3.3. ÎNCĂLZIREA ŞI RĂCIREA

MATERIALELOR METALICE

3.3.1. Încălzirea

Scopul încălzirii materialelor metalice, în vederea forjării sau matriţării, îl

constituie îmbunătăţirea deformabilităţii, respectiv a forjabilităţii, acestor materiale.

Forjabilitatea, în acest caz, se îmbunătăţeşte atât prin mărirea plasticităţii, cât şi prin

micşorarea rezistenţei la deformarea plastică. Condiţiile de care trebuie ţinut seama la

stabilirea timpului şi a vitezei de încălzire se referă pe de o parte la consumurile

energetice, productivitate şi preţ de cost, iar pe de altă parte la mărimea tensiunilor termice

care se creează în timpul încălzirii şi care acţionează în sensul distrugerii integrităţii

materialului metalic. La rândul lor atât consumurile energetice, productivitatea şi preţul de

cost, cât şi tensiunile termice şi riscul de distrugere a integrităţii materialului metalic, sunt

dependente de viteza de încălzire. Pe măsura creşterii vitezei de încălzire se micşorează

consumurile energetice şi preţul de cost, dar creşte diferenţa de temperatură din interiorul

lingourilor sau al semifabricatelor supuse încălzirii, inclusiv valoarea tensiunilor termice şi

tendinţa materialului metalic de a-şi distruge integritatea.

3.3.1.1. Variante de încălzire

Pentru stabilirea unui echilibru între costurile încălzirii şi capacitatea materialului

metalic de a-şi menţine integritatea, sub acţiunea tensiunilor termice, principalul criteriu

de care trebuie ţinut seama îl constituie raportul dintre viteza de încălzire şi grosimea

semifabricatelor sau a lingourilor supuse încălzirii, inclusiv plasticitatea şi

conductibilitatea termică a acestora. La rândul său viteza de încălzire este condiţionată de

schimbul de căldură dintre cuptor şi încărcătură şi de capacitatea materialului metalic de a-

şi menţine integritatea sub acţiunea tensiunilor termice, care se creează în timpul încălzirii.

În funcţie de cei doi factori, cu tendinţe contradictorii, viteza de încălzire se clasifică în:

viteză realizabilă şi viteză admisibilă. Prin viteză realizabilă, în acest context, se înţelege

viteza maximă de încălzire care poate fi obţinută, fără a ţine seama de mărimea şi efectul

tensiunilor termice, iar prin viteză admisibilă – viteza maximă de încălzire pe care o

suportă materialul metalic fără a-şi distruge integritatea din cauza tensiunilor termice. În

mod similar se clasifică şi timpul de încălzire în: timp realizabil şi timp admisibil.

Pentru alegerea vitezei de încălzire, între realizabilă sau admisibilă, şi a variantei

de incălzire, cu sau fără restricţii de viteză, condiţia de care trebuie ţinut seama o

constituie diferenţa de temperatură care se creează în interiorul lingourilor sau al

semifabricatelor şi care condiţionează mărimea tensiunilor termice. Spre exemplificare în

figura 3.23 se prezintă variaţia vitezei şi a timpului total de încălzire, în intervalul de

temperaturi 20-12000C, în funcţie de grosimea semifabricatelor din oţel nealiat şi

temperatura cuptorului la încărcare.

Din figura 3.23 se observă că pe

măsura ridicării temperaturii cuptorului la

încărcare, adică a intensificării schimbului

de căldură dintre cuptor şi încărcătură,

creşte viteza de incălzire şi, evident, se

micşorează timpul. Astfel pentru

semifabricatele cu diametrul de 50mm prin

ridicarea temperaturii cuptorului la

încărcare de la 1200 la 15000C viteza de

încălzire, în intervalul 20-12000C, creşte

de la 66 la 4000C/min, iar timpul se

micşorează de la 18 la 3min. Această

viteză, dependentă de grosimea

semifabricatului şi temperatura cuptorului

la încărcare, reprezintă viteza realizabilă.

