev ............................. 31

Slika 4.14: S-N linija časovne trdnosti sintranih (modra črta) in po sintranju kaljenih

preizkušancev (oranžna črta) ............................................................................................ 32

Slika 4.15: Trdota sintranih in po sintranju kaljenih preizkušancev glede na relativno pozicijo

podatkovne točke glede na izračunano S-N linijo ............................................................ 33

Slika 4.16: Mikroskopski posnetek zelenca (180x povečava) .................................................. 34

- VI -

Slika 4.17: Mikroskopski posnetek pore v zelencu (1550x povečava) .................................... 34

Slika 4.18: Mikroskopski posnetek sintranega jekla (180x povečava) .................................... 35

Slika 4.19: Mikrostruktura sintranega jekla (500x povečava) ................................................. 36

Slika 4.20: Mikroskopski posnetek sintranega jekla po kaljenju (200x povečava) ................. 36

Slika 4.21: Mikrostruktura sintranega jekla po kaljenju z jedkano površino (zgoraj: 100x

povečava in spodaj: 1000x povečava) ............................................................................. 37

Slika 4.22: Odvisnost hitrosti širjenja razpoke od razpona faktorja intenzitete napetosti ....... 38

Slika 4.23: Preizkušanec za ugotavljanje parametrov Parisove enačbe s prilepljenima

merilnima folijama in na njiju spojena kabla ................................................................... 39

Slika 4.24: Resonančna naprava Rumul Cracktronic (levo) in vpetje preizkušanca (desno) .. 40

Slika 4.25: Preizkušanec po testiranju ..................................................................................... 40

Slika 4.26: Priprava preizkušanca za meritev lomne žilavosti ................................................. 41

Slika 4.27: Postavitev preizkušanca pri določevanju lomne žilavosti ..................................... 42

Slika 4.28: Meritve dolžin razpok na sintranih preizkušancih za določitev lomne žilavosti ... 42

Slika 4.29: Meritve dolžin razpok na dodatno kaljenih sintranih preizkušancih za določitev

lomne žilavosti ................................................................................................................. 43

Slika 4.30: Odpiranje ustja razpoke (CMOD) glede na upogibno obremenitev ...................... 44

Slika 4.31: Hitrost rasti razpoke da/dN v odvisnosti od razpona faktorja intenzitete

napetosti ΔK pri sintranih preizkušancih ......................................................................... 47


napetosti ΔK pri dodatno kaljenih preizkušancih............................................................. 48

Slika 4.33: Primerjava odvisnosti hitrosti rasti razpoke da/dN od razpona faktorja intenzitete

napetosti ΔK med sintranim in kaljenim sintranim jeklom .............................................. 49

Slika 5.1: 3D model obravnavanega zobniškega para ............................................................. 53

Slika 5.2: Numerična mreža 3D modela .................................................................................. 53

Slika 5.3: Napetostno polje prve glavne napetosti v prerezu pastorka v inkrementu 12 pri

obremenitvi 27,54 Nm ..................................................................................................... 54

- VII -

Slika 5.4: Predvideno število obremenitvenih ciklov do zloma zoba Nest v odvisnosti od

obremenitvenega momenta T za kaljene sintrane zobnike ............................................... 56

Slika 5.5: Določanje σfì poljubne podatkovne točke Ti ........................................................... 57


obremenitvenega momenta T za kaljene sintrane zobnike z upoštevanjem raztrosa ....... 58

Slika 5.7: Sintran zobnik po sintranju (levo), po mehanski obdelavi (na sredi) in

po kaljenju (desno) ........................................................................................................... 59

Slika 5.8: 3D model zasnovanega FZG preizkuševališča......................................................... 60

Slika 5.9: Fotografija zasnovanega FZG preizkuševališča ....................................................... 61

Slika 5.10: Obremenitveni moment glede na čas obratovanja zobnika S01 ............................ 63

Slika 5.11: Primerjava zgolj sintranega zobnika pred (levo) in po obremenjevanju (desno) ... 63

Slika 5.12: Poškodbe na zobniku S01 ...................................................................................... 64

Slika 5.13: Poškodbe na zobniku S02 ...................................................................................... 64

Slika 5.14: Obremenitveni moment glede na čas obratovanja zobnika K01 ............................ 65

Slika 5.15: Poškodbe na zobniku K01 ...................................................................................... 65













- VIII -

Slika 5.28: Obremenitveni moment glede na čas obratovanja zobnika K08 ........................... 72

Slika 5.29: Poškodbe na zobniku K08 ..................................................................................... 72























Slika 5.52: Obremenitveni moment glede na čas obratovanja zobnika K20 – prvi del ........... 84

Slika 5.53: Obremenitveni moment glede na čas obratovanja zobnika K20 – drugi del ......... 84

- IX -

Slika 5.54: Obremenitveni moment glede na čas obratovanja zobnika K20 – tretji del .......... 85


Slika 5.56: Grafično prikazani rezultati preizkušanja kaljenih sintranih zobnikov .................. 87

Slika 6.1: Nihanje obremenitvenega momenta na pastorku ..................................................... 92

Slika 6.2: Nihanja obremenitvenega momenta na pastorku (oranžna polna črta) in

matematično zapisano nihanje na pastorku (črna črtkana črta) ........................................ 93

Slika 6.3: Prelomne površine na zobnikih K06, K07 in K08 ................................................... 94

Slika 6.4: Študija preloma na zobniku K07 .............................................................................. 94

Slika 6.5: Mehanizem nastanka neznačilnih prelomnih površin .............................................. 95

Slika 6.6: Mikrostruktura zobnika K03 (zgoraj: 170x povečava) in zobnika K14 (spodaj:

170x povečava) ................................................................................................................. 96

Slika 6.7: Na primeru zobnika K17 označen nenaden padec momenta ................................... 97

- X -

- XI -

RAČUNSKI MODEL ZA UGOTAVLJANJE UPOGIBNE TRDNOSTI

SINTRANIH ZOBNIKOV

Ključne besede: metalurgija prahov, utrujanje, upogibna trdnost, sintrani zobniki

UDK klasifikacija: [519.6:539.413]:[621.833:669.14-138](043.3)

POVZETEK

Metalurgija prahov je že dodobra uveljavljen proizvodni proces v industrijah z velikoserijsko

proizvodnjo. V avtomobilski industriji so tako izdelani npr. različni manjši nosilci

kompleksnih oblik, zobniki oljnih črpalk in njihova ohišja. Napredek tehnologije in materialov

pa že nakazuje prodor kovinskih prahov tudi v bolj obremenjene avtomobilske dele; npr.

ojnice in zobniki v menjalniku.

Predlagan računski model izračuna upogibne trdnosti sintranih zobnikov temelji na

dobrem poznavanju materialnih parametrov in geometrije obravnavanega zobnika. S

klasičnim kvazistatičnim nateznim preizkusom so ugotovljene osnovne mehanske lastnosti

materiala. Dinamičen odziv je ugotovljen glede na parametre Basquinove enačbe, ki so

izračunani iz rezultatov testiranj pri utripni obremenitvi. Zaradi velike verjetnosti nastanka

razpok med proizvodnim procesom je analiziran vpliv prisotnosti razpoke tako, da so

določeni parametri Parisove enačbe, prag širjenja razpoke in lomna žilavost. Rezultati so

pokazali izjemno pomembnost preprečevanja nastanka plastnih razpok, saj le-te kritično

vplivajo na nosilnost sintranega izdelka. Tako kot običajno jeklo, se lahko tudi sintrano jeklo

po sintranju še dodatno toplotno obdela z različnimi toplotnimi obdelavami, zato je vpliv

poboljšanja, ki se navzven vidi kot sprememba mehanskih lastnosti materiala, preučen v

analizi mikrostrukture.

Računski model je predstavljen na primeru, ki implementira izmerjene materialne

parametre in poznano geometrijo zobnika. Napetostno stanje v korenu zoba je z numeričnimi

postopki ugotovljeno na podlagi geometrije in materialnih parametrov in se nato oplemeniti z

izračunanimi parametri Basquinove enačbe do verjetnostne napovedi intervala, v katerem se

pričakuje zlom zoba sintranega zobnika. Testiranje sintranih zobnikov na modificiranem FZG

preizkuševališču pokaže, da predstavljen računski model ob znani geometriji in materialnih

parametrih z natančnostjo velikostnega razreda napove dobo trajanja sintranega zobnika.

- XII -

- XIII -

COMPUTATIONAL MODEL FOR BENDING STRENGTH

DETERMINATION OF SINTERED GEARS

Key words: powder metallurgy, fatigue, bending strength, sintered gears

ABSTRACT

Powder metallurgy is a well-established production process in large-series production

industries. Many parts in automotive industry, such as small complex brackets, oil pump

gears and housings, are made with this technology. Its quick development and improvement

of metal powders show a great potential to be used as a favorable process also in more

demanding car parts, e.g. connecting rods and transmission gears.

Proposed computational model for bending strength determination of sintered gears is

based on well-known material properties and geometry of treated gear. Classical quasi-static

pull test is used to determine basic mechanical properties. Dynamic response of material is

based on Basquin`s equation parameters, which are calculated from dynamic tests, performed

at pulsating load. Due to high probability of layer cracks formation during production

process, effect of crack presence is analyzed with determined Paris equation parameters,

crack formation threshold and fracture toughness. Results showed prevention of layer cracks

has extreme importance, as they significantly affect the load capacity of a sintered part. As

well as conventional steel, sintered steel can also undergo an additional heat treatment with

different procedures. Therefore, hardening effects are studied as change in mechanical

properties as well as in microstructure analysis.

Computational model, that implements measured material properties and known

geometry of a gear, is presented on a particular case for better understanding. Numerical

procedures are used to determine gear tooth root stress field, which is then complemented

with calculated parameters of Basquin expression to prediction of an interval, in which gear

tooth brakeage is expected with known probability. Tests of sintered gears on modified FZG

rig showed that presented model yields fatigue lifetime predictions within one size class for a

sintered gear with known geometry and material properties.

- XIV -

- XV -

UPORABLJENI SIMBOLI

TS - temperatura sintranja

TP - temperatura predgrevanja

σ - napetost

ε - deformacija

E - modul elastičnosti

Rp0,1 - napetost tečenja z 0,1 % plastične deformacije

Rp0,2 - napetost tečenja z 0,2 % plastične deformacije

Rm - natezna trdnost

A - raztezek ob pretrgu

N - število obremenitvenih ciklov

σf´ - amplitudna dinamična trdnost pri N = 0,5

b - eksponent Basquinove enačbe

R - obremenitveno razmerje (Fmin/Fmax)

Fmax - maksimalna sila pri utrujanju

Fmin - minimalna sila pri utrujanju

f - frekvenca obremenjevanja

σa - amplitudna napetost

A´ - amplitudna dinamična trdnost pri N = 1

σf´s - amplitudna dinamična trdnost pri N = 0,5 sintranih preizkušancev

σf´k - amplitudna dinamična trdnost pri N = 0,5 po sintranju kaljenih preizkušancev

bs - eksponent Basquinove enačbe sintranega jekla

bk - eksponent Basquinove enačbe po sintranju kaljenega jekla

da/dN - hitrost širjenja razpoke

ΔK - razpon faktorja intenzitete napetosti

ΔKth - prag širjenja razpoke

m - eksponent Parisovega zakona

C - koeficient Parisovega zakona

KIc - lomna žilavost v primeru RDS

Kc - lomna žilavost v primeru RNS

S - razdalja med podporami pri upogibnem preizkusu

Pq - pomožna veličina pri računanju lomne žilavosti materiala KIc

- XVI -

Pmax - maksimalna sila med upogibnim preizkusom

B - širina upogibnega preizkušanca

W - višina upogibnega preizkušanca

𝑓(𝑎0𝑊) - oblikovna funkcija

a0 - dolžina začetne razpoke

a1-9 - izmerjene dolžine razpoke

KIcWitt - lomna žilavost izračunana po alternativni energijski metodi

KIcASTM - lomna žilavost izračunana po standardni metodi

KV - udarna žilavost po Charpyju

a - medosni razmik

mn - normalni modul

αn - vpadni kot normalnega profila

β - kot poševnosti zob

b1,2 - širina zob pastorka, zobnika

z1,2 - število zob pastorka, zobnika

x1,2 - koeficient profilnega premika pastorka, zobnika

n1,2 - vrtilna frekvenca pastorka, zobnika

E1,2 - modul elastičnosti materiala pastorka, zobnika

ν1,2 - Poissonovo razmerje materiala pastorka, zobnika

T - obremenitveni moment

σ1 - prva primerjalna napetost

σM - Misesova primerjalna napetost

κ - koeficient kapa (pomožni koeficient)

Nest - predvideno število obremenitvenih ciklov do zloma zoba

Ti - podatkovna točka v diagramu log(σa) – log(N) s koordinatami (Ni, σi)

Ni - N-koordinata podatkovne točke Ti

σi - σa-koordinata podatkovne točke Ti

σfì - parameter σf` za podatkovne točke Ti

n - število podatkovnih točk Ti

δσf - standardni odklon n množice σfì

σa± - spodnja in zgornja meja polja (95 %) v diagramu N – σa

T± - spodnja in zgornja meja polja (95 %) v diagramu N – T

f1,2 - sinusoida nihanja obremenitvenega momenta pastorka, zobnika

C1,2 - amplituda nihanja obremenitvenega momenta pastorka, zobnika

- XVII -

D1,2 - fazni zamik nihanja obremenitvenega momenta pastorka, zobnika

t - čas obremenjevanja

Tavg - povprečni obremenitveni moment

- XVIII -

- XIX -

UPORABLJENE KRATICE

PM - Powder Metallurgy – metalurgija prahov

MPIF - Metal Powder Industries Federation – Združenje podjetij metalurgije prahov

DIN - Deutsches Institut für Normung – Nemški inštitut za standardizacijo

AGMA - American Gear Manufacturers Association – Ameriško združenje

proizvajalcev zobnikov

EN - European Norms – Evropski standardi

ISO - International Organization for Standardization – Mednarodna organizacija

za standardizacijo

MIM - Metal Injection Molding – injekcijsko oblikovanje kovin

ADC - Automatic Die Compaction – avtomatsko stiskanje v togi jekleni formi

CIP - Cold Isostatic Pressing – hladno izostatsko sitskanje

HIP - Hot Isostatic Pressing – vroče izostatsko stiskanje

RCF - Rolling Contact Fatigue – kotalno kontaktno utrujanje

LEML - linearno elastična mehanika loma

ASTM - American Society for Testing and Materials - Ameriško združenje za

testiranje in materiale

RDS - ravninsko deformacijsko stanje

RNS - ravninsko napetostno stanje

CMOD - Crack Mouth Opening Displacement – odpiranje ustja razpoke

3D - tri dimenzionalen

FZG - Forschungsstelle für Zahnräder und Getriebebau – raziskovalna postaja za

zobnike in gonila

- XX -

Univerza v Mariboru – Fakulteta za strojništvo Doktorska disertacija

- 1 -

1 UVOD

Metalurgija prahov (ang. Powder Metallurgy – PM) je proizvodni proces, ki je v osnovi

sestavljen iz treh faz: mešanje finih kovinskih prahov v želeno prašno mešanico, stiskanje v

končno obliko in segrevanje na temperaturo pod tališčem (sintranje). Slednje povzroči, da se v

obliko stisnjeni fini kovinski prašni delci med seboj difuzijsko sprimejo. Celoten proces z

možnimi vmesnimi in naknadnimi obdelavami je prikazan na sliki 1.1.

Slika 1.1: Proizvodni proces metalurgije prahov [1]


- 2 -

Ideja o takem proizvodnem procesu je že precej stara. Surovo obliko metalurgije prahov

so namreč poznali že v staroegipčanski civilizaciji pred 5000 leti. Približno v 4. stoletju

našega štetja so indijski kovači izdelali 6,5 ton težek železni steber postavljen na severu Indije

v Delhiju. Surovo metalurgijo prahov so poznali tudi starodavni Inki, ki so iz plemenitih

kovin izdelovali nakit in ostale artefakte [2]. Sodobna metalurgija prahov in posledično

masovna proizvodnja PM izdelkov se je razmahnila proti koncu 19. stoletja. Letni promet v

Evropi zadnja leta presega 6 milijard evrov, na svetu pa se letno proizvede več kot milijon ton

kovinskih prahov [1].

Sintranje kovinskih prahov torej postaja vse bolj zanimiva proizvodna tehnologija za

velikoserijsko proizvodnjo izdelkov z ozkimi tolerancami, gladkimi površinami in dobrimi

mehanskimi lastnostmi ob relativno nizkih cenah. Sintrani izdelki so že dlje časa prisotni

predvsem v avtomobilski industriji kot razni manj pomembni sklopi; npr. ohišja in rotorji

oljnih črpalk [3]. Hiter napredek metalurgije prahov napoveduje uporabo sintranih kovinskih

prahov tudi za najbolj obremenjene dele v avtomobilski industriji [4], kot so npr. ojnice [3] in

zobniki v menjalniku [5].

1.1 Opredelitev problema

Razvoj trdnostnih lastnosti sintranih kovin je sprožil klasifikacijo prašnih mešanic v različne

razrede glede na kemijsko sestavo, končno gostoto in v nekaterih primerih tudi glede na

toplotno obdelavo po sintranju. Najpomembnejša standarda sta ameriški MPIF Standard

35 [6] in nemški DIN 30910-4 [7], ki podajata osnovne mehanske lastnosti sintranih kovin.

Omeniti velja tudi standard DIN EN ISO 2740 [8], ki določa oblike preizkušancev za namene

ugotavljanja trdnostnih lastnosti gradiv iz sintranih kovinskih prahov.

Čeprav so standardi za klasifikacijo gradiv iz kovinskih prahov na voljo, ta gradiva niso

zajeta znotraj standardov za preračun zobnikov, npr. ISO 6336 [9] in DIN 3990 [10]. Zatorej

ti standardi niso primerni za preračun nosilnosti sintranih zobnikov [11]. Ameriška zveza

proizvajalcev zobnikov (American Gear Manufacturers Association – AGMA) je sicer podala

priporočila za preračun sintranih zobnikov, ki pa ne služijo kot standard [12]. V njih je podan

največji dopustni obremenitveni moment v primeru ponavljajoče se obremenitve, ki je

odvisen predvsem od trajne dinamične trdnosti gradiva, in največji dopustni obremenitveni

moment v primeru občasnih preobremenitev, ki je najbolj odvisen od napetosti tečenja

gradiva. Za izvedbo obeh preračunov je potrebno poleg glavnih dimenzijskih mer (modul,


- 3 -

premer razdelnega kroga, itd.) natančno poznati še geometrijo zobnika predvsem v korenu

zoba. Ta je lahko namreč poljubno oblikovan, saj ni geometrijskih omejitev zaradi profila

orodja, kot npr. pri rezkanju zobnikov. Priporočila zato zahtevajo kompleksno analizo korena

zoba, ki je lahko za uporabo v praksi prezahtevna.

1.2 Cilji in teze doktorske disertacije

Cilj doktorske disertacije je razvoj računskega modela za določitev upogibne trdnosti

sintranih zobnikov, s katerim bo mogoče napovedati dobo trajanja sintranega zobnika. Za

zobnik z znano geometrijo in z znanimi materialnimi lastnostmi gradiva zobnika bo model

omogočal določitev pričakovane obratovalne dobe ob znani zunanji obremenitvi.

Najprej bodo ugotovljene osnovne materialne mehanske lastnosti jeklene prašne

mešanice, ki se tipično uporablja za izdelavo sintranih zobnikov. Po standardu DIN EN ISO

2740 [8] izdelani preizkušanci bodo najprej obremenjeni kvazistatično, kar bo omogočalo

izris krivulje v diagramu odvisnosti napetosti od deformacije. Posledično bodo tako lahko

določeni modul elastičnosti, natezna trdnost, deformacija ob prelomu in napetost tečenja, če

obstaja.

Preizkušanci enakih oblik bodo uporabljeni za ugotovitev odziva materiala na

dinamične zunanje obremenitve. Rezultat teh eksperimentov bo krivulja v diagramu, ki

povezuje število obremenitvenih ciklov do zloma z napetostjo obremenjevanja. Po

logaritmiranju obeh osi tega diagrama krivulja preide v premico, ki ji lahko določimo

parametre Basquin-ove enačbe [13-15]. Ob dovolj velikem številu eksperimentov je nato

mogoče z določeno verjetnostjo ob znani obremenitvi napovedati število ciklov do zloma.

Odziv materiala na zareze in razpoke bo določen na ustrezno prirejenih preizkušancih z

različnimi zarezami. Na podlagi teh preizkusov bo možno oceniti hitrost napredovanja

razpoke ob znani obremenitvi in kritično vrednost faktorja intenzitete napetosti v korenu zoba

za iniciacijo razpoke.

Po ugotovljenih mehanskih lastnosti gradiva za sintrane zobnike bo izvedena numerična

analiza zobnika z znano geometrijo. Ta bo omogočala neposredno povezavo obremenitvenega

momenta na zobniku z napetostnim poljem v korenu zobnika. Klasične metode preračuna

napetosti v korenu zoba [9, 10] v primeru sintranih zobnikov niso primerne, saj tehnologija

pri stiskanju kovinskih prahov omogoča kakršnokoli obliko korena zoba. Numerična analiza

bo izvedena v programskem paketu Abaqus/Standard [16].


- 4 -

Končni model bo ob znanih materialnih lastnostih in znani obremenitvi omogočal

določitev velikostnega razreda obratovalne dobe do zloma v korenu zoba sintranega zobnika.

1.3 Pregled vsebine

V uvodnem poglavju doktorske disertacije je zapisan kratek pregled tehnologije metalurgije

prahov, ki se nadaljuje v opredelitev problema, ki je osredotočen na trdnostno kontrolo

sintranih zobnikov iz kovinskih prahov. Sledijo cilji in teze doktorske disertacije ter pregled

vsebine.

V drugem poglavju je predstavljena proizvodna tehnologija metalurgije prahov, ki je

razdeljena na tri glavne faze: proizvodnja kovinskih prahov, stiskanje kovinskih prahov in

sintranje kovinskih prahov. Možne vmesne in naknadne obdelave so na kratko opisane v

zaključku poglavja.

V tretjem poglavju je podan kratek pregled stanja obravnavane tematike, ki je razdeljen

na dva dela. V prvem so opisani splošni ključni dosežki pri razvoju mehanskih lastnosti

sintranih gradiv, v drugem delu pa je poudarek na raziskavah sintranih zobnikov.

V četrtem poglavju so opisani postopki merjenja in rezultati raziskav materialnih

lastnosti sintranega gradiva. Poglavje je razdeljeno na štiri večje dele: v prvem podpoglavju

so obravnavane mehanske lastnosti pri statični obremenitvi, v drugem je analiza odziva na

dinamično obremenitev. V tretjem podpoglavju je analizirana mikrostruktura izbranega

gradiva, ki vsebuje mikroskopske posnetke kovinskega prahu v stanju po stiskanju, sintranem

in poboljšanem stanju. V četrtem podpoglavju so podani materialni parametri pri širjenju

razpok izbranega gradiva in na kratko opisani postopki merjenja in računanja.

Peto poglavje je razdeljeno na izračun pričakovane dobe trajanja in na meritve dejanske

dobe trajanja. V prvem delu je predstavljen postopek določitve dobe trajanja, ki zajema

izračun napetosti v korenu zoba, izračun predvidene dobe trajanja in statistično oceno

intervala, v katerem se pričakuje zlom zoba. V drugem delu je predstavljeno modificirano

FZG preizkuševališče, rezultati testiranj zgolj sintranih in po sintranju poboljšanih zobnikov

ter analiza rezultatov, ki se naveže na izračunane vrednosti v prvem delu poglavja.

V šestem poglavju je diskusija o nekaterih ugotovitvah doktorske disertacije, ki je

razdeljena na 7 podpoglavij. V prvem podpoglavju je naslovljena problematika raztrosa

podatkov pri raziskavah mehanskih lastnosti sintranih gradiv. V drugem podpoglavju so


- 5 -

omenjene nekatere predpostavke in omejitve pri preračunu upogibne trdnosti. Sledijo

komentarji glede preizkušanja sintranih zobnikov in povezava z izračunanimi vrednostmi. V

četrtem podpoglavju je predstavljena problematika nihanja obremenitvenega momenta in

ugotovljeni razlogi. V petem podpoglavju so analizirane prelomne površine in podan možen

mehanizem za nastanek takšnih prelomnih površin. V šestem podpoglavju sta primerjani

mikrostrukturi kaljenih sintranih zobnikov iz dveh različnih serij in zapisane ugotovitve, ki

pojasnjujejo odstopanje prve serije od izračunanih vrednosti. V zadnjem podpoglavju je

podan možen vzrok za nenaden padec obremenitvenega momenta hitro po začetku

obremenjevanja.

V sedmem sklepnem poglavju je kratek pregled opravljenega dela in potrditev teze

doktorske disertacije. Zapisani so doseženi izvirni znanstveni prispevki in predlogi za

nadaljnje delo, ki so razdeljeni na tri sklope.


- 6 -


- 7 -

2 METALURGIJA PRAHOV

Metalurgija prahov (ang. Powder Metallurgy – PM) lahko pokriva bistveno večji spekter

izdelkov kot postopki s taljenjem in legiranjem kovin, kjer glavno omejitev predstavlja fazno

pravilo [17], ki določuje razmerje trdnih in tekočih faz. Pri metalurgiji prahov so lahko legirni

elementi prisotni praktično v poljubnem razmerju. Lep primer je prašna mešanica aluminijeve

zlitine s približno 15 % silicija [18]. Vendar pa ima metalurgija prahov tudi svoje

pomanjkljivosti, ki so povezane predvsem z ravnanjem s kovinskimi prahovi. Posebno

pozornost je potrebno nameniti oksidaciji prahov na osnovi železa in aluminija, možni

eksplozivnosti prahov na osnovi aluminija, čistoči prostorov in podobno [19].