Întrucât mărirea vitezei şi scurtarea

timpului de încălzire sunt benefice pentru

productivitate, consumuri energetice şi

preţ de cost, la prima vedere, s-ar părea că

pentru eficientizarea încălzirii trebuie

mărită temperatura cuptorului la încărcare şi adoptată viteza realizabilă. În realitate

ridicarea temperaturii cuptorului la încărcare şi efectuarea încălzirii cu viteza realizabilă

sunt posibile numai pentru semifabricatele subţiri şi lingourile mici, la care diferenţa de

temperatură din interiorul acestora şi tensiunile termice nu depăşesc valorile admise.

Pentru semifabricatele şi lingourile de grosimi mijlocii şi mari, la care viteza admisibilă

este mai mică decât viteza realizabilă, se reduce temperatura cuptorului la încărcare, iar

încălzirea se execută după un grafic.

În figura 3.23 se prezintă curbele de variaţie a temperaturii şi a diferenţei de

temperatură dintre zonele periferică şi centrală ale semifabricatelor cu grosimi diferite

încărcate în cuptorul încălzit la 12000C.

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20min

0C

1

2

3

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180min

0C

1

2

3

a b

Figura 3.24. Variaţia temperaturii şi a diferenţei de temperatură în cazul încălzirii

semifabricatelor din oţel nealiat cu grosimi diferite.

a. d=50mm, b. d=500mm, 1- temperatura la suprafaţa semifabricatului,

2- temperatura în axa semifabricatului, 3- diferenţa de temperatură

Având în vedere că până la 2000C diferenţa de temperatură este admisă pentru

toate materialele metalice forjabile şi poate fi mărită până la 350 şi chiar 4000C în cazul

celor cu plasticitate ridicată, din figura 3.24, a rezultă că semifabricatele cu d ≤50mm pot

fi încălzite fără grafic, indiferent de felul materialului metalic. În acest caz temperatura

cuptorului la încărcare se adoptă egală cu temperatura finală de încălzire, sau mai mare cu

Figura 3.23. Viteza şi timpul de încălzire în funcţie

de grosimea semifabricatului şi temperatura

cuptorului la încărcare

S, mm t,

min

v,

0C

/min

40-600C, iar viteza de încălzire va fi egală cu cea realizabilă. Tot fără grafic pot fi încălzite

şi semifabricatele cu d=500mm din materiale metalice cu plasticitate ridicată.

La încălzirea semifabricatelor cu d >500mm şi a lingourilor de mărime mijlocie

sau mare, diferenţa de temperatură, din interiorul acestora poate depăşi valorile admise, iar

depăşirea va fi cu atât mai mare cu cât este mai mare grosimea semifabricatului sau masa

lingoului.

În figura 3.25 se prezintă curbele de variaţie a temperaturii, în zonele centrală şi

periferică, inclusiv curba de

variaţie a diferenţei de

temperatură, în cazul încălzirii

fără grafic a unui lingou din oţel

nealiat, cu masa de 45t şi

diametrul mediu de 1450mm,

încărcat în cuptorul încălzit în

prealabil la 12000C. Se observă

că, în acest caz, diferenţa de

temperatură, în interiorul

lingoului, depăşeşte 6000C.

Micşorarea diferenţei de

temperatură şi a riscului de

fisurare sau crăpare a

semifabricatelor groase şi a

lingourilor de mărime mijlocie

sau mare sunt posibile numai prin reducerea schimbului de căldură dintre cuptor şi

încărcătură, adică prin coborârea temperaturii cuptorului la încărcare şi efectuarea

încălzirii după un grafic cu una sau două trepte de încălzire, figura 3.26.

În figura 3.26 se prezintă curbele de variaţie a temperaturii şi a diferenţei de

temperatură la încălzirea cu grafic, în două variante, a unui lingou cu diametrul de

1450mm turnat dintr-un oţel nealiat.

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30ore

0C

1

2

4

3

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30 33 36 39ore

0C

1

2 4

3

a b

Figura 3.26. Variante de încălzire a lingourilor mari [17]

a. grafic cu o treaptă, b. grafic cu două trepte

1. temperatura cuptorului, 2. temperatura la suprafaţa lingoului,

3. temperatura în axa lingoului, 4. diferenţa de temperatură

Din comparaţia figurilor 3.25 şi 3.26 rezultă că în cazul coborârii temperaturii

cuptorului la încărcare diferenţa de temperatură din interiorul lingourilor scade simţitor, în

schimb timpul de încălzire creşte cu până la dublu şi chiar mai mult, comparativ cu

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20ore

0C

1

2

3

Figura 3.25. Variaţia temperaturii şi a diferenţei de

temperatură la încălzirea fără grafic a unui lingou cu

masa de 45t

1. temperatura suprafeţei, 2. temperatura miezului,

3. diferenţa de temperatură

încălzirea fără grafic. De asemenea se mai observă că în cazul încălzirii după un grafic cu

două trepte valorile maxime ale diferenţei de temperatură sunt mai mici şi se deplasează

spre dreapta, adică spre domeniile de temperatură în care plasticitatea oţelului este mai

mare şi riscul de fisurare mai mic. Rezultă că, dintre cele trei variante descrise mai sus,

pentru înlăturarea riscului de fisurare sau crăpare, a lingourilor mari din materiale metalice

cu plasticitate redusă, varianta de încălzire după un grafic cu două trepte reprezintă

varianta cea mai sigură.

Pe lângă cele trei variante de încălzire, descrise mai sus, în practică, se mai

întâlneşte şi varianta încălzirii lingourilor semicalde, lingouri la care temperatura miezului

se situează cu 50-1000C sub temperatura curbei solidus. În acest caz imediat după

stripare, aidcă după extragerea din lingotieră, lingoul se introduce în cuptorul încălzit la

temperatura de încălzire a materialului metalic sau mai sus cu 40-600C.

Alura curbelor de variaţie a temperaturilor şi a diferenţei de temperatură la

încălzirea lingourilor semicalde este similară cu cea din figura 3.27.

La începutul perioadei de

încălzire, în timp ce temperatura

suprafeţei creşte, temperatura

miezului, fiind mai ridicată decât a

suprafeţei, scade. Răcirea miezului,

simultan cu încălzirea suprafeţei,

conduce la uniformizarea

temperaturii şi anularea tensiunilor

termice. După uniformizarea

temperaturii suprafaţa se încălzeşte

mai repede decât miezul şi apare din

nou o diferenţă de temperatură dar cu

semnul schimbat şi cu valori reduse.

Micşorarea diferenţei de

temperatură, după anulare, şi valorile

reduse ale tensiunilor termice permit

ca lingourile semicalde să poată fi

încălzite fără restricţii de viteză. În

consecinţă lingourile semicalde nu

necesită grafic de încălzire şi pot fi încărcate în cuptorul încălzit la temperatura finală de

încălzire, indiferent de mărimea lingoului şi felul materialului metalic. Pe lângă avantajul

micşorării timpului de încălzire cu cca 50% şi chiar mai mult, precum şi al reducerii

tensiunilor termice sub valoarea limitei admisibile, această variantă prezintă şi

dezavantajul necesităţii de sincronizare a fluxurilor din secţiile de oţelărie şi forjă.

3.3.1.2. Timpul şi graficul de încălzire

Din punctul de vedere al preţului de cost şi al riscului de fisurare ori crăpare a

lingourilor sau a semifabricatelor, datorită tensiunilor termice care apar în timpul

încălzirii, materialele metalice pot fi împărţite în următoarele grupe:

I. Materiale metalice care pot fi încălzite fără grafic şi care, pentru efectuarea

operaţiei de încălzire, necesită cele mai mici costuri.