2.1 Proizvodnja kovinskih prahov

Načini proizvodnje kovinskih prahov so precej različni. Najstarejša in najpogosteje

uporabljena metoda za izdelavo železovega prahu je redukcija v trdnem stanju. Zdrobljeno

železovo rudo se najprej pomeša z ogljikom in nato pošlje skozi kontinuirano peč, kjer poteče

reakcija. Nastane železova goba z določenim deležem nekovinskega materiala, ki se po

drobljenju preseje in odstrani. Čistoča tako pridobljenih kovinskih prahov je zelo odvisna od

čistoče začetnih surovin [20].

Pri pridobivanju kovinskih prahov na osnovi bakra ali kar čistih bakrenih prahov je zelo

pomembna čistoča, saj se bakren prah mnogokrat uporablja kot legirni dodatek prašnim

mešanicam na osnovi železa ali aluminija [21]. Ustrezen postopek pridobitve takih prahov je

elektroliza. Ob primerni sestavi elektrolita, gostoti toka in temperature se namreč nekatere

kovine izločajo v obliki prahov ali kovinske gobe. Nadaljnji postopki, kot so npr. pranje,

sušenje, redukcija, drobljenje in žarjenje, omogočajo pridobitev kovinskega prahu z visoko

čistočo [22].

Atomizacija ali razprševanje taline je izmed omenjenih najbolj priznana in razširjena

metoda pridobivanja kovinskih prahov. Izbrana talina se pod tlakom razprši in hitro ohladi

pod curkom plina (npr. zrak, dušik, argon) ali kapljevine (npr. voda). Nadzor velikostne

porazdelitve delcev v širokem spektru omogočajo različni dejavniki: število šob, tlak in pretok

taline, tlak in pretok hladilnega curka … Morfologija delcev je odvisna predvsem od hitrosti

ohlajanja. Ohlajevalni mediji z nizko toplotno kapaciteto omogočajo nastanek delcev


- 8 -

pravilnih krogelnih oblik, medtem ko po ohlajanju taline v curku vode nastanejo delci zelo

nepravilnih oblik. Na ta način so izdelani prahovi na osnovi železa, bakra, brona, aluminija,

cinka, kadmija, kositra, svinca ter orodnih in legiranih jekel. Atomizacija je posebej prikladna,

ko gre za proizvodnjo kovinskih zlitin v prahu, saj se legirni elementi v tekoči fazi

enakomerno porazdelijo in se pri strjevanju izločajo v trdni fazi. Zatorej končni izdelek

vsebuje drobne in enakomerno razporejene delce legirnih elementov v vsakem prašnem

delcu [23].

Kovinski prah se lahko izdela tudi z drobljenjem v hladnem toku (ang. coldstream

process). Na ta način so izdelani kovinski prahovi, namenjeni za injekcijsko oblikovanje

kovin (ang. Metal Injection Molding – MIM). Pri tem proizvodnem procesu se grobozrnat

prah doda v plin v ožjem delu venturijeve cevi, kjer je tlak manjši kot v okolici, zaradi česar

pride do sesanja prahu v cev. Tok plina s prašnimi delci nato potuje v širši del cevi, kjer se

plin zaradi adiabatnega raztezanja močno ohladi, kar povzroči hitro ohlajanje prašnih delcev,

ki postanejo bolj krhki. Tok plina s krhkimi prašnimi delci je usmerjen v tarčo, kjer se delci

razletijo na manjše delce nepravilnih oblik [24].

Ko je zahtevana izredno visoka čistost kovinskih prahov, se običajno uporabijo različni

kemijski postopki. Lep primer je proizvodnja nikljevega prahu, kjer nikljev karbonil reagira z

ogljikovim monoksidom in se ob povišani temperaturi ali znižanem tlaku razkroji nazaj v čisti

nikelj [25].

Proizvodni procesi za izdelavo kovinskih prahov so torej precej kompleksni in zato

podjetja, ki izdelujejo sintrane izdelke, raje prepustijo izdelavo surovin specializiranim

podjetjem, ki se ukvarjajo zgolj s proizvodnjo kovinskih prahov. Možno je nabaviti osnovne

prahove in jih pomešati v ustreznem razmerju pred stiskanjem, pogosteje pa se nabavi že kar

želena pretaljena in običajno atomizirana zlitina, ki jo je pred stiskanjem vseeno potrebno

premešati, saj lahko pride do segregacije prašnih delcev [26]. Proizvajalci kovinskih

prahov [27-29] ponujajo precej širok spekter že pripravljenih prašnih mešanic z različnimi

deleži legirnih elementov, ki močno vplivajo na mehanske lastnosti končnega izdelka [30,

31]. Nekatere prašne mešanice so celo standardizirane in zbrane v standardih, kjer so zapisane

tudi nekatere mehanske lastnosti sintranih gradiv iz teh mešanic [6, 7].


- 9 -

2.2 Postopki oblikovanja kovinskih prahov

Kovinski prahovi se iz sipke oblike z nasipno gostoto stiskajo v končno ali skoraj končno

obliko z različnimi postopki stiskanja. Stisnjenci ali zelenci (ang. »green« parts) imajo v tej

fazi zeleno gostoto, ki se lahko po sintranju spremeni zaradi dimenzijskih sprememb med

sintranjem [32].

2.2.1 Avtomatsko stiskanje v togi jekleni formi

Najbolj pogost postopek stiskanja kovinskih prahov je avtomatsko stiskanje v togi jekleni

matrici (ang. Automatic Die Compaction – ADC), ki poteka na električni, hidravlični ali

mehanski stiskalnici [33]. Orodje je sestavljeno iz vsaj štirih sestavnih delov (zgornji trn,

matrica ali forma, polnilni čevelj in spodnji trn) prikazanih na sliki 2.1.

Slika 2.1: Cikel avtomatskega stiskanja v togi matrici

Na sliki 2.1 je prikazan celoten cikel avtomatskega stiskanja v togi matrici. Med

postopkom stiskanja se najprej spodnji trn pomakne v polnilni položaj; takrat je razdalja med

zgornjo ploskvijo spodnjega trna in zgornjo ploskvijo matrice, po kateri drsi polnilni čevelj,

definirana kot polnilna višina. Polnilni čevelj se nato pomakne po zgornji površini matrice,

tako da mešanica kovinskega prahu in maziva pade v luknjo. Volumen prašne mešanice je na

spodnji strani omejen s spodnjim trnom, ob straneh pa s stenami matrice. Ko se luknja napolni

s kovinskim prahom, se polnilni čevelj odmakne, ter s tem poravna volumen nasipanega

prahu, tako da je v enaki ravnini kot zgornja ploskev matrice. Hkrati z odmikom polnilnega

čevlja se začne primikati zgornji trn. Ko zgornji trn doseže v matrico nasipan kovinski prah,

se začne enostransko stiskanje – pomik le enega izmed trnov. V primeru, ko se primikata oba

trna, gre za obojestransko stiskanje, ki je pogostejši način stiskanja. Ker ima trenje med

stiskanim prahom in stenami matrice velik vpliv, je v slednjem primeru možno doseči


- 10 -

enakomernejšo porazdelitev lokalne gostote in višjo gostoto zelencev nasploh [34]. Po

stiskanju se začne faza izmeta, ko se spodnji in zgornji trn hkrati pomikata navzgor. Ko

zgornja površina spodnjega trna (hkrati spodnja površina zelenca) doseže zgornjo ploskev

matrice, se spodnji trn ustavi, zgornji pa se odmakne v začetni položaj. Sledi pomik

polnilnega čevlja, ki potisne zelenec iz delovnega območja. Na koncu se spodnji trn pomakne

v polnilni položaj in postopek se ponovi.

Tako stisnjeni izdelki imajo približno 10 % poroznosti, ki je zaradi trenja med

kovinskim prahom in stenami matrice ter zaradi medsebojnega trenja med posameznimi delci

bolj ali manj neenakomerno porazdeljena po volumnu. Delež poroznosti je odvisen od

količine in tipa maziva, ki je primešano kovinskemu prahu. V te namene so v uporabi različne

stearinske kisline in amidni voski, najpogosteje pa se uporabljajo kompozitna maziva, posebej

razvita za tehnologijo metalurgije prahov. Komercialno dobavljivim kovinskim prašnim

mešanicam so maziva običajno že dodana, njihova točna sestava pa je strogo varovana

poslovna skrivnost podjetij, ki jih izdelujejo [27-29].

2.2.2 Izostatsko stiskanje kovinskih prahov

Manjši delež poroznosti je moč doseči z izostatskim stiskanjem, kjer mazivo ni potrebno, kar

omogoča doseganje višjih gostot. Stiskanje kovinskega prahu v želeno obliko lahko poteka pri

običajni temperaturi – hladno izostatsko stiskanje (ang. Cold Isostatic Pressing – CIP) ali pri

povišani temperaturi – vroče izostatsko stiskanje (ang. Hot Isostatic Pressing – HIP).

Pri CIP postopku se kovinski prah v elastični formi, ki je običajno iz poliuretana, potopi

v vodo, kateri se poveča tlak, kar omogoča, da se forma enakomerno stisne iz vseh smeri. Ta

postopek oblikovanja prahov v končne oblike se je uveljavil ne le na področju metalurgije

prahov, ampak tudi pri stiskanju keramike [35].

HIP postopek je precej podoben CIP postopku, le da gre za stiskanje pri povišanih

temperaturah, zato forma ni iz elastomera, ampak iz duktilne kovine. Tudi medij, v katerega

je potopljena forma s kovinskih prahom, ni voda, temveč vroč plin – običajno argon. Na ta

način so izdelana rezalna orodja iz karbidnih trdnin [36].

2.2.3 Injekcijsko oblikovanje kovin

Precej podoben postopek brizganju plastike je injekcijsko oblikovanje kovin (ang. Metal

Injection Molding – MIM). Mešanica kovinskega prahu in organskega veziva se pri zmerno

povišani temperaturi vbrizga v formo. Izdelek se nato odstrani iz forme in se po


- 11 -

odstranjevanju maziva posintra. Ta postopek je v primerjavi z ostalimi postopki stiskanja

kovinskih prahov nekoliko dražji, vendar omogoča izdelavo bolj kompliciranih oblik, ki jih z

ostalimi postopki ni možno izdelati. Kljub vsemu je še vedno cenejši od konvencionalnih

načinov proizvodnje [25].

2.3 Sintranje

Sintranje je toplotna obdelava zelencev pri temperaturi nižji od temperature tališča glavne

sestavine z namenom povečati njihovo trdnost z difuzijskim povezovanjem posameznih

delcev kovinskega prahu. Glede na gostoto in sestavo zelencev je potrebno prilagoditi

parametre sintranja, saj le-ti ključno vplivajo na mehanske lastnosti končnega izdelka [37-40].

Slika 2.2: Osnovni postopek sintranja: a – predgrevanje, b – sintranje, c – ohlajanje

Na sliki 2.2 je prikazan osnovni postopek sintranja, ki ga običajno sestavljajo 3 faze:

predgrevanje, sintranje in ohlajanje. V diagramu sta shematično prikazani s polno sivo črto

temperatura posameznih delov peči za sintranje in s črtkano rdečo črto temperatura izdelka.

Faza predgrevanja je namenjena odstranjevanju maziv, zato je potrebno zelence segreti

na dovolj visoko temperaturo, da mazivo izhlapi/zgori, a ne previsoko, da ne pride do prehitre

difuzije in s tem zapiranja por. Temperature predgrevanja so lahko zelo različne – od 300 do

700 °C.

Sledi faza sintranja, v kateri pride do difuzijskega povečevanja površin, ki so se med

stiskanjem hladno zavarile. V tej fazi sta najpomembnejša parametra temperatura in čas

sintranja – višja kot je temperatura, hitrejša je difuzija in zato krajši čas sintranja. Hitrost

difuzije je odvisna še od velikosti delcev in velikosti stične površine med njimi [41], kar

pomeni, da je tudi gostota zelencev pomemben dejavnik pri sintranju. Sintranje zelencev iz

jeklenih prašnih mešanic običajno poteka pri temperaturah med 1120 in 1150 °C in traja 15

do 60 minut. V tem času zaradi visoke temperature pride do rekristalizacije delcev in

zaokroževanja por zaradi difuzije [27, 42-45].


- 12 -

Med sintranjem je potrebno zagotoviti ustrezno zaščitno atmosfero, saj visoke

temperature pospešujejo oksidacijo izdelkov. Obstajajo tri večje skupine zaščitnih atmosfer:

redukcijska atmosfera za razogljičenje (npr. H2 ali 75 % H2 + 25 % N2), redukcijska

atmosfera za ogljičenje (npr. 32 % H2 + 23 % CO + 0-0,2 % CO2 + 0-0,5 % CH4 + N2) in

nevtralna atmosfera (npr. N2 ali Ar) [27].

Na koncu sledi še faza ohlajanja, kjer se posintrani izdelki postopoma ohladijo do

temperatur med 250 in 150 °C. Hitrost ohlajanja se prilagaja glede na velikost izdelkov in

želeno mikrostrukturo sintranega gradiva.

Pomemben pojav med sintranjem so tudi dimenzijske spremembe, ki so posledica

difuzijskega spajanja delcev. Ta pojav se kontrolira z deleži legirnih elementov in je bolj ali

manj predvidljiv [30, 31].

2.4 Vmesne in naknadne obdelave

Izdelki iz sintranega gradiva se že med stiskanjem oblikujejo v končno ali skoraj končno

obliko, zato so naknadne obdelave redke. Višina izdelka se korigira z brušenjem, konture pa s

kalibracijskim stiskanjem. Mehanske obdelave so večinoma minimalne in pridejo v poštev le,

ko ozkih toleranc ni možno doseči s korekcijami stiskalnega orodja, kalibracijskimi postopki,

kemijsko sestavo ali parametri sintranja.

Med trnom in matrico je zmeraj neka minimalna zračnost, ki prepreči zatikanje orodja

med stiskanjem. Zaradi te zračnosti na stiskancih nastaja srh (ang. burr), ki ga je potrebno

odstraniti. Odstranjevanje srha ali raziglevanje lahko poteka neposredno po stiskanju, kjer

robotska roka vzame zelenec iz delovnega območja in ga podrgne po posebnih ščetinah,

preden ga odloži na pladenj ali neposredno na tekoči trak peči za sintranje. Raziglevanje lahko

poteka tudi po sintranju med korekcijo višine ali z bobnanjem [46].

Čeprav se večina sintranih izdelkov uporablja kar v sintranem stanju, so zraven

mehanskih naknadnih obdelav možne tudi toplotne obdelave po klasičnih postopkih kaljenja

in popuščanja z nekaterimi specifikami za metalurgijo prahov [38]. Ti postopki povečajo

trdoto in natezno trdnost, duktilnost pa se ustrezno zmanjša [47, 48].

Druge možne naknadne obdelave so še impregnacija, galvaniziranje, obdelava z vodno

paro [46, 49]…


- 13 -

3 PREGLED STANJA OBRAVNAVANE TEMATIKE

Ideja o stiskanju kovinskih prahov in njihovem difuzijskem spajanju je že precej stara. Prvi

resni prispevki na tematiko metalurgije prahov se pojavijo na začetku druge polovice 20.

stoletja [20, 41-45]. Tehnologija se je nato hitro razvijala in raziskovalci so iskali nove

možnosti proizvodnje kovinskih prahov [24], nove kombinacije kovin [19] in opazovali

pojave med sintranjem – npr. dimenzijske spremembe [32].

3.1 Mehanske lastnosti sintranih gradiv

Za zagotavljanje ustrezne nosilnosti posameznih sintranih izdelkov je potrebno natančno

poznati mehanske lastnosti sintranih gradiv iz kovinskih prahov. Na splošno je o mehanskih

lastnostih sintranih gradiv, predvsem dinamičnih, že leta 1989 pisal O´Brien [50]. Izpodbil je

splošno prepričanje, da je ocena trajne dinamične trdnosti s faktorjem 0,38 pomnožena

vrednost statične natezne trdnosti. V svojih raziskavah je pokazal, da lahko ta faktor niha od

0,16 do 0,47.

V kasnejših letih so različni raziskovalci iskali načine, kako izboljšati mehanske

lastnosti sintranih gradiv, predvsem odpornost na dinamične obremenitve. Sonsino je s

sodelavci poskušal z zapiranjem površinskih por z valjanjem in opazil izboljšave dinamične

nosilnosti sintranih izdelkov [51]. Tudi Chernenkoff in sodelavci so izboljšali dinamično

nosilnost s povečevanjem lokalne gostote na površini in z zapiranjem por, vendar s

peskanjem. Na površini se zato pojavijo tlačne zaostale napetosti, ki zavirajo nastanek in

širjenje razpok iz por [52]. Saritas je šel celo korak dlje in določil, katere intenzitete peskanja

so najbolj primerne za sintrana jekla glede na vsebnost legirnih elementov [53].

Vzporedno z razvojem železnih prahov je tekel napredek metalurgije prahov iz

neželeznih prahov. Zanimiv je napredek predvsem aluminijevih prašnih mešanic, tako pri

stiskanju [54], kot pri sintranju [40] in tudi pri ohlajanju [39]. Napredek je prinesel višje

vrednosti natezne trdnosti in boljšo odpornost na utrujanje [55, 56]. Metalurgija prahov je

prinesla tudi aluminijeva gradiva s 15 % silicija [18], ki v litem stanju niso možna zaradi

faznega pravila [17].


- 14 -

Tudi kotalno kontaktno utrujanje (ang. Rolling Contact Fatigue – RCF) površinsko

zgoščenih sintranih gradiv je doseglo lep napredek. Sintrani preizkušanci dosegajo 107 ciklov

pri 2100 MPa Hertzovega kontaktnega tlaka, medtem ko preizkušanci iz jekla 16MnCr5 pri

2200 MPa [57].

Po letu 2000 se je pojavila nova metoda poboljšanja sintranih gradiv, t.i. direktno

kaljenje iz sintranja (ang. sinter-hardening). Pri tem postopku se sintranci že v sinter peči

hitro ohladijo, kar omogoča nastajanje martenzitne mikrostrukture [27, 58-60]. Tako

posintrani izdelki imajo podobne mehanske lastnosti kot naknadno poboljšani sintranci [61].

Nekatere ugotovitve celo kažejo, da direktno kaljeni preizkušanci nimajo izrazite trajne

dinamične trdnosti pri 106 ciklih in kažejo časovno trdnost vse do 109 ciklov [62].

Napredek maziv je omogočil izboljšanje mehanskih lastnostih sintranih gradiv [63] in

omogočil stiskanje kovinskih prahov pri povišani temperaturi [64]. Oboje omogoča doseganje

višje zelene gostote, ki je neposredno povezana z mehanskimi lastnostmi [37, 38, 63-67].

Glede na to, da začetki metalurgije segajo že več kot 50 let v preteklost, ni presenetljivo,

da obstajata standarda DIN [7] in MPIF [6] za klasifikacijo sintranih gradiv glede na sestavo,

gostoto in vsebnost legirnih elementov, ter podajata okvirne vrednosti za natezno trdnost,

mejo plastičnosti, trdoto in za nekatera sintrana gradiva celo trajno dinamično trdnost.

3.2 Nosilnost sintranih zobnikov

Že leta 1985 so se v Sovjetski zvezi ukvarjali z nosilnostjo sintranih zobnikov, ki naj bi bili

uporabljeni kot planetniki v avtomobilskem diferencialu [68]. Že takrat so ugotavljali, da

imajo sintrana jekla podobne mehanske lastnosti kot jekla brez poroznosti.

Rezultati raziskav mehanskih lastnosti so bili hitro vključeni v preizkušanje sintranih

zobnikov. Tako je Bengtsson svoje ugotovitve glede kotalnega kontaktnega utrujanja (RCF)

sintranega gradiva [57] prenesel v raziskave sintranih zobnikov [69]. Ugotovili so, da je

raztros pomembnih mer na sintranih zobnikih manjši kot pri zobnikih s konvencionalno

izdelavo. Na mestih lokalne zgostitve zobnika se poveča še trdnost in zmanjša hrapavost, kar

ugodno vpliva na obratovanje zobnika.

Tudi Lawcock se je ukvarjal s kotalnim kontaktnim utrujanjem (RCF). V svojih

raziskavah je ugotovil, da na odpornost proti RCF vplivata predvsem profil podpovršinskih


- 15 -

strižnih napetosti in strižna trdnost materiala. Med ugotovitve je zapisal tudi, da so bile morda

takratne metode testiranja RCF preveč podcenjujoče za sintrana gradiva [70].

Liu se je pri svojih raziskavah osredotočil zgolj na koren sintranih zobnikov in na

optimizacijo oblike v korenu zoba. Numerično je izračunaval napetosti v korenu zoba in s

korekcijo zaokrožitve v korenu optimiziral upogibno trdnost sintranega zobnika [71].

Tudi Cedergen se je ukvarjal z napetostmi v korenu sintranega zobnika. Upoštevajoč

lokalno porazdelitev gostote je z Gursonovim modelom kopičenja poškodb predlagal

enostaven model za predvidevanje dobe trajanja v območju malocikličnega utrujanja (ang.

low cycle fatigue – LCF) sintranih zobnikov ob pogostih preobremenitvah [72].

Podobno kot Bengtsson se je tudi Koide ukvarjal z raziskovanjem efektov selektivnega

zgoščevanja kovinskih prahov na zobnih bokih zobnika. Iskal je povezavo med načinom

valjanja in dobljeno poroznostjo in trdoto [73] ter podal izračun nosilnosti površinsko valjanih

zobnikov [74].

V [75] je Sigl v glavnem skušal opisati lastnosti površinsko zgoščenih sintranih

zobnikov, ki jih je primerjal s konvencionalno izdelanimi zobniki. Ugotovil je, da sintrani

zobniki dosegajo kvaliteto 8 po DIN standardu, imajo ožji raztros funkcionalnih mer in nižjo

hrapavost v primerjavi s konvencionalno izdelanimi zobniki.

Čeprav so bile analize nosilnosti površinsko zgoščenih sintranih zobnikov precej

obetavne, je dodaten proizvodni proces pri izdelavi povečal stroške in s tem zmanjšal

ekonomsko prednost sintranih zobnikov pred konvencionalnimi zobniki. Kovinski prah je

namreč bilo potrebno stisniti do višjih gostot že med avtomatskim stiskanjem v togo matrico.

Eden od cenovno še sprejemljivih načinov je toplo stiskanje. Postopek je enak kot pri

avtomatskem stiskanju v togo matrico (glej poglavje 2.2.1), le da je potrebno med stiskanjem

ogrevati orodje za stiskanje in kovinski prah. S tem se doseže višjo gostoto in posledično tudi

boljše mehanske lastnosti [76, 77].

Način za povečanje nosilnosti zobnikov je tudi porazdelitev obremenitve na več zob,

kar pomeni izdelavo poševnega ozobja, ki ga je bilo zaradi tehnoloških značilnosti do

nedavnega nemogoče izdelati z ADC postopkom. Postopek toplega stiskanja jeklenega prahu

v obliko zobnika s poševnim ozobjem za menjalnik v družinskem avtomobilu srednje

velikosti je opisal Larsson [78].


- 16 -


- 17 -

4 MATERIALNE LASTNOSTI IZBRANEGA SINTRANEGA

GRADIVA

Proizvajalci kovinskih prahov ponujajo celo vrsto že pripravljenih prašnih mešanic glede na

namembnost izdelka [27]. Izmed nabora švedskega proizvajalca kovinskih prahov

Höganäs AB so najprimernejše mešanice na osnovi železa zapisane v preglednici 4.1.

Preglednica 4.1: Najpogostejše prašne mešanice za izdelavo sintranih zobnikov

Prašna mešanica Ni [%] Cu [%] Mo [%] C [%]

Distaloy® AB

Distaloy® AE

Distaloy® AQ

Astaloy™ 85Mo

1,75

4,0

0,5

-

1,5

1,5

-

-

0,5

0,5

0,5

0,85

0 – 0,8

0 – 0,8

0 – 0,8

0 – 0,8

Naštete prašne mešanice v preglednici 4.1 se delijo glede na način legiranja. Distaloy

mešanice so delno predlegirane ali difuzijsko legirane, kar pomeni, da so legirni elementi v

obliki finih delcev delno difuzijsko spojeni z večjimi železnimi delci, kar preprečuje

segregacijo. Mešanice tipa Astaloy so pripravljene tako, da se legirni elementi dodajo talini še

pred atomizacijo (glej poglavje 2.1). Na sliki 4.1 je shematsko prikazana razlika med tipoma

Distaloy in Astaloy na nivoju posameznega delca.

Slika 4.1: Shematsko prikazana delca: a) Distaloy in b) Astaloy

V preglednici 4.1 so zapisane okvirne kemijske sestave različnih prašnih mešanic. Delež

ogljika je pri vseh podan z intervalom od 0 – 0,8 %, saj se lahko ogljik dodaja poljubno glede

na želene mehanske lastnosti. Večji kot je delež ogljika, višja je natezna trdnost, trdota in

modul elastičnosti, manjša pa udarna žilavost in raztezek ob prelomu [79].


- 18 -

Izmed naštetih prašnih mešanic v preglednici 4.1 je bila zaradi izkušenj pri stiskanju in

sintranju v podjetju Unior Kovaška industrija d.d. [80] izbrana mešanica Distaloy® AB, h

kateri sta bila primešana še ogljik in mazivo.

Pomembna splošna materialna parametra kovinskih prahov, predvsem med fazo

polnjenja pri stiskanju (glej poglavje 2.2.1), sta nasipna gostota in tekočnost [81]. Po podatkih

o sarži je bila nasipna gostota prašne mešanice Distaloy® AB brez primešanega maziva in

ogljika 3,15 g/cm3, tekočnost pa 29 s/50g. Slednje pomeni, da je potrebno 29 sekund, da 50

gramov prašne mešanice steče skozi Hallov lijak [81]. Sejalna analiza, iz katere bi bila

razvidna velikostna porazdelitev delcev, ni bila posebej opravljena, saj je podana v ustrezni

literaturi, kjer je razvidno, da v mešanici ni delcev večjih od 212 μm, delež delcev velikosti od

150 μm do 212 μm je 7 %, delež delcev, ki so manjši od 45 μm pa je 26 % [79].

Preglednica 4.2: Kemijska sestava izbrane mešanice pred sintranjem, mejne vrednosti

ustreznih standardiziranih prašnih mešanic in mejne vrednosti komercialne prašne mešanice

[%] Izbrana

mešanica DIN SINT D-30 MPIF FD-0205 Distaloy® AB

Fe Bal Bal Bal Bal

C 0,29 < 0,3 0,3 – 0,6 < 0,01

Cu 1,47 1,0 – 5,0 1,3 – 1,7 1,35 – 1,65

Ni 1,69 1,0 – 5,0 1,55 – 1,95 1,57 – 1,93

Mo 0,50 < 0,6 0,4 – 0,6 0,45 – 0,55

Mn / / 0,05 – 0,30 /

Kenolube P11 0,58 / / /

V preglednici 4.2 je podana kemijska sestava preizkušancev pred sintranjem primerjana

s kemijsko sestavo ustreznih tipov prašnih mešanic iz standardov DIN 30910-4 [7] in

MPIF Standard 35 [6], ter s komercialno prašno mešanico Distaloy® AB. Kot je razvidno iz

preglednice, je bilo k obstoječi mešanici dodano 0,29 % ogljika v obliki naravnega in

prečiščenega grafita UF4 [82] in 0,58 % maziva Kenolube P11 [27, 79].

Iz preglednice 4.2 je razvidno tudi, da ima klasifikacija po DIN standardu bistveno večji

razpon deleža legirnih elementov kot klasifikacija po MPIF, nadalje je razpon še nekoliko

zmanjšan pri prašni mešanici Distaloy® AB, kar namiguje na načrtovano prašno mešanico,

vendar brez mangana.


- 19 -

Izbrana prašna mešanica je bila uporabljena za izdelavo preizkušancev z načinom

avtomatskega hladnega stiskanja v togi matrici (glej poglavje 2.2.1) v standardno obliko [8].

Polnilne višine in premiki orodja so bili nastavljeni tako, da je bila višina zelencev 6,3 mm,

zelena gostota pa 7,07 g/cm3. Geometrija preizkušancev je prikazana na sliki 4.2.

Sintranje preizkušancev je potekalo v nadzorovani atmosferi (10 % H2 + 90 % N2) pri

temperaturi 1120 °C in je trajalo 30 minut. Po sintranju je bila polovica preizkušancev še

dodatno poboljšana po priporočilih proizvajalca prašne mešanice (avstenitizacija pri 915 °C,

kaljenje v olju in popuščanje za 1 uro na temperaturi 175 °C). Ker se opisan postopek

poboljšanja pogosto imenuje kar »kaljenje«, bo v nadaljevanju izraz »kaljen« uporabljen kot

sklic na opisan postopek poboljšanja. Kočna gostota tako sintranih kot dodatno kaljenih

preizkušancev je bila 7,07 g/cm3, torej se med sintranjem in naknadnim kaljenjem ni

spremenila. Tako pripravljeni preizkušanci so bili uporabljeni za ugotavljanje materialnih

lastnosti pri statičnih in dinamičnih obremenitvah.

Slika 4.2: Oblika preizkušancev: a) zunanja kontura in b) izometrični pogled

Na omenjenih preizkušancih je bila izmerjena trdota po Vickersu [83]. Naključno so bili

izbrani trije samo sintrani in trije dodatno kaljeni preizkušanci. Na vsakem preizkušancu so

bile opravljene tri meritve trdote na čelni in tri na prečni strani. Neodvisno od pozicije meritve

je bila trdota samo sintranih preizkušancev od 160 do 180 HV1, trdota dodatno kaljenih pa od

310 do 340 HV1.


- 20 -

4.1 Materialne lastnosti pri statični obremenitvi

Izbrani preizkušanci so bili izpostavljeni enosmerni natezni obremenitvi v vzdolžni smeri pri

sobnih pogojih na merilnem sistemu MTS 810 v podjetju Cimos d.d. v Kopru [84], ki je

prikazan na sliki 4.3.

Slika 4.3: Merilni sistem MTS 810 v podjetju Cimos d.d.

Slika 4.4: Vpetje preizkušanca s hidravličnimi čeljustmi MTS 647 na merilnem sistemu

Preizkušanci so bili vpeti v hidravlične čeljusti, kot prikazuje slika 4.4, in kvazistatično

obremenjeni s hitrostjo pomika 0,5 mm/min. Podatki o sili so bili merjeni neposredno na

stroju, podatki o raztezku pa so bili izmerjeni z ekstenziometrom, ki je bil pritrjen na ozek del

preizkušanca. Zajem podatkov je bil opravljen računalniško s hitrostjo beleženja 500 Hz.


- 21 -

4.1.1 Rezultati 2012/10

V preglednici 4.3 so izmerjene mehanske lastnosti zgolj sintranih preizkušancev (oznaka S) in

dodatno kaljenih preizkušancev (oznaka K) primerjane z vrednostmi ekvivalentnih sintranih

gradiv iz standardov DIN [7] in MPIF [6]. V standardu DIN ni zapisanih vrednosti za dodatno

kaljena sintrana gradiva, zato so izmerjene mehanske lastnosti kaljenih preizkušancev

primerjane le z vrednostmi iz standarda MPIF.

Preglednica 4.3: Osnovne mehanske lastnosti sintranega gradiva in primerjava s standardi

Oznaka

E

[GPa]

Rp0,1

[MPa]

Rp0,2

[MPa]

Rm

[MPa]

A

[%]

S (2012/10) 130 302 356 532 2,16

DIN SINT D30 130 330 / 460 2

MPIF FD-0205-52,51 145 / 405 575 1,75

K (2012/10) 142 754 / 869 0,86

MPIF FD-0205-130HT2 145 / / 965 < 1

Modul elastičnosti sintranih preizkušancev (oznaka S) je točno tak, kot ga predvideva

standard DIN, vendar nižji od zapisanega v MPIF standardu. Po kaljenju se modul elastičnosti

poveča in je skoraj enak vrednosti iz standarda MPIF.

Ker je napetost tečenja v standardih podana z različno stopnjo plastične deformacije, je

bila izračunana za obe vrednosti. Ugotovljeno je bilo, da je napetost tečenja sintranih

preizkušancev nekoliko nižje od vrednosti, zapisanih v standardih. Vrednost Rp0,2 pri kaljenih

preizkušancih ni bila zaznana, niti ni zavedena v standardu MPIF.

Standarda DIN in MPIF podajata precej različne vrednosti za natezno trdnost sintranega

jekla – razlika je približno 20 %. Razlog za to je lahko različna kemijska sestava ali različen

režim sintranja. Izmerjena vrednost sintranih preizkušancev je višja kot v standardu DIN in

nekoliko nižja kot v standardu MPIF. Razlika pri kaljenih preizkušancih je precej večja.

Raztezek ob pretrgu sintranih preizkušancev je bil nekoliko višji od pričakovanih

vrednosti v obeh standardih in znotraj pričakovanj ob pretrgu kaljenih preizkušancev.

1 Oznaka materiala FD-0205-52,5 v standardu MPIF ne obstaja. Vrednosti so linearno interpolirane glede na

gostoto med materialoma FD-0205-50 z gostoto 6,95 g/cm3 in FD-0205-55 z gostoto 7,15 g/cm3. 2 Oznaka materiala FD-0205-130HT v standardu MPIF ne obstaja. Vrednosti so linearno interpolirane glede na

gostoto med materialoma FD-0205-120HT z gostoto 6,95 g/cm3 in FD-0205-140HT z gostoto 7,15 g/cm3.


- 22 -

Splošna ugotovitev kvazistatičnih nateznih preizkusov je bila, da dodatno kaljenje

sintranega gradiva poveča njegovo natezno trdnost in zmanjša duktilnost, kar je razvidno na

sliki 4.5, kjer so prikazani σ-ε diagrami vseh opravljenih preizkusov.

Slika 4.5: Diagram napetosti v odvisnosti od deformacije kaljenih (K) in sintranih (S)

preizkušancev

4.1.2 Rezultati 2014/10

Zaradi majhnega števila vzorcev pri preizkušanju materialnih lastnosti pri statični obremenitvi

v prejšnjem podpoglavju, je bilo opravljeno dodatno testiranje izbranega sintranega gradiva.

Sintrani (oznaka S) in dodatno kaljeni preizkušanci (oznaka K) so bili pripravljeni na enak

način kot je opisano v začetku poglavja. Ostali preizkušanci so bili podvrženi dodatni

obdelavi, ki je opisana v nadaljevanju.

Preizkušanci z oznako 2S so nastali zaradi dileme, ali so mehanske lastnosti sintranega,

nato kaljenega in ponovno sintranega gradiva enake lastnostim zgolj sintranega gradiva. Po

kaljenju nastala martenzitno – avstenitna mikrostruktura (glej poglavje 4.3) namreč med

sintranjem rekristalizira in pričakovati je, da bodo mehanske lastnosti gradiva vsaj podobne,

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

0 0,5 1 1,5 2 2,5

Nap

eto

st -

σ[M

Pa

]

Deformacija - ε [%]

S

K


- 23 -

če ne enake kot v primeru enkratnega sintranja. Po drugi strani se čas sintranja podvoji, kar

lahko bistveno vpliva na mehanske lastnosti, saj se difuzija med delci lahko nadaljuje.

Preizkušanci z oznakama SP in KP so bili pripravljeni na enak način kot preizkušanci z

oznakama S (samo sintrani) in K (dodatno kaljeni), le da so bili na koncu še mehansko

obdelani s peskanjem. Vmesna ali končna obdelava s peskanjem je lahko namenjena za

odstranjevanje srha [85] ali za lokalno površinsko povečanje gostote [52, 53].

Slika 4.6: Diagram napetosti v odvisnosti od deformacije sintranih (S), kaljenih (K), dvakrat

sintranih (2S), po sintranju peskanih (SP) in po kaljenju peskanih preizkušancev (KP)

Na sliki 4.6 so prikazani σ-ε diagrami vseh opravljenih preizkusov. Podobno kot pri

rezultatih iz prejšnjega poglavja je opazno povečanje natezne trdnosti in zmanjšanje

duktilnosti po kaljenju. Medtem ko med preizkušanci K in KP ni posebnih razlik, so razlike

med S, 2S in SP precejšnje.

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

0 1 2 3 4 5

Nap

eto

st -

σ[%

]


S

K

2S

SP

KP


- 24 -

Del diagrama iz slike 4.6, kjer je prišlo do loma kaljenih preizkušancev (K in KP) je

prikazan na sliki 4.7. Čeprav je bila natezna trdnost enega izmed peskanih preizkušancev za

več kot 50 MPa višja od največje natezne trdnosti kaljenih preizkušancev, je iz diagrama

razvidno, da dodatno peskanje nima posebnega vpliva na mehanske lastnosti pri statični

obremenitvi. Nadalje je iz diagrama na sliki 4.7 razvidno tudi, da so dosežene natezne trdnosti

preizkušancev iz te serije za približno 120 MPa nižje kot iz prejšnje, kar namiguje na slabo

sintranje.

Slika 4.7: Del diagrama napetosti v odvisnosti od deformacije kaljenih (K) in po kaljenju

peskanih preizkušancev (KP)

Na sliki 4.8 je prikazan še del diagrama iz slike 4.6, kjer je prišlo do loma sintranih

preizkušancev (S, 2S in SP). Iz diagrama je razvidno, da čeprav imajo dvakrat sintrani

preizkušanci (2S) v povprečju za 0,5 % večji raztezek ob prelomu od sintranih (S), imajo tudi

večji raztros. Natezna trdnost dvakrat sintranih (2S) je nekoliko nižja od natezne trdnosti

sintranih preizkušancev (S). Peskanje po sintranju ima opazen vpliv, saj so po sintranju

peskani preizkušanci (SP) dosegali nižje natezne trdnosti in manjše deformacije ob pretrgu od

sintranih (S). Skrajno levo v diagramu so vidni še kaljeni preizkušanci (K in KP), ki pri

napetosti 500 MPa niso dosegli niti 0,1 % plastične deformacije – vrednost Rp0,1. Natančnejša

primerjava mehanskih lastnosti pri statični obremenitvi je razvidna iz preglednice 4.4.

650

700

750

800

850

0 1 2

Nap

eto

st -

σ[%

]


K

KP


- 25 -

Slika 4.8: Del diagrama napetosti v odvisnosti od deformacije sintranih (S), dvakrat sintranih

(2S) in po sintranju peskanih preizkušancev (SP)

Preglednica 4.4: Mehanske lastnosti pri statični obremenitvi sintranih (S), dvakrat sintranih

(2S), po sintranju peskanih (SP), kaljenih (K) in po kaljenju peskanih (KP) v primerjavi z

rezultati iz prejšnjega poglavja in standardi

Oznaka

E

[GPa]

Rp0,1

[MPa]

Rp0,2

[MPa]

Rm

[MPa]

A

[%]

S (2012/10) 130 302 356 532 2,16

S (2014/10) 137 (2) 238 (6) 294 (9) 482 (9) 3,06 (0,07)

2S (2014/10) 155 (12) 251 (12) 297 (9) 445 (15) 3,54 (1,06)

SP (2014/10) 127 (11) 246 (18) 301 (15) 454 (26) 2,18 (0,17)

DIN SINT D30 130 330 / 460 2

MPIF FD-0205-52,51 145 / 405 575 1,75

K (2012/10) 142 754 / 869 0,86

K (2014/10) 145 (8) 533 (59) 609 (47) 713 (27) 1,10 (0,16)

KP (2014/10) 152 (14) 539 (49) 621 (39) 728 (58) 1,01 (0,20)

MPIF FD-0205-130HT2 145 / / 965 < 1

1 Oznaka materiala FD-0205-52,5 v standardu MPIF ne obstaja. Vrednosti so linearno interpolirane glede na

gostoto med materialoma FD-0205-50 z gostoto 6,95 g/cm3 in FD-0205-55 z gostoto 7,15 g/cm3. 2 Oznaka materiala FD-0205-130HT v standardu MPIF ne obstaja. Vrednosti so linearno interpolirane glede na


350

400

450

500

0 1 2 3 4 5

Nap

eto

st -

σ[%

]


S

K

2S

SP

KP


- 26 -

V preglednici 4.4 so zapisane mehanske lastnosti pri statični obremenitvi obravnavanih

preizkušancev s podanimi standardnimi deviacijami v oklepajih. Iz preglednice je razvidno,

da so vrednosti nateznih trdnosti vseh preizkušancev nižje od vrednosti iz prejšnje serije –

razlog je bila okvara peči za sintranje in posledično napačen režim sintranja, kar očitno

drastično vpliva na mehanske lastnosti sintranih gradiv. Ker pa so bili vsi preizkušanci iz te

serije sintrani hkrati, slabo sintranje ne vpliva na njihovo medsebojno primerjavo.

Kot je razvidno že iz slik 4.6, 4.7 in 4.8, dodatno peskanje nima posebnega vpliva na

materialne lastnosti sintranega gradiva pri statični obremenitvi, razen nekoliko nižje natezne

trdnosti in manjše deformacije ob pretrgu sintranih preizkušancev. Iz vrednosti standardnih

deviacij je še razvidno, da je raztros rezultatov po peskanju večji.

Dvakrat sintrani preizkušanci imajo sicer ob pretrgu v povprečju za skoraj 0,5 % večji

raztezek, ampak je iz podanih standardnih deviacij v oklepajih razvidno, da so posamezni

rezultati precej bolj razpršeni, kar se vidi tudi iz diagramov na slikah 4.6 in 4.8. Takšna

neponovljivost je prav tako zelo nezaželena, ko gre za končne izdelke.

4.1.3 Rezultati 2015/01

Zaradi zagotavljanja primerljivosti rezultatov testiranja sintranih zobnikov in mehanskih

lastnosti sintranega gradiva so bili hkrati z zobniki, namenjenimi za testiranje na FZG napravi,

posintrani in zakaljeni še preizkušanci enake oblike, kot je opisano na začetku tega poglavja.

Diagram napetosti v odvisnosti od deformacije kaljenih (K) preizkušancev iz te serije je

prikazan na sliki 4.9. Sintrani vzorci niso bili testirani, saj je bilo s preliminarnim testiranjem

sintranih zobnikov ugotovljeno, da ima zgolj sintrano gradivo (brez kaljenja) prenizko trdoto

in zato ni primerno za izdelavo zobnikov.

Primerjava kaljenih preizkušancev iz te serije s preizkušanci iz prejšnje je v

preglednici 4.5, kjer je razvidno, da so mehanske lastnosti zadnje serije (2015/01) primerljive

s tistimi iz prve (2012/10). Čeprav povprečne vrednosti natezne trdnosti, meje plastičnosti pri

0,1 % plastične deformacije in raztezka ob prelomu iz zadnje serije namigujejo nekoliko večjo

duktilnost v primerjavi s povprečnimi vrednostmi iz prve serije, se lahko iz v oklepajih

zapisanih standardnih deviacij sklepa, da so vrednosti znotraj raztrosa in zato primerljive.

Modul elastičnosti preizkušancev iz zadnje serije je precej nizek v primerjavi s prejšnjimi,

vendar še vedno v pričakovanih mejah.


- 27 -

Slika 4.9: Diagram napetosti v odvisnosti od deformacije kaljenih (K) preizkušancev

Preglednica 4.5: Mehanske lastnosti pri statični obremenitvi kaljenih (K) v primerjavi z

rezultati iz prejšnjih poglavij in standardom MPIF.

Oznaka

E

[GPa]

Rp0,1

[MPa]

Rp0,2

[MPa]

Rm

[MPa]

A

[%]

K (2012/10) 142 754 / 869 0,86

K (2014/10) 145 (8) 533 (59) 609 (47) 713 (27) 1,10 (0,16)

KP (2014/10) 152 (14) 539 (49) 621 (39) 728 (58) 1,01 (0,20)

K (2015/01) 129 (3) 716 (14) 815 (16) 852 (37) 0,92 (0,06)

MPIF FD-0205-130HT1 145 / / 965 < 1

1 Oznaka materiala FD-0205-130HT v standardu MPIF ne obstaja. Vrednosti so linearno interpolirane glede na


0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2

Nap

eto

st -

σ[M

Pa

]


K


- 28 -

4.2 Materialne lastnosti pri dinamični obremenitvi

Materialne lastnosti pri dinamični obremenitvi se običajno testirajo na rotirajočem upogibnem

preizkusu, kjer se uporabijo polirani cilindrični preizkušanci [14]. Ker izdelava vitkih

cilindričnih oblik z avtomatskim stiskanjem v togo matrico ni možna, obsežna naknadna

mehanska obdelava sintrancev pa se v praksi ne uporablja, so bili za dinamične preizkuse

izbrani preizkušanci istih oblik kot pri kvazistatičnih preizkusih. Preizkušanci so bili sintrani

in kaljeni skupaj s prvo serijo kvazistatičnih preizkušancev (glej poglavje 4.1.1).

Ker se sintrani izdelki pred uporabo skoraj nikoli ne polirajo, tudi preizkušanci niso bili

polirani. Vseeno je bil z brušenjem odstranjen srh na robovih, ki je nastal med fazo stiskanja

in se običajno odstrani z raziglevanjem (glej poglavje 2.4). Po brušenju sta bila naključno

izbrana dva preizkušanca iz serije sintranih in dva iz serije dodatno kaljenih preizkušancev, na

katerih so bile opravljene meritve hrapavosti na mestih in smereh, ki so prikazane na

sliki 4.10.

Slika 4.10: Mesta in smeri meritve hrapavosti na preizkušancu

Razlike med zgolj sintranimi in dodatno kaljenimi preizkušanci ni bilo, zato so rezultati

vseh meritev v preglednici 4.6 združeni v povprečne vrednosti za določeno mesto in smer.

Primerjava hrapavosti na mestih 2 in 3 kaže, da je hrapavost nižja v smeri stiskanja. Enako je

razvidno iz hrapavosti na mestih 4 in 5.

Preglednica 4.6: Hrapavost sintranih in kaljenih preizkušancev za smeri na sliki 4.10

Ra 1

[μm]

2

[μm]

3

[μm]

4

[μm]

5

[μm]

Hrapavost 0,83 1,16 0,80 0,79 0,65


- 29 -

Nadaljnja primerjava hrapavosti je med mestoma 2 in 4, ko gre v obeh primerih za

hrapavost v prečni smeri stiskanja, vendar je hrapavost na ozkem delu preizkušanca bistveno

manjša kot na širokem. Ista ugotovitev velja v primerjavi hrapavosti na mestih 3 in 5. Razlika

nastane zaradi ožjih toleranc na ozkem delu preizkušanca. Iz slike 4.2 je razvidno, da je širina

tolerančnega polja na ozkem delu preizkušanca 0,04 mm, na širokem pa 0,2 mm.

4.2.1 Potek dinamičnih preizkusov

Kot že zapisano uvodoma tega poglavja, se parametri utrujanja (σf´ in b) običajno določijo z

rotirajočimi upogibnimi preizkusi [14]. Ker pravokotni presek preizkušancev pri takem načinu

obremenjevanja ne omogoča ustrezne enakomerne obremenitve, so bili dinamični preizkusi

izvedeni v enoosni natezni smeri z obremenitvenim razmerjem R = 0. Tako kot kvazistatični

natezni preizkusi so bili tudi dinamični preizkusi izvedeni na merilnem sitemu MTS 810 z

ustrezno spremenjeno konfiguracijo obremenjevanja.

Režim obremenjevanja je bil izveden s kontrolo maksimalne sile Fmax. Da obremenitev

na začetku dinamičnega testiranja ne bi presegla te meje, maksimalna sila prvega cikla ni bila

enaka Fmax, ampak približno 90 % nastavljene vrednosti. Podobno tudi minimalna sila ni bila

enaka nastavljeni Fmin = 0, ampak približno 10 % Fmax. Nastavljeni vrednosti Fmax in Fmin sta

bili postopoma doseženi po prvih 50 obremenitvenih ciklih. Začetek obremenjevanja

prikazuje slika 4.11.

Slika 4.11: Začetek obremenjevanja

V izogib pregrevanju gradiva med dinamičnim testiranjem zaradi notranjega trenja in

učinkov dušenja [62] je bila izbrana relativno nizka frekvenca obremenjevanja f = 10 Hz, ker

hlajenje preizkušancev ni bilo mogoče. Zaradi nizke frekvence obremenjevanja so preizkusi

potekali relativno počasi, saj je bilo potrebnih skoraj 28 ur obremenjevanja za doseg 106

ciklov, zato je bilo preizkušanje osredotočeno na območje med 104 in 106 ciklov.


- 30 -

4.2.2 Rezultati dinamičnih preizkusov

Na slikah 4.12 in 4.13 so prikazane podatkovne točke dinamičnih testiranj sintranih in

kaljenih preizkušancev, ki predstavljajo zlom preizkušanca po določenem številu

obremenitvenih ciklov N ob ustrezni amplitudni napetosti σa. Podatkovne točke so bile

matematično obdelane v programu Wolfram Mathematica [86] tako, da sta bila izračunana

parametra A´ in b Basquinove [13] enačbe (4.1), ki predvideva linearno odvisnost v dvojno

logaritmiranem diagramu log(σa) – log(N). Parametra sta bila izračunana tako, da se je

dobljena funkcija najbolje ujemala s podatkovnimi točkami (ang. best fit).

σa = 𝐴´ ∙ (𝑁)𝑏 (4.1)

σa [MPa] - amplitudna napetost

A´ [MPa] - amplitudna dinamična trdnost pri N = 1

N [ ] - število obremenitvenih ciklov

b [ ] - eksponent Basquinove enačbe

Skrajno desno spodaj na slikah 4.12 in 4.13 so podatkovne točke, kjer ni prišlo do loma

preizkušancev in zato niso bile upoštevane pri izračunu parametrov A´ in b. Te točke so

označene s puščicami.

Slika 4.12: Podatkovne točke dinamičnih testiranj sintranih preizkušancev


- 31 -

Na vsakem od diagramov na slikah 4.12 in 4.13 so po tri podatkovne točke obarvane s

sivo barvo. Na teh preizkušancih so bile opravljene dodatne analize za ugotavljanje vpliva

trdote na časovno dinamično trdnost sintranega gradiva. Ugotovitve so zapisane v

poglavju 4.2.3.

Slika 4.13: Podatkovne točke dinamičnih testiranj kaljenih preizkušancev

Enačba (4.1) se večinoma zapiše v nekoliko drugačni obliki [14]. Parameter A´ je

zamenjan z izrazom 2b∙σf´, kjer parameter σf´ predstavlja teoretično napetost pri N = 0,5 in je

približno enak natezni trdnosti [15]. Tako dobimo enačbo (4.2).

σa = σf´(2 ∙ 𝑁)𝑏 (4.2)


σf´ [MPa] - amplitudna dinamična trdnost pri N = 0,5



Parameter σf´ v enačbi (4.2) se izračuna tako, da se izračunan parameter A´ deli z 2b,

parameter b pa je enak v obeh enačbah (4.1) in (4.2) ter predstavlja naklon premice v dvojno

logaritmiranem diagramu log(σa) – log(N). Končne izračunane vrednosti parametrov utrujanja

so zapisane v preglednici 4.7, iz katere je razvidno, da sta amplitudni dinamični trdnosti pri

N = 0,5 zelo podobni vrednostim natezne trdnosti ugotovljene v poglavju 4.1.1.


- 32 -

Preglednica 4.7: Vrednosti parametrov σf´ in b za sintrane in po sintranju kaljene

preizkušance

σf´ [MPa] b [ ]

Sintrani preizkušanci 537 -0,121

Kaljeni preizkušanci 875 -0,153

Na sliki 4.14 sta izračunani S-N liniji za sintrane in kaljene preizkušance. Ustrezno so

tudi označeni parametri σf´s, bs, σf´k in bk, ki opisujejo časovno trdnost sintranega (indeks s) in

po sintranju kaljenega gradiva (indeks k). Iz slike je razvidna višja časovna dinamična trdnost

po sintranju kaljenih preizkušancev v območju med 103 in 104 ciklov v primerjavi s sintranimi

preizkušanci, ki je pri 105 ciklih bistveno manjša in pri 106 ciklih praktično izgine.

Slika 4.14: S-N linija časovne trdnosti sintranih (modra črta) in po sintranju kaljenih

preizkušancev (oranžna črta)

4.2.3 Vpliv trdote na časovno dinamično trdnost sintranega gradiva

Na diagramu na sliki 4.12 so podatkovne točke sintranih preizkušancev pri amplitudni

napetosti σa = 107 MPa obarvane s sivo. Ena točka je pod izračunano S-N linijo, druga je

praktično na njej in tretja nad njo. Tudi na sliki 4.13 so podatkovne točke po sintranju kaljenih

preizkušancev obarvane pri amplitudni napetosti σa = 200 MPa obarvane na enak način. Gre

za preizkušance, na katerih se je na 10 mestih na ozkem delu preizkušanca dodatno izmerila

trdota HV1.


- 33 -

Za vsak preizkušanec je bila izračunana povprečna trdota in standardna deviacija, s

katero je mogoče oceniti raztros podatkov. Izračunane vrednosti so prikazane v diagramu na

sliki 4.15. Čeprav je raztros podatkov večji kot razlika med posameznimi povprečnimi

vrednostmi, diagram namiguje, da višja trdota dodatno kaljenega gradiva pomeni daljšo dobo

trajanja in ravno nasprotno pri zgolj sintranem gradivu.

Slika 4.15: Trdota sintranih in po sintranju kaljenih preizkušancev glede na relativno pozicijo

podatkovne točke glede na izračunano S-N linijo

4.3 Mikrostruktura

Analiza mikrostrukture je bila opravljena na svetlobnem mikroskopu Olympus BX51M in

posnetki zajeti s kamero Olympus DP71 v metalurškem laboratoriju v podjetju Cimos d.d.

Analizirani vzorci so bili naključno izbrani med preizkušanci iz prve serije kvazistatičnih

preizkusov (glej poglavje 4.1.1). Vzorci so bili pred analizo mikrostrukture zbrušeni in

spolirani, nekateri še nato 5 sekund jedkani z Nitalom (raztopina dušikove (V) kisline in

metanola za jedkanje nizko legiranih jekel: 5 % HNO3 + 95 % CH3OH).

4.3.1 Zelenec pred sintranjem

Na slikah 4.16 in 4.17 sta mikroskopska posnetka zelenca brez jedkanja. Kljub temu da so

pore lepo vidne kot črna območja, deleža poroznosti ali gostote opazovanega vzorca ni

mogoče oceniti. Med brušenjem in poliranjem odpadli delci se lahko namreč zagozdijo v

obstoječe pore in s tem zmanjšajo vidno poroznost. Po drugi strani lahko brušenje in poliranje

povzroči, da se posamezen delec izpuli iz vzorca in s tem poveča vidno poroznost na

posnetku. Na sliki 4.16 so označeni še nekateri izmed mnogih vidnih delcev bakra, ki so

pobližje prikazani na sliki 4.17.

0

50

100

150

200

250

300

350

400

pod S-N S-N nad S-N

Trd

ota

-H

V1

Sintrani

Kaljeni


- 34 -

Slika 4.16: Mikroskopski posnetek zelenca (180x povečava)

Slika 4.17: Mikroskopski posnetek pore v zelencu (1550x povečava)

baker


- 35 -

4.3.2 Sintrano jeklo

Na slikah 4.18 in 4.19 so mikroskopski posnetki sintranega jekla, ki je bilo 5 sekund jedkano

z 5 % Nitalom. Ponovno je potrebno poudariti, da vidne pore na mikroskopskih posnetkih

niso nujno v enakem deležu kot poroznost po volumnu obravnavanega vzorca. Med

brušenjem in poliranjem odpadli delci se namreč lahko zagozdijo v pore in s tem zmanjšajo

vidno poroznost. Ta pojav se nekoliko zmanjša po kaljenju, vendar še vedno ni zanemarljiv.

Slika 4.18: Mikroskopski posnetek sintranega jekla (180x povečava)

Pestra kemijska sestava in ohlajevalni režim peči za sintranje omogočajo zanimivo

mikrostrukturo. Bela območja so feritna zrna, ki lahko vsebujejo sledi perlita in običajno

predstavljajo jedra originalnih železnih delcev v pripravljeni prašni mešanici (glej začetek

poglavja 4). Vsebnost niklja omogoča nastanek avstenita z visokim deležem niklja in je na

slikah rjavo bele barve. Zaradi ohlajevalnega režima v peči za sintranje nastaja tudi martenzit,

ki je nekoliko temnejšega rjavega odtenka v primerjavi z avstenitom. Prisotni so še bainit,

perlit in fini perlit, ki so skupaj z omenjenimi mikrostrukturami označeni na sliki 4.19.

pore


- 36 -

Slika 4.19: Mikrostruktura sintranega jekla (500x povečava)

4.3.3 Sintrano jeklo po kaljenju

Na mikroskopskem posnetku sintranega jekla po kaljenju brez jedkanja na sliki 4.20 se vidi

velikost in oblika por v sintranem jeklu, vendar ne predstavlja dejanske poroznosti (glej

poglavje 4.3.2.

Slika 4.20: Mikroskopski posnetek sintranega jekla po kaljenju (200x povečava)

ferit s sledovi perlita

avstenit z veliko niklja

bainit

martenzit

fini perlit

perlit


- 37 -

Slika 4.21: Mikrostruktura sintranega jekla po kaljenju z jedkano površino (zgoraj: 100x

povečava in spodaj: 1000x povečava)

Mikroskopska posnetka sintranega jekla po kaljenju na sliki 4.21 prikazujeta večinoma

martenzitno mikrostrukturo, v kateri je prisoten tudi z nikljem bogat avstenit. Velik delež

martenzita ugodno vpliva na trdnostne lastnosti in zvišuje trdoto. S popuščanjem eno uro pri

temperaturi 175 °C nastaja še avstenit z veliko niklja, ki izboljša duktilnost.

avstenit z veliko niklja

martenzit


- 38 -

4.4 Materialni parametri pri širjenju razpok

Posamezne pore v sintranem jeklu, ki so vidne na sliki 4.20, predstavljajo območja, na robu

katerih se ob obremenitvi pojavijo koncentracije napetosti. Če se pozicija por in smer

obremenitve ustrezno poravnata, se posamezne pore začnejo povezovati v makro

razpoke [66]. Ker je sintrano jeklo relativno krhek material, sploh po kaljenju, se lahko okrog

ustja razpoke predpostavi majhna plastična cona, oziroma linearno elastično deformacijsko

polje, ki je < 2 % in je pogoj za linearno elastično mehaniko loma – LEML [14, 15].

Razumevanje LEML in poznavanje parametrov širjenja razpok dajeta pomemben

vpogled v odziv materiala na napetostno polje v primeru prisotnosti razpoke. Na sliki 4.22 je

dvojno logaritmičen graf, ki prikazuje odvisnost hitrosti širjenja razpoke da/dN od razpona

faktorja intenzitete napetosti ΔK. Običajno se lahko takšni grafi razdelijo na tri območja, ki so

označena na sliki 4.22.

Slika 4.22: Odvisnost hitrosti širjenja razpoke od razpona faktorja intenzitete napetosti

Skrajno levo na grafu je območje 1, ki ga opisuje prag širjenja razpoke ΔKth. Če je

razpon faktorja intenzitete napetosti ΔK manjši od vrednosti ΔKth, razpoka ne napreduje,

oziroma je hitrost napredovanja zanemarljivo majhna.

V območju 2 je rast razpoke stabilna in se lahko opiše s Parisovim zakonom [87], ki

predvideva linearno premico v grafu log (da/dN) – log ΔK. Naklon premice predstavlja

prag širjenja

razpoke

stabilna rast

razpoke

nestabilno širjenje

razpoke (zlom)


- 39 -

parameter m, parameter C pa je definiran s presečiščem premice z ordinato, ki je postavljena

pri ΔK = 1. Linearna odvisnost v območju 2 je zapisana v enačbi 4.3.

d𝑎

d𝑁= 𝐶 ∙ (∆𝐾)𝑚 (4.3)

da/dN [m/cikel] - hitrost širjenja razpoke

C [MPa√m] - koeficient Parisovega zakona

ΔK [m/cikel

(MPa√m)𝑚] - razpon faktorja intenzitete napetosti

m [ ] - eksponent Parisovega zakona

Območje 3 je v primeru, ko gre za ravninsko deformacijsko stanje (RDS), definirano s

parametrom KIc, oziroma s parametrom Kc, ko gre za ravninsko napetostno stanje (RNS). Če

razpon faktorja intenzitete ΔK preseže to kritično vrednost, pride do nestabilnega širjenja

razpoke in posledično do zloma.

4.4.1 Meritve parametrov Parisove enačbe

Ugotavljanje parametrov mehanike loma in spremljanje rasti razpoke pri različnih razponih

faktorja intenzitete napetosti je potekalo v Laboratoriju za varjenje na Fakulteti za strojništvo,

Univerze v Mariboru na resonančni napravi za utrujanje Rumul Cracktronic.

Iz valjev, ki so bili izdelani na način, zapisan na začetku poglavja 4, je bilo z žično

erozijo izdelanih 12 preizkušancev z gostoto 6,90 g/cm3, dolžine 100 mm, širine 10 mm in

višine 10 mm. Na sredini je bila izdelana 2 mm globoka zareza s kotom odprtja 45° in radijem

v ustju 0,25 mm. Polovica preizkušancev je bila nato še toplotno obdelana po postopku, ki je

zapisan na začetku poglavja 4. Na vsak preizkušanec sta bili nato zalepljeni dve merilni foliji

tipa RMF A-5, ki sta omogočali sledenje dolžini preostalega ligamenta, zatorej tudi dolžini

razpoke na obeh straneh. Preizkušanec s prilepljenima merilnima folijama in na njiju spojena

kabla so prikazani na sliki 4.23.

Slika 4.23: Preizkušanec za ugotavljanje parametrov Parisove enačbe s prilepljenima

merilnima folijama in na njiju spojena kabla

Potek preizkušanja na resonančni napravi Rumul Cracktronic je prikazan na sliki 4.24,

kjer je tudi prikazano vpetje preizkušanca v napravo. Preizkušanje je potekalo pri

obremenitvenem razmerju R = 0, s kontrolo razpona faktorja intenzitete napetosti ΔK,


- 40 -

obremenitev pa je bila ustrezno računalniško nadzorovana glede na dolžino razpoke, ki je bila

merjena z merilnima folijama na obeh straneh. Ob prirastku razpoke je bila torej obremenitev

samodejno zmanjšana z namenom zagotoviti konstanten ΔK in s tem tudi konstantno hitrost

širjenja razpoke da/dN. Preizkušanje se je začelo pri nizkih vrednostih ΔK in se nadaljevalo s

povečevanjem tega parametra. Ko je bila zaznana rast razpoke, se je ΔK počasi zmanjševal do

zaustavitve rasti razpoke (prirastek razpoke manj kot 1μm na 106 obremenitvenih ciklov).

Takrat je bila odčitana vrednost ΔK, ki ustreza parametru ΔKth. Za tem se je parameter ΔK

postopno povečeval in preizkušanje zaključilo, ko je fronta razpoke na eni izmed merilnih

folij napredovala izven merilnega območja.

Slika 4.24: Resonančna naprava Rumul Cracktronic (levo) in vpetje preizkušanca (desno)

Slika 4.25: Preizkušanec po testiranju

Z zgoraj opisanim postopkom so bile določene vrednosti parametra ΔKth in parametra

Parisove enačbe. Postopek določevanja lomne žilavosti KIc je opisan v sledečem poglavju, vsi

rezultati pa so zbrani v poglavju 4.4.3, kjer so zraven omenjenih parametrov zapisane še

vrednosti udarne žilavosti.

4.4.2 Meritve lomne žilavosti izbranega sintranega gradiva

Podobno kot v poglavju 4.4.1, so bili tudi preizkušanci za meritve lomne žilavosti izbranega

materiala izdelane z žično erozijo iz že posintranih valjev. Izdelanih je bilo 9 preizkušancev z

gostoto 6,9 g/cm3, dolžine 100 mm, širine 8 mm in višine 16 mm. Na sredini je bila izdelana

razpoka z dolžino 3 mm in širino reza žične erozije – cca. 0,35 mm. Pet preizkušancev je bilo

nato toplotno obdelanih po postopku, ki je zapisan na začetku poglavja 4. Naknadno je bil

izdelan še utor, t.i. »lastovičji rep«, označen na sliki 4.26, ki je omogočal vpetje merilnika

odpiranja ustja razpoke (ang. Crack Mouth Opening Displacement – CMOD).


- 41 -

Za izvedbo meritev lomne žilavosti izbranega materiala je bilo potrebno najprej na

preizkušancih narediti utrujenostno razpoko ustrezne dolžine, predpisane s standardom [88].

Ker je bil del krivulje, ki povezuje hitrost širjenja razpoke in razpon faktorja intenzitete

napetosti že znan, so bile utrujenostne razpoke narejene na resonančni napravi Rumul

Cracktronic, prikazani na sliki 4.24, vendar zagotavljanje konstantnega ΔK ni bilo mogoče,

ker merilni lističi niso bili uporabljeni. Dolžina utrujenostne razpoke je lahko pri višini

preizkušanca 16 mm v relativno širokem območju med 7,2 in 8,8 mm, zato je bila kontrola

dolžine razpoke opravljena vizualno.

Pred začetkom obremenjevanja je bila ročno vpisana dolžina začetne zareze in

nastavljena želena vrednost ΔK obremenjevanja. Ob začetku obremenjevanja je bila rast

razpoke zelo nizka, vendar zaznavna preko počasnega padanja lastne frekvence, ki se je zaradi

nižanja togosti zmanjševala. Ker je razpoka rasla, vrednost ΔK pa je bila vezana na

konstantno vrednost dolžine razpoke, se je glede na prirastek razpoke hitrost rasti razpoke

eksponentno višala. Zatorej je bila potrebna pozornost pri obremenjevanju in pravočasna

ustavitev, med katero se je vpisala nova dolžina razpoke, kar je povzročilo zmanjšanje

obremenitve in s tem nižjo hitrost rasti razpoke. Na sliki 4.26 je prikazan vpet preizkušanec z

zarisanimi mejami želene dolžine razpoke, na katerem se vidi tudi utrujenostna razpoka.

Slika 4.26: Priprava preizkušanca za meritev lomne žilavosti

Ko so bile razpoke znotraj želenega območja, so se meritve nadaljevale v Laboratoriju

za strojne elemente in konstrukcije na Fakulteti za strojništvo, Univerze v Mariboru.

Preizkušanci so bili pri sobni temperaturi upogibno obremenjeni na podporah z razmikom

s = 64 mm, kot prikazuje slika 4.27. Med obremenjevanjem se je merila sila obremenjevanja

in odpiranje ustja razpoke (CMOD).

utrujenostna

razpoka začetna zareza

»lastovičji rep«

označbi 7,2 mm

in 8,8 mm


- 42 -

Po koncu meritev so bili preizkušanci segreti na temperaturo cca. 200 °C, da so zraku

izpostavljene površine močno oksidirale, kar je učinkovit način označevanja dolžine razpoke

v primerih, ko ne pride do popolnega preloma preizkušancev.

Slika 4.27: Postavitev preizkušanca pri določevanju lomne žilavosti

Slika 4.28: Meritve dolžin razpok na sintranih preizkušancih za določitev lomne žilavosti

trn

podpora podpora

čeljusti ekstenziometra

zareza »lastovičji rep«


- 43 -

Po oksidaciji površin so bili preizkušanci zlomljeni do konca, da se je lahko izmerila

dolžina in ugotovila oblika razpok, nastalih v posameznih fazah. Na sliki 4.28 so prikazane

meritve dolžin razpok na sintranih preizkušancih, ki so bile opravljene na devetih mestih po

širini preizkušanca, skladno s standardom ASTM E 1820 [88]. Na enak način so bile

izmerjene tudi razpoke na dodatno kaljenih sintranih preizkušancih na sliki 4.29.

Poudariti je potrebno, da se na slikah prelomov ne vidi celotne začetne zareze, ki mora

biti upoštevana in je pri meritvah razpoke označena v celoti. Zaradi prisotnosti »lastovičjega

repa«, vidnega na sliki 4.27, je površina namreč pomaknjena izven fokusa mikroskopa in se

zato ne vidi, vseeno pa jo je potrebno upoštevati pri meritvah dolžine razpoke.

Slika 4.29: Meritve dolžin razpok na dodatno kaljenih sintranih preizkušancih za določitev

lomne žilavosti


- 44 -

Eden izmed pogojev za veljavno meritev lomne žilavosti KIc je enakomerna dolžina

utrujenostne razpoke po širini preizkušanca. Razlika med najdaljšo in najkrajšo izmed 9

meritev dolžine razpoke mora biti manjša od 10 % povprečne dolžine razpoke. Analiza

meritev je pokazala, da utrujenostne razpoke na preizkušancih S1, K1 in K3 niso enakomerne,

zato so bile meritve teh preizkušancev izvzete iz postopka ugotavljanja parametra KIc.

Sledila je obdelava podatkov iz upogibnega preizkusa, prikazanega na sliki 4.27,

katerega rezultati so prikazani na sliki 4.30. Posamezni nizi v diagramu so ustrezno

zamaknjeni tako, da gre navidezna premica, ki opisuje linearni del krivulj, skozi koordinatno

izhodišče. Slednje je pomembno zaradi odčitavanja vrednosti Pq.

Slika 4.30: Odpiranje ustja razpoke (CMOD) glede na upogibno obremenitev

Vrednost Pq je pomožna veličina pri računanju lomne žilavosti materiala KIc. Določi se

tako, da se skozi koordinatno izhodišče diagrama skonstruira premica, ki ima 95 % naklon

linearnega dela obravnavane krivulje. Kjer omenjena vrednost seka krivuljo, se odčita

vrednost obremenitve, ki je enaka vrednosti Pq. V primeru, ko je razmerje med maksimalno

silo med upogibnim preizkusom Pmax in Pq večje od 1,1 (Pmax / Pq > 1,1), meritve niso skladne

s postopkom za določitev lomne žilavosti KIc. Preizkušanca K4 in K5 sta imela to razmerje

1,056 in 1,059, preizkušanca S3 in S4 pa 1,541 in 1,553. Nadaljevanje izračuna KIc po

standardnem postopku je bilo torej mogoče le za preizkušanca K4 in K5.

0

0,5

1

1,5

2

2,5

0 0,1 0,2 0,3

Sila

-P

[kN

]

CMOD [mm]

S3

S4

K4

K5


- 45 -

Lomna žilavost materiala KIc se izračuna po enačbi (4.4), kjer je standardni enačbi

zaradi pretvorbe enot v MPa√m dodan še faktor 1000-0,5.

𝐾Ic =𝑃q ∙ 𝑆

𝐵 ∙ 𝑊32

∙ 𝑓 (𝑎0𝑊) ∙

1

√1000 (4.4)

KIc [MPa√m] - lomna žilavost

Pq [N] - pomožna veličina

S [mm] - razdalja med podporami pri upogibnem preizkusu

B [mm] - širina upogibnega preizkušanca

W [mm] - višina upogibnega preizkušanca

𝑓(𝑎0𝑊) [ ] - oblikovna funkcija (enačba 4.5)

𝑓(𝑎0𝑊) =

3√𝑎0𝑊 [1,99 −

𝑎0𝑊 (1 −

𝑎0𝑊)(2,15 − 3,93

𝑎0𝑊 + 2,7 (

𝑎0𝑊)

2

)]

2 (1 + 2𝑎0𝑊)(1 −

𝑎0𝑊)

32

(4.5)

𝑓(𝑎0𝑊) [ ] - oblikovna funkcija

a0 [mm] - dolžina začetne razpoke (enačba 4.6)


Ker je začetna razpoka različna glede na debelino preizkušanca, se vrednost a0 izračuna

po enačbi (4.6) iz 9 meritev dolžine razpoke, ki so za vsak preizkušanec posebej prikazane na

slikah 4.28 in 4.29. Dolžini razpok a1 in a9 sta izmerjeni pri robu preizkušanca, ostale pa na

enakomernih razmikih med njima.

𝑎0 =1

8[𝑎1 + 𝑎9

2+∑𝑎1

8

2

] (4.6)

a0 [mm] - dolžina začetne razpoke

a1-9 [mm] - izmerjene dolžine razpoke (sliki 4.28 in 4.29)

Lomni žilavosti KIc preostalih dveh preizkušancev K4 in K5 sta bili izračunani po

enačbi (4.4) in sta 25,2 in 25,7 MPa√m, oziroma je njuna povprečna vrednost 25,45 MPa√m.

Na koncu je bilo potrebno le še preveriti kriterij veljavnost LEML, ki predpostavlja RDS.

Veljavnost se preverja s pogoji, ki so zapisani v enačbah (4.7) in (4.8).


- 46 -

𝐵 >2,5 ∙ 𝐾Ic𝑅p0,2

(4.7)

B [mm] - širina upogibnega preizkušanca

KIc [MPa√m] - lomna žilavost (enačba 4.4)

Rp0,2 [MPa] - meja tečenja z 0,2 % plastične deformacije

(𝑊 − 𝑎0) >2,5 ∙ 𝐾Ic𝑅p0,2

(4.8)


a0 [mm] - dolžina začetne razpoke (enačba 4.6)

KIc [MPa√m] - lomna žilavost (enačba 4.4)

Rp0,2 [MPa] - meja tečenja z 0,2 % plastične deformacije

Čeprav pravkar opisan standardni postopek ni primeren za določitev lomne žilavosti

sintranih preizkušancev, obstaja alternativni postopek določitve lomne žilavosti preko

površine pod krivuljo v diagramu na sliki 4.30 v območju od koordinatnega izhodišča do

točke, kjer obremenitev doseže maksimalno vrednost [89]. Dobljene vrednosti lomne žilavosti

KIc po Wittu so zapisane v preglednici 4.8 skupaj z regularnimi vrednostmi KIc po ASTM.

Preglednica 4.8: Dobljene vrednosti lomne žilavosti po standardu ASTM in po alternativni

metodi po Wittu

KIc [MPa√m]

ASTM Witt

S3 / 36,4049

S4 / 35,4172

K4 25,1893 29,7299

K5 25,7228 30,5497

Iz preglednice 4.8 je razvidno, da alternativna metoda po Wittu daje nekoliko višje

vrednosti lomne žilavosti KIc v primerjavi s standardno metodo po ASTM, kar pomeni, da te

vrednosti niso neposredno primerljive z zapisanimi vrednostmi v katalogih materialov.

Vendarle pa v danem primeru omogoča neposredno primerjavo lomne žilavosti zgolj

sintranega jekla v primerjavi z dodatno kaljenim. Iz podanih rezultatov bi se lahko sklepalo,

da je zgolj sintrano jeklo nekoliko bolj odporno na prisotnost razpok, kar nakazuje že

nekoliko položnejša premica v diagramu log (σa) – log (N) v poglavju 4.2.2.


- 47 -

4.4.3 Rezultati

Na sliki 4.31 so prikazane meritve odvisnosti hitrosti rasti razpoke da/dN od razpona faktorja

intenzitete napetosti ΔK za 6 sintranih preizkušancev. Pri izračunu linearnega dela so bile

upoštevane podatkovne točke, kjer razpon faktorja intenzitete napetosti ΔK zavzame vrednosti

med 9,9 in 20,2 MPa√m. Izračunana regresijska vrednost je v tem intervalu 91,23 % in je ob

povečanju intervala hitro padla. Podatkovne točke, ko je ΔK < 9,9 MPa√m torej spadajo v

območje 1, oziroma v območje 3, ko velja ΔK > 20,2 MPa√m. Na sliki 4.22 označeni območji

1 in 3 veljata za področje, kjer na rast razpoke bistveno vpliva tako obremenitveno razmerje

in mikrostruktura [14, 15], kot tudi velikost, delež, oblika in razporeditev por [66].

Na grafu na sliki 4.31 sta označeni še vrednost ΔKth = 5,20 MPa√m, ki je najmanjša

vrednost razpona faktorja intenzitete napetosti ΔK, pri katerem je še bila zaznana rast razpoke

in vrednost KIcWitt = 35,9 MPa√m izračunana po alternativnem energijskem pristopu [89].


napetosti ΔK pri sintranih preizkušancih

ΔKth

KIcWitt


- 48 -

Slika 4.32 prikazuje meritve odvisnosti hitrosti rasti razpoke da/dN od razpona faktorja

intenzitete napetosti ΔK za 6 po sintranju kaljenih preizkušancev. Izračun linearnega dela je

bil iz istih razlogov kot pri sintranih preizkušancih omejen na vrednosti razpona faktorja

intenzitete napetosti ΔK med 8,0 in 19,9 MPa√m. Izračunana regresijska vrednost v

omenjenem intervalu je 96,05 %.

Vrednost KIc po sintranju kaljenih preizkušancev je bila izračunana tako po standardnem

ASTM postopku [88] kot tudi po Witt-ovem alternativnem energijskem pristopu [89].

Vrednosti KIcASTM = 25,5 MPa√m in KIc

Witt = 30,1 MPa√m sta označeni na grafu na sliki 4.32

skupaj z vrednostjo ΔKth = 5,24 MPa√m.


napetosti ΔK pri dodatno kaljenih preizkušancih

Rezultati prikazani na slikah 4.31 in 4.32 omogočajo natančnejšo primerjavo sintranega

jekla s kaljenim sintranim jeklom v vseh treh območjih prikazanih na sliki 4.22. Rezultati

vseh preizkusov so združeni v grafu na sliki 4.33 in povzeti v preglednici 4.10.

KIcWitt

KIcASTM

ΔKth


- 49 -

Slika 4.33: Primerjava odvisnosti hitrosti rasti razpoke da/dN od razpona faktorja intenzitete

napetosti ΔK med sintranim in kaljenim sintranim jeklom

Iz grafa na sliki 4.33 je razvidno, da sta vrednosti ΔKth za oba materiala približno enaki

in v pričakovanem območju [90, 91]. Ob povečevanju razpona faktorja intenzitete

napetosti ΔK se fronta razpoke širi nekoliko počasneje v kaljenem sintranem jeklu, vendar

vrednosti lomne žilavosti izračunane po alternativni energijski metodi kažejo na večjo

duktilnost zgolj sintranega jekla, kar je bilo opazovano že v poglavju 4.1.

Preizkušanje udarne žilavosti je potekalo na instrumentiranem Charpy kladivu na

Vojno-tehničnem inštitutu v Beogradu v Srbiji [92]. Preizkušanci standardnih oblik (dolžine

55 mm, širine 10 mm in višine 10 mm z V-zarezo globine 2 mm in s kotom 45°) so bili

izdelani na enak način kot preizkušanci v poglavju 4.4.1. Rezultati udarne žilavosti 6

preizkušancev so zabeležene v preglednici 4.9, njihove povprečne vrednosti pa so zapisane v

preglednici 4.10 skupaj z ostalimi parametri, ki opisujejo odziv materiala ob prisotni razpoki.

KIcWitt

KIcASTM

ΔKth

d𝑎

d𝑁= 7,82 ∙ 10−13 ∙ ∆𝐾7,40

d𝑎

d𝑁= 4,90 ∙ 10−11 ∙ ∆𝐾6,44


- 50 -

Preglednica 4.9: Rezultati meritev udarne žilavosti

Udarna žilavost – KV [J/cm2]

Sintrani 7,84 7,26 7,01

Kaljeni 6,03 6,03 6,19

V preglednici 4.10 so povzeti materialni parametri pri širjenju razpok. Zraven

ugotovljenega praga širjenja razpok ΔKth, parametrov Parisove enačbe C in m, lomne žilavosti

po ASTM KIcASTM in lomne žilavosti po Wittu KIc

Witt so zapisane tudi povprečne vrednosti

standardizirane udarne žilavosti po Charpyju s standardno V-zarezo KV [93].

Preglednica 4.10: Materialni parametri pri širjenju razpok v sintranem jeklu

ΔKth

[MPa√m]

C

[MPa√m]

m

[ ]

KIcASTM

[MPa√m]

KIcWitt

[MPa√m]

KV

[J/cm2]

Sintrani 5,197 4,896∙10-11 6,440 / 35,9 7,37

Kaljeni 5,240 7,824∙10-13 7,396 25,45 30,1 6,08

V preglednici 4.10 zapisani materialni parametri opisujejo odziv sintranega jekla ob

prisotnosti razpoke. Kljub podobnemu pragu širjenja razpoke ΔKth, je hitrost širjenja razpoke

da/dN v dodatno kaljenem sintranem jeklu skoraj 10-krat manjša kot v zgolj sintranem in se s

povečevanjem razpona faktorja intenzitete napetosti ΔK postopoma manjša. Po drugi strani

primerjava lomne žilavosti po Wittu KIcWitt kaže, da bo do nekontrolirane rasti razpoke prišlo

pri nižjih razponih faktorja intenzitete napetosti ΔK v kaljenem jeklu, kar potrjuje tudi

primerjava udarne žilavosti KV, ki kaže na večjo absorpcijo energije.

Iz zapisanih rezultatov je razvidno, da je sintrano jeklo zelo občutljivo na zarezne

učinke, ki so posledica nespretno zasnovane geometrije, in na prisotnost morebitnih razpok, ki

se lahko pojavijo v obliki plastnih razpok tekom ADC proizvodnega procesa.

V primerjavi lomno-mehanskih lastnosti z naborom jekel brez poroznosti, se lahko

sintrano jeklo primerja s trdim in krhkim jeklom, ki ima visok delež kroma (ang. high

chromium steel). Takšna jekla se npr. uporabljajo za izdelavo delovne plasti valjev za valjanje

pločevine [94].


- 51 -

5 UGOTAVLJANJE DOBE TRAJANJA SINTRANIH

ZOBNIKOV

V tem poglavju je v prvem delu opisan postopek preračuna dobe trajanja sintranega zobnika

na izbranem primeru [95]. V drugem delu je predstavljeno eksperimentalno delo na namensko

zasnovanem preizkuševališču.

Geometrija zobnika za izbran primer je bila določena glede na obstoječa orodja za

stiskanje v podjetju Unior d.d. in izbrana tako, da je bil normalni modul karseda najbližje

modulu testne zobniške dvojice tipa A po DIN ISO 14635 [96]. Izbrana geometrija

zobniškega para je zapisana v preglednici 5.1.

Preglednica 5.1: Osnovni podatki izbrane testne zobniške dvojice

Veličina Pastorek Zobnik

Medosni razmik a = 80 mm

Normalni modul mn = 4 mm

Vpadni kot normalnega profila αn = 25°

Kot poševnosti zob β = 0°

Širina zob b1 = 5 mm b2 = 20 mm

Število zob z1 = 9 z2 = 31

Koeficient profilnega premika x1 = -0,0345 x2 = 0,0345

Gradivo zobnikov DIN SINT D30 42CrMo4

Toplotna obdelava zobnikov sintranje in kaljenje cementiranje in kaljenje

Vrtilna frekvenca n1 = 800 min-1 n1 = 232 min-1

Iz nabora orodij za stiskanje zobnikov v podjetju Unior d.d. je bilo orodje za izdelavo

zobnika z 9 zobmi, modulom 4 mm in vpadnim kotom normalnega profila 25° najbližje

standardnim vrednostim pastorka. Zaradi nižjega števila zob in manjšega modula, je bil

spremenjen še medosni razmik iz standardne vrednosti na 80 mm. S tem je bilo določeno

število zob večjega zobnika in prestavno razmerje. Nadaljnja sprememba je bila še širina

testnega pastorka iz sintranega jekla, saj je preliminarni izračun pokazal, da bi bile napetosti v

korenu zoba s standardno širino 20 mm prenizke za nastanek poškodbe v korenu zoba.

Maksimalni obremenitveni moment testnega pastorka je bil namreč omejen glede na premer

luknje in posledično glede na premer gredi, ki je bil le 15 mm.


- 52 -

5.1 Izračun pričakovane dobe trajanja

Pričakovana doba trajanja sintranega zobnika z izbrano geometrijo in iz izbranega sintranega

gradiva se izračuna glede na primerjalno napetost v korenu zoba, iz katere se določi

pričakovano število ciklov iz parametrov utrujanja, ugotovljenih v poglavju 4.2.2 in zapisanih

v preglednici 4.7.

Čeprav je izračun napetosti v korenu zoba relativno enostavno izvesti po standardnih

postopkih [9, 10], ni primeren, ko gre za sintrane zobnike, saj lahko imajo poljubno oblikovan

koren zoba. Poljubna oblika je omogočena z načinom izdelave orodja za stiskanje kovinskih

prahov. Tako matrica kot trni so izdelani z žično erozijo, ki omogoča izdelavo poljubnih

kontur po digitalnem modelu. Isti model se lahko uporabi za numeričen izračun napetosti v

korenu zoba ob znani zunanji obremenitvi.

5.1.1 Numeričen izračun napetosti v korenu zoba

V programskem paketu ABAQUS/Standard [16] je bil pripravljen 3D model zobniškega para,

ki je prikazan na sliki 5.1. Pastorek je bil vstavljen v sestav kot tretjinski model, ki je bil

kinematično povezan z referenčno točko 1 (RT-1) preko cilindrične površine luknje in dveh

površin, nastalih ob izdelavi tretjinskega modela. Zobnik ni bil zmodeliran posebej, temveč je

bil na mesto zoba zobnika postavljen razširjen zob pastorka na način, da je bilo mesto

kontakta na zunanji točki enojnega ubiranja. Podobno kot model pastorka je bil tudi model

zobnika povezan z referenčno točko 2 (RT-2), ki je bila ustrezno oddaljena od RT-1.

Med modeloma pastorka in zobnika je bil predpisan kontakt na ustreznih zobnih bokih,

ki je bil v tangencialni smeri brez trenja, v normalni smeri pa je bil tog (ang. »Hard« contact).

Material pastorka je bil predpisan kot linearno elastičen z elastičnim modulom

kaljenega sintranega jekla, ki je bil določen v poglavju 4.1.1 (E1 = 142 GPa) in s Poissonovim

razmerjem ν1 = 0,27 [97]. Tudi material zobnika je bil predpisan kot linearno elastičen,

vendar z elastičnim modulom E2 = 210 GPa in s Poissonovim razmerjem ν2 = 0,3 [15].

Celoten model je bil zamrežen z linearnimi tetraedri tipa C3D4H. V mreži pastorka je

bilo 284807 omenjenih elementov, del zobnika pa je bil sestavljen iz 63758 elementov. Na

sliki 5.2 prikazana mreža končnih elementov je bila zgoščena v korenu zoba obravnavanega

zobnika in na območju kontakta obeh delov.


- 53 -

Slika 5.1: 3D model obravnavanega zobniškega para

Slika 5.2: Numerična mreža 3D modela

RT-1

RT-2


- 54 -

Robni pogoji so bili postavljeni zgolj na referenčni točki (RT-1 in RT-2), saj sta bili

kinematično povezani z ustreznimi površinami na modelih. Pomiki in zasuki referenčnih točk

so bili v inicializaciji simulacije enaki nič. Obremenitev pastorka je bila izvedena z rotacijo

zoba zobnika proti zobu pastorka in je bila 0,003 rad, oziroma približno 0,1719°. Korak

simulacije je bil razdeljen na 20 inkrementov, kar je omogočilo večjo stabilnost na začetku

simulacije ob vzpostavitvi kontakta in različne obremenitve pastorka.

Obremenitveni moment na pastorku je bil odčitan iz reakcijskega momenta v referenčni

točki RT-1. Prva glavna in Misesova primerjalna napetost sta bili odčitani iz integracijske

točke elementa, v vozlišču katerega se je pojavila maksimalna prva glavna napetost. Primer

napetostnega polja prve glavne napetosti z označenim vozliščem z največjo vrednostjo je

prikazan na sliki 5.3.

Slika 5.3: Napetostno polje prve glavne napetosti v prerezu pastorka v inkrementu 12 pri

obremenitvi 27,54 Nm

Odčitane vrednosti obremenitvenega momenta, prve glavne napetosti in Misesove

primerjalne napetosti so za nekatere inkremente zapisane v preglednici 5.2. Kot pričakovano,

sta bili tako prva glavna napetost, kot Misesova primerjalna napetost linearno odvisni od

obremenitvenega momenta, ob izvzetju prvih petih inkrementov. Kot je razvidno iz

preglednice 5.2, v prvem inkrementu še ni bilo kontakta, natančnejša analiza simulacije pa je

razkrila, da se kontakt stabilizira šele v inkrementu 6.


- 55 -

Preglednica 5.2: Odvisnost prve glavne napetosti σ1 in Misesove primerjalne napetosti σM v

korenu zoba od obremenitvenega momenta T

Inkrement T

[Nm]

σ1

[MPa]

σM

[MPa]

1 ~0 ~0 ~0

2 0,3723 3,387 3,136

3 3,085 28,12 26,04

4 5,800 52,87 48,96

5 8,517 77,64 71,89

12 27,54 251,2 232,5

20 49,28 449,5 415,9

5.1.2 Izračun predvidene dobe trajanja

Ugotovljena linearna odvisnost med Misesovo primerjalno napetostjo σM od obremenitvenega

momenta T je zapisana v enačbi (5.1), kjer je koeficient κ numerično določen iz zadnjih 15

inkrementov numerične simulacije.

σM = κ ∙ 𝑇 (5.1)

σM [MPa] - Misesova primerjalna napetost

T [Nm] - obremenitveni moment

κ [m-1mm-2] - koeficient kapa (v obravnavanem primeru: 8,4408 m-1mm-2)

Ob upoštevanju, da je amplitudna napetost enaka polovici Misesove primerjalne

napetosti σa = σM/2, se lahko zapiše:

σa =1

2κ ∙ 𝑇 (5.2)


T, κ - enako kot v enačbi (5.1)

V enačbi (5.2) je tako zapisana numerično ugotovljena linearna odvisnost amplitudne

napetosti σa od obremenitvenega momenta T. Ob vstavitvi enačbe (5.2) v modificirano

Basquinovo enačbo (4.2), sta obremenitveni moment T in predvideno število obremenitvenih

ciklov do zloma zoba Nest preko materialnih parametrov (σf´, b) in geometrijskega parametra κ

povezana v medsebojno odvisnost, zapisano v enačbi (5.3).


- 56 -

1

2κ ∙ 𝑇 = σf´(2𝑁est)

𝑏 (5.3)

κ [m-1mm-2] - koeficient kapa (v obravnavanem primeru: 8,4408 m-1mm-2)

T [Nm] - obremenitveni moment

σf` [MPa] - amplitudna dinamična trdnost pri N = 0,5 (v obravnavanem primeru: 875 MPa)

Nest [ ] - predvideno število obremenitvenih ciklov do zloma zoba

b [ ] - eksponent Basquinove enačbe (v obravnavanem primeru: -0,153)

Odvisnost predvidenega števila obremenitvenih ciklov do zloma zoba Nest od

obremenitvenega momenta T za obravnavan primer kaljenega sintranega zobnika je grafično

prikazana še na diagramu na sliki 5.4.


obremenitvenega momenta T za kaljene sintrane zobnike

Enačbo (5.3) se lahko zapiše tudi kot enačbo premice v ravnini log(T) – log(N) in tako

preide v enačbo (5.4), iz katere se lahko ob znanih parametrih izračuna koeficient premice v

omenjeni ravnini, eksponent pa ostaja enak.

𝑇 =σf´

κ∙ 2(1+𝑏) ∙ 𝑁est

𝑏 (5.4)

T, σf`, κ, b, Nest - enako kot v enačbi (5.3)

0

10

20

30

40

50

60

1,E+03 1,E+04 1,E+05 1,E+06

Ob

rem

en

itve

ni m

om

en

t -

T [

Nm

]

Predvideno število obremenitvenih ciklov do zloma zoba - Nest

103 104 105 106


- 57 -

5.1.3 Statistična ocena intervala dobe trajanja

V poglavju 4.2.2 je bila ugotovljena povezava med amplitudno napetostjo in številom ciklov

do porušitve glede na povprečje vseh dobljenih podatkovnih točk, iz katere pa ni možno

sklepati o raztrosu, ki je razviden v diagramih na slikah 4.12 in 4.13. Ker se tudi pri testiranju

sintranih zobnikov pričakuje precejšen raztros podatkov, je v sledečem poglavju opisan

postopek za oceno območja v diagramu na sliki 5.4, v katerem bi se naj zgodilo 95% zlomov

zoba glede na materialne in geometrijske podatke, zapisane v prejšnjih poglavjih.

Običajno je za izračun širine tega območja potrebnih vsaj 10 meritev pri isti

obremenitvi in se glede na število ciklov do porušitve izračuna izbrana porazdelitev, ki

omogoča napoved porušitve z določeno verjetnostjo [98]. Ob takem pristopu se lahko zgodi,

da se parametra σf` in b spreminjata glede na velikost obremenitve.

Ker je bilo število podatkovnih točk prenizko za uporabo uveljavljenih statističnih

metod, se je predpostavilo, da je parameter b konstanten. Območje z 95 % verjetnostjo za

porušitev se lahko izračunana tako, da se skozi vsako podatkovno točko Ti s koordinatami

(Ni, σi) izračuna vzporednica premici, ki opisuje medsebojno povezanost amplitudne napetosti

in števila ciklov do porušitve in je definirana s parametroma σf` in b, določenima v

poglavju 4.2.2. Vrednost, ki jo izračunana vzporednica zavzame pri N = 0,5, je amplitudna

dinamična trdnost izbrane podatkovne točke σfì. Postopek je shematsko prikazan na sliki 5.5.

Slika 5.5: Določanje σfì poljubne podatkovne točke Ti

Na ta način se dobi n vrednosti σfì, kjer n predstavlja število podatkovnih točk Ti. V

množici vrednosti se nato izračuna standardni odklon δσf, ki se uporabi za izračun širine polja,

ki pri ±2δσf zavzame 95 % (teoretično 95,450 %) podatkovnih točk Ti. Širino polja tako

omejuje enačba 5.5, ki je z ±2δσf razširjena enačba 4.2.


- 58 -

σa± = (σf´ ± 2δσf) ∙ (2 ∙ 𝑁)𝑏 (5.5)

σa± [MPa] - spodnja in zgornja meja polja (95 %) v diagramu N – σa

σf´ [MPa] - amplitudna dinamična trdnost pri N = 0,5

δσf [MPa] - standardni odklon množice σfì



Enačba 5.5 predstavlja torej dve premici, ki omejujeta polje z 95 % verjetnostjo loma.

Ko je predznak pred členom 2δσf negativen, enačba 5.5 predstavlja mejo, pod katero pride do

loma v 2,5 % primerov in ko je pozitiven, predstavlja mejo, pod katero pride do loma v

97,5 % primerov. Podobno se lahko dopolni tudi enačba 5.4 v enačbo 5.6.

𝑇± =σf´ ± 2δσf

κ∙ 2(1+𝑏) ∙ 𝑁est

𝑏 (5.6)

T± [Nm] - spodnja in zgornja meja polja (95 %) v diagramu N – T

σf`, κ, b, Nest - enako kot v enačbi (5.3)

δσf [MPa] - standardni odklon množice σfì

Zatorej se lahko graf na sliki 5.4 dopolni z območjem, v katerem se pričakuje, da bo

prišlo do loma zoba v 95 % primerov. Na sliki 5.6 je to območje omejeno s sivima krivuljama

enačbe 5.6.


obremenitvenega momenta T za kaljene sintrane zobnike z upoštevanjem raztrosa

0

10

20

30

40

50

60

1,E+03 1,E+04 1,E+05 1,E+06

Ob

rem

en

itve

ni m

om

en

t -

T [

Nm

]

Število obremenitvenih ciklov - N103 104 105 106


- 59 -

5.2 Eksperimentalno ugotavljanje dobe trajanja

Preizkušanje izbranega sintranega zobnika je potekalo na prototipnem preizkuševališču za

zobnike, ki je bilo zasnovano po standardnem FZG (nem. Forschungsstelle für Zahnräder und

Getreibebau) preizkuševališču [96]. Testni pastorki z geometrijo, zapisano v začetku

poglavja 5, so bili izdelani iz enake prašne mešanice kot preizkušanci v poglavju 4

(Distaloy™ AB + 0,3 % ogljika + 0,6 % maziva) in sintrani po enakem režimu – 30 min pri

temperaturi 1120 °C v kontrolirani atmosferi vodika in dušika: 10 % H2 + 90 % N2.

Zobnikom je bila nato z mehansko obdelavo zmanjšana širina ozobja iz 25 mm na 5 mm in

dodan utor za nizki moznik po DIN ISO 2491. Faze izdelave od sintranja do kaljenja so

prikazane na sliki 5.7.

Slika 5.7: Sintran zobnik po sintranju (levo), po mehanski obdelavi (na sredi) in

po kaljenju (desno)

Sprva je bil namen ugotavljati dobo trajanja zobnikov v sintranem in kaljenem stanju,

vendar se je že po prvih testiranjih zgolj sintranih zobnikov izkazalo, da je trdota nekaljenega

sintranega gradiva prenizka, zato površinski tlaki povzročijo obsežno plastično deformacijo in

obrabo na zobnih bokih že pri obremenitvah, ko napetosti v korenu zoba ne zadoščajo za zlom

zoba (glej poglavje 5.2.2). Zaradi tega je bila glavnina testiranj omejena le na zobnike, ki so

bili po mehanski obdelavi še dodatno kaljeni na enak način kot preizkušanci v poglavju 4.1.3.

Gostote obeh tipov sintranih zobnikov so bile med seboj primerljive in nekoliko manjše v

primerjavi s preizkušanci v poglavju 4. Zgolj sintrani zobniki so imeli gostoto 6,88 g/cm3,

dodatno kaljeni pa 6,91 g/cm3.


- 60 -

5.2.1 Modificirano FZG preizkuševališče

Preizkuševališče za zobnike je bilo zasnovano po vzoru FZG preizkuševališča iz standarda

DIN ISO 14635 [96], vendar z ustreznimi spremembami zaradi vnaprej določene geometrije

testnega zobnika, ki so opisane v začetku poglavja 5.

Na sliki 5.8 je prikazan model zasnovanega FZG preizkuševališča za preizkušanje

sintranih zobnikov, ki ga zraven gredi, podporne plošče in pomožnih elementov sestavljajo še:

1) ohišje s testnim pastorkom in podpornim zobnikom,

2) ohišje s podporno zobniško dvojico,

3) servomotor,

4) merilnik momenta (do 200 Nm),

5) merilnik momenta (do 20 Nm),

6) mehasta sklopka,

7) mehasta sklopka z veliko torzijsko togostjo,

8) mehasta varnostna sklopka

9) in podporni ležaj.

Slika 5.8: 3D model zasnovanega FZG preizkuševališča

Nastavljanje začetnega obremenitvenega momenta poteka tako, da se onemogoči zasuk

gredi desno od sklopke (7) na mestu (b) in se z namenskim ključem na mestu (a) torzijsko

obremeni gred levo od sklopke (7). Ker sklopka (7) ni sklenjena, elastičnost gredi in zobnikov

omogoča relativni zasuk, s katerim je določen obremenitveni moment. Ob vzpostavitvi

ustreznega torzijskega zasuka se sklopka (7) sklene in zaradi visoke torzijske togosti te

sklopke je padec momenta ob odstranitvi namenskih ključev zanemarljivo majhen.

Maksimalna obremenitev testnega zobnika je pogojena s premerom njegove luknje in je v

izbranem primeru 50 Nm, kar je največji dopustni vzvojni moment gredi ob upoštevanju

upogibnega momenta in ustreznega varnostnega koeficienta.

1 2 3

4

5

6 6 7

8 6

9

a b


- 61 -

Ko je obremenitveni moment vzpostavljen in sklopka (7) sklenjena, se zaradi

elastičnosti zobnikov in gredi v sistemu vzpostavi notranja obremenitev, ki se preko merilnika

momenta (4) s poljubno frekvenco meri in izpisuje na računalniškem zaslonu. Po vklopu

servomotorja (3) se tudi na merilniku (5) pojavi moment, ki pa s časom upada zaradi

zmanjševanja viskoznosti olja v obeh ohišjih. Slednje je posledica povišanih temperatur, ki so

rezultat trenja v ležajih, na tesnilnih mestih in zobnih bokih v celotnem sistemu.

Ko ob zagonu preizkuševališča moment na merilniku (5) preseže vnaprej določeno

vrednost (v tem primeru 2 Nm), se prične beleženje meritev na računalniku. Vsako sekundo

obratovanja se izmeri in zapiše 50 vrednosti na obeh merilnikih, kar pomeni, da se vrednosti

beležijo na 20 ms. Izbrana frekvenca omogoča grobe meritve v enem obratu testnega pastorka

(3,75 meritev na obrat pastorka) in dovolj nizko število podatkovnih točk v primeru izteka –

doseženih 106 obratovalnih ciklov.

V primeru, ko pride do loma zoba na testnem pastorku, se zaradi nizke torzijske togosti

gredi med podpornim ležajem (9) in ohišjem s testnimi zobniki (1) testni pastorek in podporni

zobnik zatakneta. To povzroči sunkovit skok momenta na varnostni sklopki (8) in s tem

izklop pogona. Posledično pade na nič tudi moment na merilniku (5), s čimer se avtomatsko

zaključi zajemanje podatkov na računalniku.

Merilniki momenta (4) in (5) so preko enote za zajem podatkov povezani z osebnim

računalnikom, na katerem je nameščena originalna programska oprema proizvajalca

merilnikov HBM [99], v kateri so bili merilniki konfigurirani in so pred vsakim testom

kalibrirani. Uporabniku prijazno programsko okolje zraven beleženja podatkov omogoča tudi

vnos uporabniških funkcij, spremljanje meritev in naknadno obdelavo zajetih podatkov.

Slika 5.9: Fotografija zasnovanega FZG preizkuševališča


- 62 -

Glavna prednost takšnega preizkuševališča je dobra energijska učinkovitost. Sistem

omogoča preizkušanje na obratovalni moči, ki je nekajkrat višja od nazivne moči

servomotorja. V primeru, ko testni pastorek obratuje pod obremenitvijo 35 Nm pri 800 min-1,

prenaša približno 3 kW moči. Hkrati je takrat elektromotor pri isti vrtilni frekvenci

obremenjen le z 3 Nm navora, kar znese približno 250 W in v glavnem predstavlja izgube v

sistemu zaradi trenja na zobnih bokih, tesnilnih mestih, v ležajih in zaradi hidrodinamičnega

upora olja.

Zasnovano prototipno preizkuševališče ima tudi nekatere slabosti. Zaradi manjkajočega

filtrirnega sistema ni možno oceniti obrabe zobnih bokov, saj odpadli delci v olju brusijo

površino zobnih bokov. Pomembna pomanjkljivost v povezavi z mazalnim sistemom je

odsotnost grelca olja. Ker se obremenitev nastavi pri sobni temperaturi, temperatura olja in s

tem tudi ohišja pa med obratovanjem naraste, pride v celotnem sistemu do fizikalnih

sprememb. Dodatna pomanjkljivost je še nekontroliran upad obratovalnega momenta, ki je do

neke mere posledica segrevanja ohišja in povečevanja medosnega razmika, v glavnem pa je

vzrok za to obraba na zobnih bokih, zaradi česar pride do zmanjševanja torzijskega zasuka.

5.2.2 Rezultati – zgolj sintrani zobniki

Kljub pričakovani veliki obrabi na zobnih bokih zgolj sintranih zobnikov zaradi nizke trdote

je bil izveden en preizkus zobnika s 5 mm širokim ozobjem in en preizkus zobnika z 10 mm

širokim ozobjem. V prvem testiranju je bil zgolj sintran zobnik s širino ozobja 5 mm

obremenjen z začetnim obremenitvenim momentom 33,5 Nm in testiran pri 800 min-1.

Meritve momenta tekom preizkušanja so prikazane v diagramu na sliki 5.10.

Širok pas v grafu na sliki 5.10 je posledica nihanja obremenitvenega momenta, ki

nastane zaradi odstopanja pozicije središčne luknje od centra zobnika glede na ozobje. Odstop

nastane, ker so središčne skoznje luknje v ADC tehnologiji večinoma izdelane tako, da je

skozi luknjo v trnu vstavljeno še jedro. Ker se mora jedro premikati relativno glede na trn,

mora biti med njima zagotovljena določena zračnost, ki zraven morebitne neenakomerne

polnitve orodja s prašno mešanico povzroči odstope od idealne središčne pozicije. Iz celotne

serije izdelanih zobnikov so bili naključno izbrani trije zobniki, na katerih se je izmerila

toleranca centričnosti, ki je znašala 0,02 mm. Natančnejša analiza ubiranja je opisana v

poglavju 6.4.

Kot je razvidno iz grafa na sliki 5.10, je obremenitveni moment na zobniku hitro padal

takoj po začetku preizkušanja, nato se stopnja zmanjševanja momenta nekoliko ustali in je po


- 63 -

30 minutah obremenjevanja približno 0,17 Nm/min. Po 63 minutah preizkušanja, kar znaša

približno 50 000 obremenitvenih ciklov, je obremenitveni moment padel na polovico

začetnega, zato je bilo preizkušanje ustavljeno in opravljena vizualna kontrola zobnih bokov

na zobniku.

Slika 5.10: Obremenitveni moment glede na čas obratovanja zobnika S01

Slika 5.11: Primerjava zgolj sintranega zobnika pred (levo) in po obremenjevanju (desno)

Na sliki 5.11 je prikazan zobnik S01 po obremenitvenem ciklu, prikazanem na sliki

5.10, primerjan z zobnikom brez poškodb. Posledici prenizke trdote sta obsežna obraba in

plastična deformacija zobnih bokov, kar je povzročilo padanje obremenitvenega momenta

med preizkušanjem. Zobnik S01 je bližje prikazan še na sliki 5.12, kjer so poškodbe še bolj

opazne.


- 64 -

Slika 5.12: Poškodbe na zobniku S01

Neprimernost zgolj sintranih zobnikov je bila potrjena s testiranjem zobnika z oznako

S02, ki je imel povečano širino ozobja na 10 mm, zmanjšan začetni obremenitveni moment na

18 Nm in nižjo vrtilno frekvenco 600 min-1. Po 167 minutah obremenjevanja, kar ustreza

približno 100 000 ciklom, je obremenitveni moment po enakomernem padanju dosegel

16 Nm, kar pomeni, da je v povprečju stopnja zmanjševanja momenta 0,012 Nm/min. Iz

slednjega bi se lahko sklepalo, da je obraba kljub večjemu številu obremenitvenih ciklov

manjša v primerjavi z zobnikom S01, vendar se iz slike 5.13 vidi podobno stanje kot pri

zobniku S01.

Slika 5.13: Poškodbe na zobniku S02

Kot je razvidno iz slik 5.12 in 5.13, je zaradi obrabe in velike plastične deformacije

prišlo do krušenja večjih delcev, ki so med preizkušanjem ostajali v ohišju s testnimi zobniki,

saj sprotno filtriranje na sistemu ni bilo mogoče. Nepričakovano večjo obrabo na zobniku S02

bi lahko torej povzročila prisotnost delcev, ampak ker tega na obstoječem preizkuševališču ni

bilo možno relevantno oceniti, je bilo testiranje zgolj sintranih preizkušancev zaključeno s

testom zobnika S02.


- 65 -

5.2.3 Rezultati – dodatno kaljeni sintrani zobniki

Ker je trdota po kaljenju sintranega jekla višja, je bilo pričakovano, da bo obraba na dodatno

kaljenih sintranih zobnikih manjša in da na zobnih bokih ne bo prišlo do tolikšne plastične

deformacije. Na naslednjih straneh so predstavljeni obremenitveni režimi kaljenih sintranih

zobnikov prve serije (K01, K02, K03 in K04), ki so bili sintrani in kaljeni skupaj s

preizkušanci (2014/10) – glej poglavje 4.1.2.

Zobnik K01 je bil ob začetku preizkušanja obremenjen z momentom 36,7 Nm in

testiran pri vrtilni frekvenci 800 min-1. Preizkus je bil ustavljen zaradi zloma zoba po 20 000

ciklih (25 min). Obremenitveni moment ob porušitvi je bil 32,9 Nm.

Slika 5.14: Obremenitveni moment glede na čas obratovanja zobnika K01

Slika 5.15: Poškodbe na zobniku K01


- 66 -






Tako na zobniku K01 na sliki 5.15 kot na zobniku K02 na sliki 5.17 so zraven zloma

zoba vidne obsežne poškodbe zobnih bokov, ki so posledica prenizke površinske trdote in

visokih površinskih tlakov. Na obeh zobnikih se na korenu zoba desno od odlomljene

površine vidi zajeda, ki je posledica nizkega modula elastičnosti in zato zajedanja vrha zoba

parnega zobnika v koren zoba testnega pastorka.


- 67 -






Poškodbe zobnika K03 na sliki 5.19 so primerljive s poškodbami zobnikov K01 in K02.

Na sliki 5.19 manjka odpadli zob, ker je bil uporabljen za kontrolo mikrostrukture v

poglavju 6.6. Kot že omenjeno v začetku poglavja 5.2.3, so bili zobniki K01, K02, K03 in

K04 toplotno obdelani skupaj s preizkušanci (2014/10), ki pa niso imeli ustreznih trdnostnih

lastnosti (glej poglavje 4.1.2).


- 68 -






Iz slike 5.21 je razvidno, da je imel tudi zobnik K04 po preizkušanju podobne poškodbe

na zobnih bokih kot predhodno testirani zobniki K01, K02 in K03 na slikah 5.15, 5.17 in 5.19.

Odvisnost števila obratovalnih ciklov od obremenitvenega momenta bo za to serijo prikazana

v grafu skupaj s sledečo serijo zobnikov, ki so bili enako toplotno obdelani kot preizkušanci v

poglavju 4.1.3.


- 69 -

Naslednja serija testnih sintranih pastorkov se prične z zobnikom K05, ki je bil ob

začetku preizkušanja obremenjen z momentom 24,0 Nm in testiran pri vrtilni frekvenci

800 min-1. Preizkus je bil prekinjen po 400 000 ciklih (500 min) in 900 000 ciklih (1125 min)

zaradi padca obremenitve in ustavljen po 1 032 000 ciklih (1290 min) brez zloma zoba.



Na sliki 5.22 je označen nenaden padec obremenitvenega momenta, ki je najverjetneje

posledica zdrsa sklopke (7) – slika 5.8, ki zagotavlja obremenitveni moment v zaprti zanki

sistema za preizkušanje zobnikov.

Prekinitev 1 Prekinitev 2

Nenaden padec

obremenitve


- 70 -







- 71 -







- 72 -







- 73 -


testiran pri vrtilni frekvenci 800 min-1. Do zloma zoba je prišlo po 320 600 ciklih (401 min),

vendar je bil sunek ob zlomu prenizek za izklop varnostne sklopke (8) – slika 5.8, zato je bil

sistem ustavljen šele 55 minut po zlomu zoba. Posledice so vidne na sliki 5.31.



Zlom zoba


- 74 -


testiran pri vrtilni frekvenci 800 min-1. Preizkus je bil prekinjen zaradi korekcije momenta po

350 000 ciklih (438 min) in ustavljen zaradi zloma zoba po 455 800 ciklih (570 min).

Obremenitveni moment ob porušitvi je bil 25,9 Nm.



Prekinitev


- 75 -


testiran pri vrtilni frekvenci 1200 min-1. Preizkus je bil po 130 minutah prekinjen zaradi

nepričakovane ustavitve programske opreme za zajem podatkov. Naslednji dve prekinitvi sta

bili izvedeni zaradi korekcije momenta po 768 000 ciklih (640 min) in 900 000 ciklih (750

min). Preizkus je bil ustavljen po 1 006 000 ciklih (838 min) brez zloma zoba.



Prekinitev 1 Prekinitev 2

Prekinitev 3


- 76 -







- 77 -


testiran pri vrtilni frekvenci 1200 min-1. Preizkus je bil prekinjen po 700 000 ciklih (583 min)

in 800 000 ciklih (667 min) zaradi padca obremenitve in ustavljen po 971 100 ciklih

(809 min) po nenadnem padcu momenta.



Prekinitev 1

Prekinitev 2


- 78 -



ciklih (54,1 min). Obremenitveni moment ob porušitvi je bil 37,2 Nm.




- 79 -







- 80 -


testiran pri vrtilni frekvenci 800 min-1. Po 108 000 ciklih (135 min) je prišlo do drastičnega

padca momenta, vendar se je preizkus nadaljeval še naslednjih 50 minut, ker ni bilo sunka

momenta, ki bi izklopil varnostno sklopko. V pregledu preizkuševališča je bilo ugotovljeno,

da je prišlo do loma gredi zaradi utrujanja.




- 81 -







- 82 -







- 83 -


testiran pri vrtilni frekvenci 800 min-1. Iz grafa na sliki 5.50 se vidi, da je prišlo do treh

prekinitev: po 550 000 ciklih (688 min), po 776 000 ciklih (970 min) in po 825 000 ciklih, ko

je bil hkrati korigiran obremenitveni moment. Po 1 007 000 ciklih (1259 min) je bil preizkus

ustavljen brez zloma zoba.



Prekinitev 1

Prekinitev 2

Prekinitev 3


- 84 -


testiran pri vrtilni frekvenci 800 min-1. Z več vmesnimi prekinitvami je preizkušanje trajalo

12 504 minut, oziroma nekaj več kot 107 obremenitvenih ciklov. Potek preizkušanja je

razviden iz grafov na slikah 5.52, 5.53 in 5.54.

Slika 5.52: Obremenitveni moment glede na čas obratovanja zobnika K20 – prvi del

Slika 5.53: Obremenitveni moment glede na čas obratovanja zobnika K20 – drugi del


- 85 -

Slika 5.54: Obremenitveni moment glede na čas obratovanja zobnika K20 – tretji del



- 86 -

5.2.4 Analiza rezultatov

Rezultati preizkusov dodatno kaljenih sintranih zobnikov so zbrani v preglednici 5.3, kjer je

za vsak zobnik zapisana vrtilna frekvenca, povprečni moment, vrtilna frekvenca

obremenjevanja in število opravljenih ciklov. Ker so rezultati dinamičnih testiranj v

poglavju 4.2.2 določeni le do 106, so bila tudi testiranja sintranih zobnikov prekinjena, ko je

število obremenitvenih ciklov doseglo to vrednost.

Preglednica 5.3: Rezultati preizkušanja kaljenih sintranih zobnikov

Oznaka Vrtilna

frekvenca

Povprečni

moment Čas

Število

ciklov Opomba

[min-1] [Nm] [min]

K01 800 34,3 24,946 19 957 slaba

toplotna

obdelava

K02 800 28,0 83,179 66 543

K03 800 28,9 61,223 48 978

K04 800 27,0 61,898 49 518

K05 800 22,4 1293,1 1 034 480 iztek

K06 800 34,3 142,55 114 040

K07 800 39,5 56,885 45 508

K08 800 31,5 286,94 229 552

K09 800 28,4 400,80 320 640

K10 800 26,2 569,79 455 832

K11 1200 25,0 838,38 1 006 056 iztek

K12 800 29,1 294,36 235 488

K13 1200 29,6 809,26 971 112 iztek

K14 800 38,3 54,105 43 284

K15 800 31,6 149,77 119 816

K16 800 31,3 185,71 148 568 zlom gredi

K17 800 25,8 313,68 250 944

K18 800 25,2 288,08 230 464

K19 800 22,2 1258,8 1 007 040 iztek

K20 800 22,6 12504 10 003 200 iztek

Povprečni moment je bil določen v analiznem modulu istega programa, ki je bil

uporabljen za spremljanje in beleženje meritev. Program omogoča enostavno natančno

določevanje začetnega in končnega časa obremenjevanja, razlika med njima je skupni čas

obremenjevanja, ki je zapisan v minutah na pet signifikantnih mest natančno v

preglednici 5.3. Ker je zraven časa obratovanja znana tudi vrtilna frekvenca, se lahko

enostavno določi tudi število obremenitvenih ciklov.


- 87 -

Ker so zobniki od K01 do K04 iz druge serije, ki je imela slabše mehanske lastnosti kot

preostali, so v preglednici 5.3 ločeni od ostalih s črto, v grafu na sliki 5.56 pa so obarvani

rdeče.

S sivo zapisana števila ciklov v preglednici 5.3 označujejo preizkuse, ko ni prišlo do

zloma zoba. V primerih K05, K11, K13, K19 in K20 gre za iztek, v primeru K16 pa za zlom

gredi med preizkušanjem. Omenjeni preizkusi so v diagramu na sliki 5.56 označeni s črtico.

Ker sta bila zobnika K11 in K13 testirana pri povišani vrtilni frekvenci, sta črtici oranžni,

primer zobnika K16 pa je označen rdeče.

Slika 5.56: Grafično prikazani rezultati preizkušanja kaljenih sintranih zobnikov

Sivi črti v diagramu na sliki 5.56 omejujeta v poglavju 5.1.3 izračunano območje, v

katerem je 95 % verjetnosti, da pride do zloma zoba na kaljenem sintranem zobniku. Iz

diagrama je razvidno, da je večinoma prišlo do zloma zoba v pričakovanem območju.

Toplotna obdelava zobnikov K01 – K04 ni bila ustrezna, zato so tudi na spodnji meji

pričakovanega območja. Zobnik K13 je sicer vzdržal več, kot je bilo izračunano, vendar je bil,

tako kot K11, testiran pri višji vrtilni frekvenci kot preostali zobniki, zato neposredna

primerjava ni mogoča.

Testiranje zobnika K20 ni bilo prekinjeno po 106 obremenitvenih ciklih, temveč se je

nadaljevalo do 107 obremenitvenih ciklov. Namen preizkusa je bil ugotoviti, če časovna

0

10

20

30

40

50

1,E+04 1,E+05 1,E+06 1,E+07

Ob

rem

en

itve

ni m

om

en

t -

T[N

m]

Število obremenitvenih ciklov - N

K01 - K04

zlom gredi

K13

K11

K20

104 105 106 107


- 88 -

trdnost velja tudi po preteku 106 obremenitvenih ciklov. Območje, kjer je 95 % verjetnost

zloma zoba, je med 106 in 2∙107 obremenitvenimi ciklih označeno s črtkano sivo črto, saj gre

zgolj za ekstrapolacijo časovne trdnosti iz intervala med 104 in 106 obremenitvenimi cikli, ki

je bila ugotovljena z eksperimenti, opisanimi v poglavju 4.2.

Iz pozicije podatkovne točke zobnika K20 v diagramu na sliki 5.56 se lahko sklepa, da v

poglavju 4.2 izračunana parametra σf` in b pri utrujanju nad 106 obremenitvenih ciklov ne

ustrezata. Dobljen rezultat namiguje, da je pri sintranem jeklu možno doseči trajno dinamično

trdnost, kar se sklada tudi z MPIF standardom [6], v katerem so zapisane vrednosti trajne

dinamične trdnosti za 90 % delež brez porušitev v območju do 107 obremenitvenih ciklov pri

obremenitvenem razmerju R = -1 in frekvenci obremenjevanja 100 Hz. Po drugi strani pa

raziskave kažejo, da sintrana jekla kažejo časovno trdnosti tudi po 108 obremenitvenih

ciklih [62].


- 89 -

6 DISKUSIJA

V tem poglavju je zapisana diskusija o posameznih študijah znotraj opravljenih analiz v

poglavjih 4 in 5. Obravnavan je raztros podatkov, izračun upogibne trdnosti, študija ubiranja,

prelomne površine in primerjava mikrostrukture zobnikov iz različnih serij.

6.1 Raztros rezultatov

Že prvi preizkusi mehanskih lastnosti, opisani v poglavju 4.1.1, so nakazali precejšen raztros

mehanskih lastnosti obravnavanega sintranega jekla. Na sliki 4.5 je vidna precejšnja razlika

(cca. 50 MPa) v natezni trdnosti med posamezni preizkušanci tako sintranega, kot tudi po

sintranju kaljenega jekla. Precejšnja razlika, predvsem med zgolj sintranima preizkušancema,

je tudi v raztezku ob porušitvi, ki se v absolutni vrednosti razlikuje približno za 0,5 %,

oziroma 25 % relativne vrednosti. Prvi preizkusi pri statični obremenitvi so torej zgolj

nakazali mehanske lastnosti sintranega jekla pri statični obremenitvi.

Pri naslednjih mehanskih preizkusih pri statični obremenitvi je bilo preizkušenih več

preizkušancev ravno zaradi raztrosa podatkov. Zraven rezultatov, zapisanih v preglednici 4.4,

so zato v oklepajih zapisane še vrednosti standardnega odklona, kar omogoča boljše

razumevanje obravnavanega materiala.

Nadalje se je velik raztros pokazal tudi pri dinamičnih testiranjih. Čeprav pride tudi pri

natančno kontroliranih pogojih in identičnih obremenitvah do precejšnega raztrosa rezultatov

dinamičnih testiranj [14, 15], je ta pojav še toliko bolj izražen v sintranem jeklu [62]. Zaradi

raztrosa rezultatov dinamičnih testiranj je območje s 95 % verjetnostjo zloma zoba v korenu

široko približno en velikostni razred.

Precej velik raztros obravnavanega sintranega materiala se kaže tudi pri preizkusih

mehanike loma – predvsem v območju praga rasti razpoke. Iz grafov na slikah 4.31 in 4.32 je

razvidno, da je bil prag širjenja razpoke ΔKth za posamezne preizkušance precej različen, v

preglednici 4.10 pa so konservativno zapisane zgolj najmanjše izmerjene vrednosti.

Rezultati mehanskih lastnosti obravnavanega sintranega jekla imajo torej velik raztros,

ki je v glavnem posledica deleža poroznosti ter oblike in velikosti posameznih por. Četudi je

merjenje gostote dober način, kako ugotoviti povprečno gostoto posameznega kosa, ni


- 90 -

mogoče pričakovati, da bo lokalna gostota povsod po volumnu enaka izmerjeni. Čeprav je

mogoče lokalno gostoto določiti z numeričnimi postopki [100], je za izvedbo potrebno

natančno poznati materialne parametre numeričnega modela, ki opisuje stiskanje kovinskega

prahu. Zraven tega je potrebno upoštevati še spreminjajoč se koeficient trenja med kovinskim

prahom in stenami matrice, ki je glavni vzrok za neenakomerno gostoto končnih izdelkov. Če

se omenjeno trenje zanemari, je možno izračun porazdelitve gostote izvesti tudi

analitično [101].

6.2 Izračun upogibne trdnosti

Osnovo za izračun upogibne trdnosti predstavlja znana geometrija, ki je običajno dovolj dobro

definirana z digitalnim modelom, in znani materialni podatki; vsaj modul elastičnosti in

Poissonovo razmerje. Za izračun časovne trdnosti sta potreba še parametra Basquinove

enačbe, ali trajna dinamična trdnost materiala, če gre za izračun trajne dinamične upogibne

trdnosti obravnavanega zobnika.

Čeprav površinska hrapavost in obremenitveno razmerje bistveno vplivata na časovno

trdnost materiala pri utrujanju [14, 15], v izračunu nista posebej upoštevana. Preizkušanci so

bili namreč izdelani na enak način kot zobniki in med dinamičnim preizkušanjem

obremenjeni z utripno obremenitvijo, ki ustreza napetostnemu polju v korenu zoba zobnika.

V poglavju 5.1 je prikazan primer izračuna za zobnik iz kaljenega sintranega jekla, saj

zaradi nizkih trdot zgolj sintrano jeklo ni primerno gradivo za zobnike, kar je zelo nazorno

prikazano v poglavju 5.2.2. Primerjava med izračunom dobe trajanja in dejanskimi rezultati

testiranj kaljenih sintranih zobnikov je prikazana na diagramu na sliki 5.56.

6.3 Rezultati testiranj zobnikov

Razen nekaterih izjem je računski postopek za izračun dobe trajanja ustrezno podal velikostni

razred števila nihajev, ko bi naj prišlo do porušitve zaradi zloma zoba sintranega zobnika, kar

je nazorno prikazano na sliki 5.56.

Kot pričakovano, so zobniki K01 – K04 na spodnji meji izračunanega intervala, saj

toplotna obdelava ni bila ustrezna. Podrobna primerjava med zobom zobnika iz te serije in

zobom zobnika naslednje serije z ustrezno toplotno obdelavo je podana v poglavju 6.6.


- 91 -

Preostali izstopajoč rezultat je iztek zobnika K13 bistveno izven izračunanega področja.

Najverjetnejši razlog za ta rezultat je povišana vrtilna frekvenca na 1200 min-1, zaradi katere

je bila frekvenca obremenjevanja posameznega zoba na zobniku 20 Hz. Preostali zobniki so

bili testirani na vrtilni frekvenci 800 min-1, kar ustreza frekvenci obremenjevanja

posameznega zobnika 13,33 Hz, ki je bližje frekvenci obremenjevanja med dinamičnim

testiranjem obravnavanega materiala, opisanem v poglavju 4.2.1, kjer je bila frekvenca

obremenjevanja 10 Hz.

6.4 Študija nihanja obremenitvenega momenta

Na grafih, ki prikazujejo obremenitveni moment glede na čas obremenjevanja sintranih

zobnikov v poglavju 5.2, je opazen relativno širok pas obremenitvenega momenta pri vseh

sintranih zobnikih. Kot je že bilo omenjeno v poglavju 5.2.2, je najverjetnejši vzrok

ekscentričnost zobnikov, ki zaradi zaprte mehanske zanke obremenitvenega momenta

povzroči nihanje v obremenitvi sintranega zobnika.

Med preizkušanjem zobnikov je bila izbrana prenizka frekvenca zajema podatkov iz

merilnikov za učinkovito študijo nihanja obremenitvenega momenta, saj je bilo v povprečju

zapisanih le 3,75 meritev na en obrat sintranega pastorka. Ker je merilna oprema omogočala

hitrost zapisovanja podatkov do 2400 Hz, je bil naknadno izveden še kratek test kaljenega

sintranega zobnika pri vrtilni frekvenci 800 min-1 z najvišjo frekvenco zapisovanja podatkov,

kar je omogočalo zapis 180 meritev ob enem obratu pastorka. V programu proizvajalca

merilnikov so bili podatki obdelani in pripravljeni za izvoz v program MS Excel.

Zaradi enostavnejše manipulacije s podatki v MS Excelu je bilo uvoženih zgolj 16 740

podatkovnih točk, kar ustreza času obremenjevanja 6,975 sekund. V tem času se je kaljeni

sintrani pastorek zavrtel 93-krat, zobnik pa 27-krat. Ker sta imela pastorek in zobnik odnosno

9 in 31 zob, pride v tem času 3-krat do ubira dveh istih zob.

Na sliki 6.1 je diagram, ki prikazuje nihanje obremenitve na kaljenem sintranem

pastorku v času obremenjevanja 6,975 sekund. Diagram je razdeljen na 3 enako dolge

intervale, v katerih poljubno izbrana zoba pastorka in zobnika prideta v ubiranje natanko

enkrat. Pričakovano je, da bo krivulja obremenitvenega momenta v posameznih intervalih z

dolžino 2,325 sekunde enaka, kar je tudi razvidno iz diagrama na sliki 6.1. Nadalje je

razvidno tudi, da je znotraj enega intervala 9 večjih nihajev, kar ravno ustreza znani vrtilni


- 92 -

frekvenci zobnika. Zraven večjih nihajev je opazno tudi večje število manjših nihajev, ki bi

glede na dolžino med posameznimi lepo vidnimi nihaji lahko ustrezali frekvenci pastorka.

Slika 6.1: Nihanje obremenitvenega momenta na pastorku

Ker sta vrtilni frekvenci pastorka in zobnika znani, se lahko zapišeta funkciji sinusnega

nihanja obremenitvenega momenta, ki je posledica ekscentričnosti središčne luknje glede na

kinematični krog ozobja. Funkciji sinusnega nihanja pastorka in zobnika sta zapisani v

enačbah 6.1 in 6.2. V enačbi 6.3 je zapisana predvidena funkcija nihanja, ki bi z ustreznimi

vrednostmi parametrov C1, C2, D1 in D2 opisala nihanje obremenitvenega momenta v

diagramu na sliki 6.1.

𝑓1 = 𝐶1 ∙ sin [2𝜋 ∙ 𝑡 ∙𝑛1

60 smin

∙𝑧1𝑧2+ 𝐷1] (6.1)

𝑓2 = 𝐶2 ∙ sin [2𝜋 ∙ 𝑡 ∙𝑛2

60 smin

+𝐷2] (6.2)

𝐹(𝑡) = 𝑓1 + 𝑓2 + 𝑇avg (6.3)

f1,2 [Nm] - sinusoida nihanja obremenitvenega momenta pastorka, zobnika

C1,2 [Nm] - amplituda nihanja obremenitvenega momenta pastorka, zobnika

D1,2 [ ] - fazni zamik nihanja obremenitvenega momenta pastorka, zobnika

t [s] - čas obremenjevanja

n1,2 [min-1] - vrtilna frekvenca pastorka, zobnika (n1 = 800 min-1)

z1,2 [ ] - število zob pastorka, zobnika (z1 = 9; z2 = 31)

Tavg [Nm] - povprečni obremenitveni moment (Tavg = 20,792 Nm)

19

20,792

0,000 2,325 4,650 6,975

Ob

rem

en

itve

ni m

om

en

t [N

m]

Čas obremenjevanja [s]

20,792

22,5

19,0

0,000 6,9754,6502,325


- 93 -

S poskušanjem so bile v programu MS Excel določene približne vrednosti parametrov

C1, C2, D1 in D2, ki so bile nato kot začetne vrednosti vnesene za iterativni izračun v

programu Wolfram Mathematica [86]. Končne izračunane vrednosti parametrov so zapisane v

preglednici 6.1.

Preglednica 6.1: Iterativno izračunane vrednosti parametrov C1, C2, D1 in D2

Parameter Vrednost

C1 0,185057 Nm

C2 1,08693 Nm

D1 4,86573

D2 1,18074

Izračunane vrednosti parametrov C1, C2, D1 in D2 so bile nato vstavljene v enačbi 6.1 in

6.2, ki sta bili v enačbi 6.3 prišteti k izračunanemu povprečnemu obremenitvenemu

momentu Tavg. Krivulja enačbe 6.3 s parametri iz preglednice 6.1 je skupaj z izmerjenim

nihanjem prikazana v diagramu na sliki 6.2.

Slika 6.2: Nihanja obremenitvenega momenta na pastorku (oranžna polna črta) in

matematično zapisano nihanje na pastorku (črna črtkana črta)

Kljub manjšim odstopanjem se lahko ugotovi, da je ekscentričnost zobnika glavni vzrok

relativno velikega nihanja obremenitvenega momenta, kar je razvidno iz visoke vrednosti

parametra C2. Potrebno je še upoštevati, da morebitna ekscentričnost zobnika v podpornem

ohišju prispeva k nihanju obremenitvenega momenta z enako frekvenco, kar v najslabšem

primeru pomeni, da se amplitudi nihanja seštejeta. Po drugi strani obstaja med omenjenima

zobnikoma fazni zamik, kjer se omenjeni amplitudi med seboj odštejeta.

19

20,792

0,000 2,325

Ob

rem

en

itve

ni m

om

en

t [N

m]

Čas obremenjevanja [s]

22,5

20,792

19,0

0,000 2,325


- 94 -

6.5 Prelomne površine na zobnikih

V poglavju 5.2.3 so zbrane slike vseh testiranih kaljenih zobnikov. V nekaterih primerih, ko je

prišlo do loma zoba, so bile opažene za sintrana gradiva neznačilne prelomne površine, ki so

prikazane na sliki 6.3 na primerih zobnikov K06, K07 in K08.

Slika 6.3: Prelomne površine na zobnikih K06, K07 in K08

Na sliki 6.4 je študija primera K07, kjer sta označena obremenjeni in neobremenjeni

zobni bok, iz česar se lahko ugotovi, kje na prelomu sta natezna in tlačna cona. Ker je

omenjena prelomna površina v tlačni coni, najverjetneje nastane v zadnji fazi preloma in zato

ni posledica utrujenostne rasti razpoke ali drgnjenja med morebitnim zapiranjem ustja

razpoke.

Slika 6.4: Študija preloma na zobniku K07

Slika 6.5 shematsko prikazuje mehanizem nastanka omenjenih prelomnih površin med

kritičnim obremenitvenim ciklom ob prelomu zoba. Na sliki 6.5 a je stanje na zobu brez

razpoke na začetku kritičnega obremenitvenega cikla. Slika 6.5 b prikazuje drugo fazo, ko se

kontaktna sila pomakne po zobnem boku vstran od korena zoba, kar povzroči kritično

povečanje napetosti v korenu zoba, zaradi katere se posamezne pore začnejo povezovati v

razpoko. Nastanek razpoke kritično poveča faktor intenzitete napetosti, kar povzroči prelom

večjega dela preseka v korenu zoba. Na sliki 6.5 c je tretja faza, ko je kontaktna sila blizu

zunanje točke enojnega ubiranja in je zaradi velikega kota vpadnega profila αn, kot med

kontaktno silo in simetralo zoba relativno majhen. Zaradi ekstremnega kota tlačna

Nepričakovana prelomna

površina v tlačni coni

Natezna

cona

Obremenjen

zobni bok Neobremenjen

zobni bok


- 95 -

komponenta napetosti ni več zanemarljiva in skoraj odpadli zob pritiska v preostali ligament.

Ko kontakta sila preide zunanjo točko enojnega ubiranja pride v ubiranje naslednji zob, zato

se velikost sile zmanjša, odlomljen zob pa zdrsne po prelomni površini, kot je shematsko

prikazano na sliki 6.5 d. Opisan mehanizem nastanka opaženih prelomnih površin je zgolj

domneva in ostaja predmet morebitnih nadaljnjih raziskav.

Slika 6.5: Mehanizem nastanka neznačilnih prelomnih površin

6.6 Primerjava mikrostrukture K03 in K14

Tekom preizkušanja mehanskih lastnosti pri statični obremenitvi obravnavanega sintranega

jekla v poglavju 4.1.2 je bilo ugotovljeno, da so bile mehanske lastnosti zaradi okvare peči

slabše kot v predhodni seriji v poglavju 4.1.1. Ker so bili zobniki K01 – K04 toplotno

obdelani skupaj s preizkušanci iz poglavja 4.1.2, niso imeli zadovoljivih mehanskih lastnosti

in so v primerjavi z ostalimi zobniki dosegli nižje število obremenitvenih ciklov, kar je

razvidno iz diagrama na sliki 5.56 v poglavju 5.2.4.

Izmed zobnikov prve serije je bil izbran zobnik K03, katerega mikrostruktura je bila

primerjana z mikrostrukturo zobnika K14, ki je pri bistveno večji obremenitvi vzdržal

podobno število obremenitvenih ciklov do porušitve. Iz preglednice 5.3 je razvidno, da je bil

zobnik K03 obremenjen s povprečnim momentom 28,9 Nm in dosegel približno 49 000

ciklov, medtem ko je zobnik K14 dosegel 43 000 ciklov s povprečnim momentom 38,3 Nm.

Na sliki 6.6 sta mikroskopska posnetka mikrostrukture zobnika K03 (zgoraj) in zobnika

K14 (spodaj), ki sta bila pripravljena na enak način kot je opisano v poglavju 4.3. Na prvi

pogled se zdi, da je v vzorcu K14 nekoliko večji delež martenzita, vendar je razlog za

temnejšo sliko nekoliko intenzivnejše jedkanje, delež martenzita pa je v obeh vzorcih

primerljiv. Opažene slabše materialne lastnosti zatorej niso posledica drugačne

mikrostrukture, ampak zaradi nekoliko slabše difuzije med delci, ki je posledica slabega

sintranja. Bodisi neustrezena čas ali temperatura sintranja, ali celo morebitna prisotnost kisika

v peči za sintranje.


- 96 -

Slika 6.6: Mikrostruktura zobnika K03 (zgoraj: 170x povečava) in zobnika K14 (spodaj:

170x povečava)


- 97 -

6.7 Upad obremenitvenega momenta

Kot je razvidno iz diagramov na slikah v poglavju 5.2.3, je bilo pri vseh kaljenih sintranih

zobnikih tekom preizkušanja opazovano konstantno in relativno počasno padanje

obremenitvenega momenta, ki je posledica obrabe na zobnih bokih zaradi visokih kontaktnih

tlakov in drsnega trenja. Čeprav je bila stopnja obrabe na nekaterih zobnikih vidna celo s

prostim očesom, ostaja tema za morebitno nadaljnje delo.

Zraven počasnega in enakomernega padanja momenta je bil opažen še nenaden padec

momenta v začetnih fazah obremenjevanja, ki je označen na primeru zobnika K17 na sliki 6.7.

Tak padec bi lahko bil posledica dviga temperature, kar bi lahko povzročilo povečan medosni

razmik in s tem padec obremenitvenega momenta. Vendar so bile tekom preizkušanja

posameznega zobnika tudi nekajurne prekinitve, zaradi katerih se je olje ohladilo na sobno

temperaturo, zato bi moral biti obremenitveni moment ob naslednjem zagonu nekoliko višji,

ampak se to ni zgodilo. Zatorej dvig temperature ni vzrok za nenaden padec momenta.

Slika 6.7: Na primeru zobnika K17 označen nenaden padec momenta

Možen vzrok za nenaden padec momenta bi lahko bilo zgoščevanje sintranega gradiva

na zobnih bokih [51, 57, 69, 73-75]. Ker so kontaktni tlaki med zobnimi boki dokaj visoki in

ker ima podporni zobnik bistveno večjo trdoto ter togost, obstaja možnost, da je na zobnih

bokih sintranega pastorka prišlo do valjanja in s tem tudi (vsaj do neke mere) utrditve

površine.

Nenaden padec

obremenitvenega

momenta


- 98 -


- 99 -

7 SKLEP

Glavni cilj doktorske disertacije je bil razvoj računskega modela za izračun upogibne trdnosti

sintranih zobnikov, s katerim bo mogoče napovedati dobo trajanja sintranega zobnika. Model

naj ob znani geometriji, obremenitvi in materialnih lastnosti omogoča izračun dobe trajanja na

velikostni razred natančno.

V ta namen so bile analizirane mehanske lastnosti izbranega sintranega gradiva, ki se

pogosto uporablja za izdelavo sintranih zobnikov. V poglavju 4 so predstavljene mehanske

lastnosti izbranega sintranega gradiva pri statični obremenitvi in odziv gradiva na dinamične

obremenitve. Analizirana je tudi mikrostruktura in odziv gradiva na zarezne učinke ter

prisotne razpoke. Ugotovljeno je bilo, da kaljenje izboljša natezno trdnost, vendar se zaradi

tega ustrezno zmanjša raztezek in posledično duktilnost, kar je bilo potrjeno z večjo udarno in

lomno žilavostjo zgolj sintranega gradiva. Vendar pa je bilo opaženo, da je hitrost

napredovanja fronte razpoke manjša v dodatno kaljenem sintranem gradivu. Posledično se

lahko sklepa, da je zgolj sintrano gradivo v primerjavi z dodatno kaljenim odpornejše na

udarne obremenitve, dodatno kaljeno sintrano gradivo pa se zaradi povečane trdnosti bolje

obnese pri enakomernih in ponavljajočih se obremenitvah.

Pridobljene materialne lastnosti so bile uporabljene za pripravo računskega modela, ki z

vnaprej znano verjetnostjo napoveduje dobo trajanja sintranih zobnikov in je na primeru

predstavljen v poglavju 5.1. Da bi se ugotovila ustreznost modela za preračun sintranih

zobnikov, je bilo zasnovano in izdelano modificirano preizkuševališče, na katerem so potekali

preizkusi sintranih zobnikov, opisani v poglavju 5.2. Ugotovljeno je bilo, da se rezultati

preizkusov dovolj dobro ujemajo z napovedanim intervalom, ki je bil izračunan z računskim

modelom.

V diskusiji so podrobneje naslovljena nekatera opažanja tekom doktorske disertacije.

Podrobneje je razložen raztros podatkov, naslovljena sta izračun upogibne trdnosti in rezultati

testiranj ter njuna dobra korelacija, ki potrjuje tezo doktorske disertacije. Ugotovljen je še

razlog za relativno veliko nihanje obremenitvenega momenta, opisane prelomne površine na

zobnikih, primerjana mikrostruktura različnih serij zobnikov in podan možen vzrok za

nenaden padec momenta po začetku preizkušanja.


- 100 -

7.1 Doseženi izvirni znanstveni prispevki

V okvirju doktorske disertacije so bili doseženi izvirni znanstveni prispevki na področju

metalurgije prahov:

Vpliv naknadne toplotne obdelave na mehanske lastnosti pri statični in dinamični

obremenitvi obravnavanega sintranega gradiva [47].

Lastnosti obravnavanega sintranega gradiva pri utrujanju [48].

Izmerjeni parametri mehanike loma in ocenjena občutljivost sintranega gradiva na

zarezne učinke in prisotnost razpok.

Razvit računski model za izračun upogibne trdnosti sintranih zobnikov [95].

7.2 Predlogi za nadaljnje delo

Predlogi za nadaljnje delo so razdeljeni glede na področje; nadaljevanje raziskav materialnih

lastnosti, razvoj obstoječega FZG preizkuševališča in nadaljnje raziskave na področju

sintranih zobnikov.

7.2.1 Materialne lastnosti

Osnovne materialne lastnosti sintranih gradiv so v glavnem znane in zapisane v katalogih

proizvajalcev in v standardih. Navkljub temu je med proizvodnim procesom metalurgije

prahov toliko dejavnikov, ki vplivajo na gostoto in mikrostrukturo, da so potrebne konstantne

raziskave vpliva tako bolj očitnih dejavnikov (npr. delež maziva ali delež legirnih elementov),

kot tudi manj očitnih (npr. vpliv relativne vlažnosti zraka v prostoru med stiskanjem

kovinskih prahov).

Materialne lastnosti sintranih kovinskih prahov so močno odvisne od gostote, zato je v

industriji velika tendenca po razvoju načina za ugotavljanje porazdelitve gostote oz. lokalne

gostote, ki se lahko napove s pomočjo ustreznih numeričnih orodij pred stiskanjem [100] ali z

rentgensko analizo zelencev po stiskanju [102].

Ker gre pri ubiranju zobnikov na zobnih bokih za kombinacijo kotalnega in drsnega

trenja, bi bilo smiselno raziskave razširiti tudi na področje kotalnega kontaktnega utrujanja

kaljenih sintranih materialov.


- 101 -

7.2.2 Razvoj FZG preizkuševališča

V okviru nastajanja doktorske disertacije je bilo zasnovano in izdelano preizkuševališče za

zobnike, ki omogoča osnovne preizkuse zobnikov, vendar ne izključuje vplivnih dejavnikov

kot sta temperatura in čistoča olja. Zatorej bi bilo potrebno k preizkuševališču dodati grelec in

filter olja ter namestiti še temperaturna tipala v ohišju s testnim zobnikom.

Potrebno bi bilo tudi zmanjšati nihanje obremenitvenega razmerja med preizkušanjem.

Možni rešitvi sta zmanjšanje tolerance centričnosti središčne luknje na podpornih in testnih

zobnikih ali ustrezni fazni zamik, opisan v diskusiji.

Pri krmilnem sistemu FZG preizkuševališča bi bilo potrebno narediti dodatno varovalo

za primer zloma zoba. Čeprav je na preizkuševališču varnostna sklopka, se lahko zgodi, da je

sunek preblag in se varnostna sklopka ne izklopi, kot se je zgodilo v primeru zobnika K09.

7.2.3 Dodatne raziskave sintranih zobnikov

Tekom preizkušanja je bila na zobnih bokih opažena obraba sintranega zobnika, vendar ni

bila posebej preučevana, ker preizkuševališče še ni imelo filtrirnega sistema, ki bi odstranil

med preizkušanjem odpadle delce. Z možnostjo filtriranja bi se odprle nove možnosti raziskav

na področju obrabe sintranih zobnikov, ki je verjetno bolj problematična kot zlom v korenu

zoba, saj so površinske trdote v primerjavi z običajnimi zobniki precej nizke.

Nadalje bi bilo zanimivo raziskati vpliv različnih ukrepov, ki bi naj povečali trdoto in s

tem izboljšali obrabo. Nekateri taki ukrepi so npr. povečevanje vsebnosti ogljika, direktno

kaljenje (ang. sinter hardening), karbonitracija, selektivno površinsko zgoščevanje, toplo

stiskanje, visokotemperaturno sintranje …


- 102 -


- 103 -

8 SEZNAM UPORABLJENIH VIROV

[1] European Powder Metallugy Association [svetovni splet]. Dostopno na WWW:

www.epma.com [15. 12. 2014].

[2] White Charles. History of powder metallurgy. ASM Handbook, (1998), 7, str. 3-8.

[3] Brian James W. High performance ferrous PM materials for automotive applications.

Metal Powder Report, (1991), 46(9), str. 26-32.

[4] PM Applications and Markets/Industries. [svetovni splet]. Metal Powder Industries

Federation. Dostopno na WWW: www.mpif.org [31. 5. 2014].

[5] A Flodin, C Brecher, C Gorgels, T Rothlingshofer, J Henser. Designing Powder Metal

Gears. Gear Solutions, (2011), august, str. 10.

[6] MPIF Standard 35. Material Standards for PM Structural Steel. Metal Powder

Industries Federation, Princeton, 2007.

[7] DIN 30910-4. Sintered metal materials – Sintered-material specifications - Part 4:

Materials for structural parts. Deutsches Institut für Normung, Berlin, 2010.

[8] DIN EN ISO 2740. Sintered metal materials, excluding hardmetals – Tensile test

pieces. Deutsches Institut für Normung, Berlin, 2001.

[9] ISO 6336. Calculation of load capacity of spur and helical gears. ISO - International

Standard Organization, Ženeva, Švica, 2006.

[10] DIN 3990. Calculation of load capacity of cylindrical gears; Calculation of tooth

strength. Deutsches Institut für Normung, Berlin, 1987.

[11] Flašker Jože, Glodež Srečko, Ren Zoran. Zobniška gonila. Ljubljana: Pasadena, 2010.

[12] AGMA 930-A05. Calculated Bending Load Capacity of Powder Metallurgy (P/M)

External Spur Gears. American Gear Manufacturers Association, Alexandria,

Virginia, 2005.

[13] Basquin O.H. The Exponential Law of Endurance Tests. Proceedings of American

Society for Testing Materials, (1910), 10, str. 625-630.

[14] Stephens R. I., Fatemi A., Stephens R. R., Fuchs H. O. Metal fatigue in engineering.

New York: John Wiley & Sons Inc., 2001.

[15] Glodež Srečko, Flašker Jože. Dimenzioniranje na življenjsko dobo: znanstvena

monografija. Maribor: Založništvo Fakultete za strojništvo, 2006.

http://www.epma.com/

http://www.mpif.org/


- 104 -

[16] Hibbitt, Karlsson, Sorensen. ABAQUS/Standard user's manual. Hibbitt, Karlsson &

Sorensen, 2001.

[17] Gibbs Josiah Willard. The scientific papers of JW Gibbs, vol. 1. New York: Dover,

1961.

[18] Heard DW, Donaldson IW, Bishop DP. Metallurgical assessment of a hypereutectic

aluminum–silicon P/M alloy. Journal of Materials Processing Technology, (2009),

209(18), str. 5902-5911.

[19] Sheasby JS. Powder Metallurgy of Iron-Aluminum. Powder Metall. Powder Technol.,

(1979), 15(4), str. 301-305.

[20] Jones William David. Fundamental principles of powder metallurgy. E. Arnold, 1960.

[21] Narasimhan KS. Sintering of powder mixtures and the growth of ferrous powder

metallurgy. Materials Chemistry and Physics, (2001), 67(1), str. 56-65.

[22] German Randall M. Powder metallurgy science. Metal Powder Industries Federation

Princeton, NJ, 1984.

[23] Lawley Alan. Atomization: the production of metal powders. Metal Powder Industries

Federation Princeton, NJ, 1992.

[24] Walraedt J. Coldstream process - A New Powder Production Equipment. International

Journal of Powder Metallurgy, (1970), 2(3), str. 77-80.

[25] German Randall M. Powder injection molding. Cambridge Univ Press, 1990.

[26] Kulkarni PA, Bradley MSA, Farnish RJ. Segregation of metal powders. in Euro PM

2005: Powder Metallurgy Congress and Exhibition. 2005. European Powder

Metallurgy Association (EPMA).

[27] Höganäs. [svetovni splet]. Dostopno na WWW: http://www.hoganas.com/ [6. 1. 2015]

[28] Ecka Granules. [svetovni splet]. Dostopno na WWW: http://www.ecka-granules.com/

[6. 1. 2015].

[29] Pometon Powder. [svetovni splet]. Dostopno na WWW: http://www.pometon.com/ [6.

1. 2015].

[30] Petrova A. M., Stepichev A. V. Effect of carbon on volume changes during the

sintering of an iron-chromiuim material. Powder Metallurgy and Metal Ceramics,

(1998), 37(5-6), str. 270-273.

[31] Khraisat W., Nyborg L. Effect of carbon and phosphorus addition on sintered density

and effect of carbon removal on mechanical properties of high density sintered steel.

Materials Science and Technology, (2004), 20(6), str. 705-710.

http://www.hoganas.com/

http://www.ecka-granules.com/

http://www.pometon.com/


- 105 -

[32] Kaysser WA, Huppmann WJ, Petzow G. Analysis of dimensional changes during

sintering of Fe-Cu. Powder Metallurgy, (1980), 23(2), str. 86-91.

[33] DORST Technologies GmbH & Co. KG. [svetovni splet]. Dostopno na WWW:

http://www.dorst.de/ [6. 1. 2015].

[34] Li YY, Ngai Tungwai Leo, Zhang DT, Long Yan, Xia Wei. Effect of die wall

lubrication on warm compaction powder metallurgy. Journal of Materials Processing

Technology, (2002), 129(1), str. 354-358.

[35] Kennard F. Cold isostatic pressing. ASM International, Engineered Materials

Handbook., (1991), 4, str. 147-152.

[36] Larker Hans T, Larker Richard. Hot isostatic pressing. Materials Science and

Technology, (1991).

[37] Candela N., Velasco F., Martinez M. A., Torralba J. M. Influence of microstructure on

mechanical properties of molybdenum alloyed P/M steels. Journal of Materials

Processing Technology, (2005), 168(3), str. 505-510.

[38] Predki W., Miltenovic A. Influence of Hardening on the Microstructure and the Wear

Capacity of Gears Made of Fe1.5Cr0.2Mo Sintered Steel. Science of Sintering, (2010),

42(2), str. 183-191.

[39] Hennessey C. W., Caley W. F., Kipouros G. J., Bishop D. P. Development of a PM

aluminum alloy: Effect of post-sinter cooling conditions. International Journal of

Powder Metallurgy, (2006), 42(6), str. 39-50.

[40] Pieczonka T., Kazior J., Szewczyk-Nykiel A., Hebda M., Nykiel M. Effect of

atmosphere on sintering of Alumix 431D powder. Powder Metallurgy, (2012), 55(5),

str. 354-360.

[41] Kuczynski George C. Self-diffusion in sintering of metallic particles. Transactions of

the American Institute of Mining and Metallurgical Engineers, (1949), 185, str. 169-

178.

[42] Cabrera N. Note on surface diffusion in sintering of metallic particles. Transactions of

the American Institute of Mining and Metallurgical Engineers, (1950), 188, str. 667-

668.

[43] Herring Conyers. Effect of change of scale on sintering phenomena. Journal of

Applied Physics, (1950), 21(4), str. 301-303.

[44] Schwed P. Surface Diffusion in Sintering of Spheres on Planes. J. Metals (NY),

(1951), 3.

[45] Bockstiegel Gerhard. On the Rate of Sintering. J. Metals, (1956), 8.

http://www.dorst.de/


- 106 -

[46] Deiss P. Finishing processes in powder metallurgy. Powder Metallurgy, (1989), 32(4),

str. 277-284.

[47] Šori Marko, Verlak Tomaž, Glodež Srečko. Heat Treatment Effects on Static and

Dynamic Mechanical Properties of Sintered SINT D30 Powder Metal. Key

Engineering Materials, (2014), 592, str. 643-646.

[48] Šori Marko, Šuštaršič Borivoj, Glodež Srecko. Fatigue properties of sintered DIN

SINT-D30 powder metal before and after heat treatment. Materiali in tehnologije,

(2014), 48(6), str. 837-840.

[49] Beiss P. Steam treatment of sintered parts. Powder Metallurgy, (1991), 34(3), str. 173-

177.

[50] O'Brien R. C. Fatigue properties of P/M materials. SAE transactions, (1989), 97, str.

77-86.

[51] Sonsino CM, Mueller F, Mueller R. The improvement of fatigue behaviour of sintered

steels by surface rolling. International Journal of Fatigue, (1992), 14(1), str. 3-13.

[52] Chernenkoff RA, Mocarski S, Yeager DA. Increased fatigue strength of powder

forged connecting rods by optimised shot peening. International Journal of Powder

Metallurgy, (1995), 38(3), str. 196-200.

[53] Saritas S, Dogan C, Varol R. Improvement of fatigue properties of PM steels by shot

peening. Powder Metallurgy, (1999), 42(2), str. 126-130.

[54] Boland C. D., Bishop D. P., Hexemer R. L., Donaldson I. W. Development of an

Aluminum Pm Alloy for "Press-Sinter-Size" Technology. International Journal of

Powder Metallurgy, (2011), 47(1), str. 39-48.

[55] Chekroud S., Bois N., Cizeron G. Study of Structural and Mechanical-Behavior of Pm

Aluminum Iron-Alloys Produced by Sinter-Forging. Revue De Metallurgie-Cahiers D

Informations Techniques, (1994), 91(5), str. 707-719.

[56] Eksi A., Veltl G., Petzoldt F., Lipp K., Sonsino C. M. Tensile and fatigue properties of

cold and warm compacted Alumix 431 alloy. Powder Metallurgy, (2004), 47(1), str.

60-64.

[57] Bengtsson Sven, Fordén Linnéa, Johansson Pernilla, Dizdar Senad. Rolling contact

fatigue tests of selectively densified materials. ADVANCES IN POWDER

METALLURGY AND PARTICULATE MATERIALS, (2001), (10), str. 10-71.

[58] Rutz Howard G, Graham Amie H, Davala Alan B. Sinter-hardening P/M steels.

Advances in Powder Metallurgy and Particulate Materials, (1997), 1, str. 8.


- 107 -

[59] James W Brian. What is sinter-hardening. in Proceedings of International Conference

on Powder Metallurgy & Particulate Materials PM2TEC. 1998.

[60] Engstrom U. Evaluation of Sinter Hardening of Different P/M Materials. Advances in

Powder Metallurgy and Particulate Materials, (2000), 2(4/5), str. 5-147.

[61] Bocchini GF, Rivolta B, Silva G, Poggio E, Pinasco MR, Ienco MG. Microstructural

and mechanical characterisation of some sinter hardening alloys and comparisons with

heat treated PM steels. Powder metallurgy, (2004), 47(4), str. 343-351.

[62] Dlapka M., Danninger H., Gierl C., Klammer E., Weiss B., Khatibi G., Betzwar-Kotas

A. Fatigue Behaviour and Wear Resistance of Sinter-Hardening Steels. International

Journal of Powder Metallurgy, (2012), 48(5), str. 49-60.

[63] Polasik S. J., Williams J. J., Chawla N. Fatigue crack initiation and propagation of

binder-treated powder metallurgy steels. Metallurgical and Materials Transactions A,

(2002), 33(1), str. 73-81.

[64] Fordén Linnéa, Bengtsson Sven, Bergström Magnus. Comparison of high performance

PM gears manufactured by conventional and warm compaction and surface

densification. Powder metallurgy, (2005), 48(1), str. 10-12.

[65] Kabatova M., Dudrova E., Wronski A. S. Microcrack nucleation, growth, coalescence

and propagation in the fatigue failure of a powder metallurgy steel. Fatigue &

Fracture of Engineering Materials & Structures, (2009), 32(3), str. 214-222.

[66] Chawla N., Deng X. Microstructure and mechanical behavior of porous sintered steels.

Materials Science and Engineering: A, (2005), 390(1-2), str. 98-112.

[67] Danninger H., Spoljaric D., Weiss B. Microstructural features limiting the

performance of P/M steels. International Journal of Powder Metallurgy, (1997),

33(4), str. 43-53.

[68] Dorofeev Yu G., Baidala É S. Static strength of the teeth of powder metallurgy

planetary pinions for the Zhiguli automobile differential. Soviet Powder Metallurgy

and Metal Ceramics, (1985), 24(8), str. 644-647.

[69] Bengtsson Sven, Fordén Linnea, Dizdar Senad, Johansson Pernilla. Surface densified

P/M transmission gear. in World PM 2001. 2001. Ypsilanti, Michigan, USA.

[70] Lawcock Roger. Rolling Contact Fatigue of Surface Densified PM Gears. Gear

Solutions, (2006), (10), str. 28-43.

[71] Liu H. R., The Profile Calculation and the Best Fillet of Powder Metallurgical Gears,

in Frontier of Nanoscience and Technology, R. Chen, Editor. 2011, Trans Tech

Publications Ltd: Stafa-Zurich. str. 851-854.


- 108 -

[72] Cedergren J., Melin S., Lidström P. Numerical investigation of Powder Metallurgy

manufactured gear wheels subjected to fatigue loading. Powder Technology, (2005),

160(3), str. 161-169.

[73] Koide Takao, Maemori Takatoshi, Takemasu Teruie, Miyachika Kouitsu, Namba

Chiaki. Effects of Rolling on Load Bearing Capacity of Sintered Metal Gears. in

ASME 2007 International Design Engineering Technical Conferences and Computers

and Information in Engineering Conference. 2007. American Society of Mechanical

Engineers.

[74] Koide T, Ishizuka I, Takemasu T, Miyachika K, Oda S. Load bearing capacity of

surface-rolled sintered metal gears. International Journal of Automation Technology,

(2008), 2(5), str. 334-340.

[75] Sigl Lorenz S, Rau Günter, Krehl Michael. Properties of surface densified P/M gears.

in SAE World Congress. 2005. Detroit, Michigan, USA.

[76] Li Yuan-yuan, Ngai Tungwai Leo, Xiao Zhi-yu, Zhang Da-tong, Chen Wei-ping.

Study on mechanical properties of warm compacted iron-base materials. Journal of

Central South University of Technology, (2002), 9(3), str. 154-158.

[77] Engström U. New High-Performance PM Applications by Warm Compaction of

Densmix Powders. in Euro PM 2000. 2000. München, Nemčija.

[78] Larsson Mats, Andersson Michael, Höganäs AB, Rauch Peter, Alvier AG.

Compaction of a Helical PM Transmission Gear. in World Congress PM2014. 2014.

Orlando.

[79] Iron Höganäs. Steel powders for sintered components. Höganäs AB, Švedska: 2002.

[80] Unior Kovaška industrija d.d. [svetovni splet]. Dostopno na WWW:

http://www.unior.si/ [16. 12. 2014].

[81] Peterson JE, Small WM. Evaluation of metal powders using Arnold density meter and

Hall flowmeter. Powder metallurgy, (1994), 37(1), str. 37-41.

[82] Danninger Herbert, Frauendienst Gerald, Streb Klaus-Dieter, Ratzi Raimund.

Dissolution of different graphite grades during sintering of PM steels. Materials

Chemistry and Physics, (2001), 67(1), str. 72-77.

[83] ISO 6507. Metallic Materials: Vickers hardness test. International Standard

Organization, Ženeva, Švica, 2008.

[84] Cimos d.d. [svetovni splet]. Dostopno na WWW: http://www.cimos.eu/ [19. 1. 2015].

[85] Gillespie LaRoux K. Deburring and edge finishing handbook. Society of

Manufacturing Engineers, 1999.

http://www.unior.si/

http://www.cimos.eu/


- 109 -

[86] Wolfram Stephen. The MATHEMATICA® book, version 4. Cambridge university

press, 1999.

[87] Paris Paul C, Gomez Mario P, Anderson William E. A rational analytic theory of

fatigue. The trend in engineering, (1961), 13(1), str. 9-14.

[88] ASTM E 1820. Standard Test Method for Measurment of Fracture Toughness. ASTM

International, West Conshohocken, Pennsylvania, ZDA, 2001.

[89] Witt F. Joel. The equivalent energy method: An engineering approach to fracture.

Engineering Fracture Mechanics, (1981), 14(1), str. 171-187.

[90] Gerosa R, Rivolta B, Tavasci A, Silva G, Bergmark A. Crack initiation and

propagation in Chromium pre-alloyed PM-steel under cyclic loading. Engineering

Fracture Mechanics, (2008), 75(3), str. 750-759.

[91] Piotrowski George B, Deng Xin, Chawla Nikhilesh, Narasimhan Kalathur S, Marucci

Michael L. Fatigue-Crack Growth Of Fe-0. 85 Mo-2 Ni-01. 6 C Steels With A

Heterogeneous Microstructure. International Journal of Powder Metallurgy, (2005),

41(1), str. 31-41.

[92] Vojno-tehnični inštitut Beograd. [svetovni splet]. Dostopno na WWW:

http://www.vti.mod.gov.rs/ [8. 3. 2015].

[93] ISO 14556. Steel - Charpy V-notch pendulum impact test - Instrumented test method.

International Standard Organization, Ženeva, Švica, 2000.

[94] Drobne M, Vuherer Tomaž, Samardžić Ivan, Glodež S. Fatigue crack growth and

fracture mechanics analysis of a working roll surface layer material. Metalurgija,

(2014), 53(4), str. 481-484.

[95] Glodež Srečko, Šori Marko, Verlak Tomaž. A Computational Model for Bending

Fatigue Analyses of Sintered Gears. Journal of Mechanical Engineering, (2014),

60(10), str. 649-655.

[96] DIN ISO 14635. Zahnräder: FZG-Prüfverfahren. Deutsches Institut für Normung,

Berlin, 2005.

[97] Martin C. L. Elasticity, fracture and yielding of cold compacted metal powders.

Journal of the Mechanics and Physics of Solids, (2004), 52(8), str. 1691-1717.

[98] Glodež S, Šori M, Kramberger J. A statistical evaluation of micro‐crack initiation in

thermally cut structural elements. Fatigue & Fracture of Engineering Materials &

Structures, (2013), 36(12), str. 1298-1305.

[99] HBM. [svetovni splet]. Dostopno na WWW: http://www.hbm.com/ [18. 2. 2015].

http://www.vti.mod.gov.rs/

http://www.hbm.com/


- 110 -

[100] Šori Marko, Verlak Tomaž, Glodež Srečko. Numerical simulation of powder metal

compaction with Drucker-Prger cap model in a multi height component. in Euro PM

2013. 2013.

[101] Bocchini G. F., Canali A., Viganò M. Density Distribution of PM Parts with

Continuously Varying Compaction Thickness: Theoretical Evaluations and

Comparison with Practical Results. Euro PM 2014, (2014), str. 1-6.

[102] Bateni A, Parvin N, Ahmadi M. Density evaluation of powder metallurgy compacts

using in situ X-ray radiography. Powder Metallurgy, (2011), 54(4), str. 533-536.


- 111 -

BIBLIOGRAFIJA

Marko Šori

Osebna bibliografija za obdobje 2011-2015

ČLANKI IN DRUGI SESTAVNI DELI

1.01 Izvirni znanstveni članek

1. ŠUŠTARŠIČ, Borivoj, MEDVED, Jože, GLODEŽ, Srečko, ŠORI, Marko, KOROŠEC,

Albert. DSC/TG of Al-based alloyed powders for p/m applications = DSC/TG prahov na

osnovi Al primernih za P/M uporabo. Materiali in tehnologije, ISSN 1580-2949. [Tiskana

izd.], jul.-avg. 2014, letn. 48, št. 4, str. 531-536. http://mit.imt.si/Revija/. [COBISS.SI-ID

18068246]

2. ŠORI, Marko, ŠUŠTARŠIČ, Borivoj, GLODEŽ, Srečko. Fatigue properties of sintered

DIN SINT-D30 powder metal before and after heat treatment = Lastnosti sintranega

kovinskega prahu DIN SINT-D30 pri utrujanju pred toplotno obdelavo in po njej. Materiali in

tehnologije, ISSN 1580-2949. [Tiskana izd.], 2014, letn. 48, št. 6, str. 837-840, tabele, graf.

prikazi. http://mit.imt.si/Revija/. [COBISS.SI-ID 21045512]

3. ŠORI, Marko, VERLAK, Tomaž, GLODEŽ, Srečko. Heat treatment effects on static and

dynamic mechanical properties of sintered SINT D30 powder metal. V: 7th International

Conference on Materials Structure & Micromechanics of Fracture (MSMF-7), July 1-3, 2013,

Brno, Czech Republic. ŠANDERA, Pavel (ur.). Materials structure & micromechanics of

fracture VII : selected, peer reviewed papers from the 7th International Conference on

Materials Structure & Micromechanics of Fracture (MSMF-7), July 1-3, 2013, Brno, Czech

Republic, (Key engineering materials, ISSN 1013-9826, vol. 592-593). Zurich: Trans Tech

Publications, cop. 2014, vol. 592-593, str. 643-646, doi:

10.4028/www.scientific.net/KEM.592-593.643. [COBISS.SI-ID 20328456]

tipologija 1.08 -> 1.01


- 112 -

4. GLODEŽ, Srečko, ŠORI, Marko, VERLAK, Tomaž. A computational model for bending

fatigue analyses of sintered gears. Strojniški vestnik, ISSN 0039-2480, Oct. 2014, vol. 60, no.

10, str. 649-655, ilustr., doi: 10.5545/sv-jme.2014.1791. [COBISS.SI-ID 13722907]

5. GLODEŽ, Srečko, ŠORI, Marko, KRAMBERGER, Janez. Prediction of micro-crack

initiation in high strength steels using Weibull distribution. V: CARPINTERI, Andrea (ur.).

Crack Paths 2012, (Engineering Fracture Mechanics, ISSN 0013-7944, Vol. 108 (Aug.

2013)). [S. l.]: Elsevier, cop. 2013, vol. 108, str. 263-274, graf. prikazi, doi:

10.1016/j.engfracmech.2013.02.015. [COBISS.SI-ID 16783638]

tipologija 1.08 -> 1.01

6. GLODEŽ, Srečko, ŠORI, Marko, KRAMBERGER, Janez. A statistical evaluation of

micro-crack initiation in thermally cut structural elements. Fatigue & fracture of engineering

materials & structures, ISSN 8756-758X, 2013, vol. 32, issue 12, str. 1298-1305, doi:

10.1111/ffe.12068. [COBISS.SI-ID 16878358]

1.04 Strokovni članek

7. ŠUŠTARŠIČ, Borivoj, GODEC, Matjaž, DONIK, Črtomir, PAULIN, Irena, GLODEŽ,

Srečko, ŠORI, Marko, RATEJ, Milan, JAVORNIK, Nada. The influence of the morphology

of iron powder particles on their compaction in an automatic die = Vpliv morfologije delcev

železovega prahu na njegovo sposobnost za avtomatsko enoosno stiskanje. Materiali in

tehnologije, ISSN 1580-2949. [Tiskana izd.], 2015, letn. 49, št. 2, str. 303-309, ilustr.

http://mit.imt.si/Revija/izvodi/mit152/sustarsic.pdf. [COBISS.SI-ID 1130666]

8. ŠUŠTARŠIČ, Borivoj, PAULIN, Irena, GODEC, Matjaž, GLODEŽ, Srečko, ŠORI,

Marko, FLAŠKER, Jože, KOROŠEC, Albert, KORES, Stanislav, ABRAMOVIĆ, Goran.

Morphological and microstructural features of Al-based alloyed powders for powder-

metallurgy applications = Morfološke in mikrostrukturne značilnosti kovinskih prahov na

osnovi aluminija za izdelavo izdelkov po postopkih metalurgije prahov. Materiali in

tehnologije, ISSN 1580-2949. [Tiskana izd.], maj-jun. 2014, letn. 48, št. 3, str. 439-450, ilustr.

http://mit.imt.si/Revija/. [COBISS.SI-ID 20584456]


- 113 -

1.08 Objavljeni znanstveni prispevek na konferenci

9. ŠORI, Marko, VUHERER, Tomaž, GLODEŽ, Srečko. Determination of fracture

mechanics parameters of SINT D30 sintered steel. V: Euro PM2014 proceedings, the

Messezentrum Salzburg, Austria, 21-24 September 2014. Shrewsbury: European Powder

Metallurgy Association, cop. 2014, str. 1-5, ilustr. [COBISS.SI-ID 20920072]

10. ŠORI, Marko, VERLAK, Tomaž, GLODEŽ, Srečko. Determination of bending strength

of sintered spur gear made of SINT D30 powder metal. V: International Gear conference 2014

: 26-28 August 2014, Lyon Villeurbanne, France : [conference proceedings]. Amsterdam

[etc.]: Woodhead Publishing, 2014, zv. 2, str. 681-688, ilustr. [COBISS.SI-ID 20904712]

11. ŠORI, Marko, VERLAK, Tomaž, GLODEŽ, Srečko. Numerical simulation of powder

metal compaction with Drucker-Prager cap model in a multi height component. V: Euro

PM2013 congress & exhibition : proceedings : 15-18 September 2013, Svenska Mässan, the

Swedish Exhibition and Congress Centre, Gothenburg, Sweden. Vol. 2. Shrewsbury:

European Powder Metallurgy Association, cop. 2013, str. 7-11, graf. prikazi. [COBISS.SI-ID

20099848]

12. ŠORI, Marko, GLODEŽ, Srečko, FEVŽER, Uroš. A statistical evaluation of micro-crack

initiation and growth in thermally cut structural elements. V: CARPINTERI, Andrea (ur.).

Proceedings of the 4th International conference on Crack paths (CP 2012), Gaeta (Italy), 19-

21 September, 2012. [Gaeta: s. n.], 2012, str. 457-464. [COBISS.SI-ID 19473160]

1.12 Objavljeni povzetek znanstvenega prispevka na konferenci

13. ŠUŠTARŠIČ, Borivoj, GODEC, Matjaž, GLODEŽ, Srečko, ŠORI, Marko, RATEJ,

Mitja, JAVORNIK, Nada. The influence of iron powder particles morphology on its ability

for automatic die compaction. V: 22. mednarodna konferenca o materialih in tehnologijah,

20.-22. oktober 2014, Portorož, Slovenija. GODEC, Matjaž (ur.), et al. Program in knjiga

povzetkov = Program and book of abstracts. Ljubljana: Inštitut za kovinske materiale in

tehnologije, 2014, str. 227. [COBISS.SI-ID 18251030]

14. VERLAK, Tomaž, ŠORI, Marko, GLODEŽ, Srečko. Numerical simulation of compaction

process of sintered double height gears. V: 22. mednarodna konferenca o materialih in

tehnologijah, 20.-22. oktober 2014, Portorož, Slovenija. GODEC, Matjaž (ur.), et al. Program

in knjiga povzetkov = Program and book of abstracts. Ljubljana: Inštitut za kovinske

materiale in tehnologije, 2014, str. 243. [COBISS.SI-ID 20911368]


- 114 -

15. ŠORI, Marko, VERLAK, Tomaž, GLODEŽ, Srečko. Heat treatment effects on static and

dynamic mechanical properties of sintered SINT D30 powder metal. V: 7th International

Conference on Materials Structure & Micromechanics of Fracture, MSMF7, Brno, Czech

Republic, July 1-3, 2013. ŠANDERA, Pavel (ur.). Abstract booklet. Brno: Brno University of

Technology, cop. 2013, str. 154. [COBISS.SI-ID 19974408]

16. ŠORI, Marko, ŠUŠTARŠIČ, Borivoj, GLODEŽ, Srečko. Fatigue properties of sintered

powder metal DIN SINT D-30 before and after heat treatment. V: 21. Mednarodna konferenca

o materialih in tehnologijah, 13.-15. november 2013, Portorož = 21st International

Conference on Materials and Technology, 13-15 November 2013, Portorož, Slovenia.

GODEC, Matjaž (ur.), et al. Program in knjiga povzetkov = Program and book of abstracts.

Ljubljana: Inštitut za kovinske materiale in tehnologije, 2013, str. 172.

http://icmt21.imt.si/fileadmin/dokumenti/21._konferenca/Book_of_Abstracts_21_ICM_T.pdf.

[COBISS.SI-ID 17326870]

17. ŠUŠTARŠIČ, Borivoj, PAULIN, Irena, GODEC, Miha, GLODEŽ, Srečko, ŠORI, Marko,

FLAŠKER, Jože, KOROŠEC, Albert. Morphological and microstructural features of Al-

based alloyed powders for powder metallurgy applications. V: 21. Mednarodna konferenca o

materialih in tehnologijah, 13.-15. november 2013, Portorož = 21st International Conference

on Materials and Technology, 13-15 November 2013, Portorož, Slovenia. GODEC, Matjaž

(ur.), et al. Program in knjiga povzetkov = Program and book of abstracts. Ljubljana: Inštitut

za kovinske materiale in tehnologije, 2013, str. 183.



18. ŠUŠTARŠIČ, Borivoj, MEDVED, Jože, GLODEŽ, Srečko, ŠORI, Marko, KOROŠEC,

Albert. DSC/TG of Al-based powder for P/M applications. V: 21. Mednarodna konferenca o

materialih in tehnologijah, 13.-15. november 2013, Portorož = 21st International Conference

on Materials and Technology, 13-15 November 2013, Portorož, Slovenia. GODEC, Matjaž

(ur.), et al. Program in knjiga povzetkov = Program and book of abstracts. Ljubljana: Inštitut

za kovinske materiale in tehnologije, 2013, str. 184.




- 115 -

19. ŠORI, Marko, GLODEŽ, Srečko, FEVŽER, Uroš. Determination of micro-crack initiation

and growth in thermally cut structural components. V: Fifth International Conference on

Engineering Failure Analysis, Hilton Hotel, The Hague, The Netherlands, 1-4 July 2012.

ICEFA V : abstract. [S. l.]: Elsevier, 2012, [1] str. [COBISS.SI-ID 19258888]

MONOGRAFIJE IN DRUGA ZAKLJUČENA DELA

2.11 Diplomsko delo

20. ŠORI, Marko. Dimenzioniranje polžnega gonila za pogon sledilnika sonca : diplomsko

delo univerzitetnega študijskega programa Strojništvo. Maribor: [M. Šori], 2011. XIV, 73 f.,

ilustr. http://dkum.uni-mb.si/IzpisGradiva.php?id=19725. [COBISS.SI-ID 15447062]

2.13 Elaborat, predštudija, študija

21. GLODEŽ, Srečko, ŠORI, Marko, GÖNCZ, Péter. Določitev nosilnosti vijačnih zvez

HSX-1, HSX-2 in HSX-3. Maribor: Fakulteta za strojništvo, Laboratorij za vrednotenje

konstrukcij, Inštitut za konstrukterstvo in oblikovanje, 2013. 15 str., graf. prikazi.


22. GLODEŽ, Srečko, ŠORI, Marko. Kontrolni geometrijski izračuni reduktorjev i=1365 in

i=1820. Maribor: Fakulteta za strojništvo, Laboratorij za vrednotenje konstrukcij, Inštitut za

konstrukterstvo in oblikovanje, 2013. 14 str., graf. prikazi. [COBISS.SI-ID 17188886]

23. GLODEŽ, Srečko, ŠORI, Marko. Merjenje medosnih razdalj reduktorjev i=1365 in

i=1820. Maribor: Fakulteta za strojništvo, Laboratorij za vrednotenje konstrukcij, Inštitut za

konstrukterstvo in oblikovanje, 2013. 4 str., graf. prikazi. [COBISS.SI-ID 17189398]

Izpis bibliografskih enot: vse bibliografske enote

Izbrani format bibliografske enote: ISO 690

Vir bibliografskih zapisov: Vzajemna baza podatkov COBISS.SI/COBIB.SI, 25. 5. 2015


- 116 -


- 117 -

ŽIVLJENJEPIS

OSEBNI PODATKI

Ime in priimek: MARKO ŠORI

Izobrazba: univerzitetni diplomirani inženir strojništva

Datum in kraj rojstva: 3. 9. 1987, Ptuj

Državljanstvo: Slovensko

Naslov: Mihovce 58, 2326 Cirkovce, Slovenija

IZOBRAŽEVANJE

2011 – 2015 podiplomski (direktni doktorski) študij

Fakulteta za strojništvo, Univerza v Mariboru

2006 – 2011 dodiplomski (univerzitetni) študij

Fakulteta za strojništvo, Univerza v Mariboru

2002 – 2006 gimnazijski maturant

Gimnazija Ptuj

DELOVNE IZKUŠNJE

2011 – 2015 mladi raziskovalec

Fakulteta za naravoslovje in matematiko, Univerza v Mariboru

RAČUNALNIŠKA ZNANJA

Microsoft Office, KISSsoft, SolidWorks, Catia V5, Corel Draw,

Wolfram Mathematica, Simulia Abaqus

TUJI JEZIKI

angleščina: aktivno

nemščina: pasivno

RAZNO

2002 – 2011 Zoisov štipendist

2010 – 2012 Sodelovanje na projektu Formula Student

UNIVERZA V MARIBORU

FAKULTETA ZA STROJNIŠTVO

IZJAVA DOKTORSKEGA KANDIDATA

Podpisani Marko ŠORI, vpisna številka S3000351

izjavljam,

da je doktorska disertacija z naslovom: Računski model za ugotavljanje upogibne trdnosti

sintranih zobnikov

rezultat lastnega raziskovalnega dela,

da predložena disertacija v celoti ali v delih ni bila predložena za pridobitev

kakršnekoli izobrazbe po študijskem programu druge fakultete ali univerze,

da so rezultati korektno navedeni in

da nisem kršil-a avtorskih pravic in intelektualne lastnine drugih.

Maribor, 24. 06. 2015 Podpis: ___________________________

Documents

RAČUNSKI MODEL ZA UGOTAVLJANJE UPOGIBNE ...Metalurgija prahov je že dodobra uveljavljen proizvodni proces v industrijah z velikoserijsko proizvodnjo. V avtomobilski industriji so