II. Materiale metalice care trebuie încălzite după un grafic de încălzire cu o treaptă.

III. Materiale metalice care necesită un grafic de încălzire cu două trepte.

Figura 3.27. Variaţia temperaturii şi a diferenţei de

temperatură la încălzirea lingourilor semicalde

1. temperatura cuptorului,

2. temperatura lingoului în zona periferică,

3. temperatura lingoului în zona centrală,

4. diferenţa de temperatură

În cazul oţelurilor din prima grupă fac parte oţelurile nealiate şi cele slab şi mediu

aliate cu plasticitate ridicată şi cu grosimea lingourilor sau a semifabricatelor sub

600-700mm.

În grupa a II-a intră: oţelurile din grupa a I-a la care grosimea lingourilor depăşeşte

600-700mm, oţelurile aliate cu plasticitate medie şi grosimea lingourilor sau a

semifabricatelor sub 600mm precum şi cele aliate cu plasticitate redusă şi grosimea

lingourilor sau a semifabricatelor sub 300mm.

Din grupa a III-a fac parte oţelurile aliate cu plasticitate medie şi grosimea

lingourilor mai mare de 600mm, oţelurile aliate cu plasticitate redusă şi grosimea

lingourilor sau a semifabricatelor peste 300mm, precum şi cele cu plasticitate foarte mică,

cum sunt de exemplu oţelurile rapide, cu grosimea lingourilor şi semifabricatelor mai mare

de 100mm.

Timpul de încălzire dependent de grosimea lingoului sau a semifabricatului,

inclusiv modul de încărcare a cuptorului, unitară sau în vrac, se calculează cu relaţia (3.2)

valabilă pentru încărcarea unitară, adică a unui singur lingou sau semifabricat, şi încălzirea

fără grafic.

ddt 10 (3.2)

În relaţia (3.2) timpul se măsoară în ore iar diametrul în m.

Temperatura cuptorului la încălzirea fără grafic se adoptă egală cu temperatura

finală de încălzire sau mai mare cu 40-600C.

Pentru oţelurile din grupa a doua timpul total de încălzire se majorează cu 40-50%

comparativ cu timpul calculat cu formula (3.2). Temperatura cuptorului la încărcare,

pentru oţeluri, se adoptă în intervalul 700-8000C şi se ridică până la temperatura finală de

încălzire după un grafic similar cu cel din figura 3.28.

În figura 3.28, ca şi în cazul

general al graficelor de încălzire cu

o treaptă, 321 ttt iar

tttt 321 . Cu alte cuvinte cele

trei perioade din graficele de

încălzire cu o treaptă sunt

aproximativ egale între ele. Alura

curbelor de variaţie a temperaturii

la suprafaţă şi în axa lingourilor

sau a semifabricatelor, precum şi a

curbei de variaţie a diferenţei de

temperatură, este asemănătoare cu

alura curbelor din figura 3.26, a cu

deosebirea că, din cauza majorării

timpului de menţinere constantă a

temperaturii de încărcare a

cuptorului şi a timpului de ridicare

a temperaturii acestuia la temperatura finală de încălzire, valorile maxime ale diferenţei de

temperatură, în cazul figurii 3.28, se deplasează spre dreapta, ceea ce este mai benefic din

punctul de vedere al tensiunilor termice.

În cazul oţelurilor din grupa a III-a timpul total de încălzire se majorează cu un

multiplu de 1,8-2,0, comparativ cu timpul calculat cu formula (3.2), iar temperatura

cuptorului la încărcare, adică temperatura primei trepte, v. figura 3.29, se adoptă în

oe

ore

Figura 3.28. Graficul de încălzire cu o treaptă

0C

limitele 250-5000C, în funcţie de mărimea lingourilor şi plasticitatea oţelurilor. Evident că

valorile minime se adoptă pentru lingourile mari şi oţelurile cu plasticitate redusă.

Temperatura celei de a doua treaptă variază în limite mai restrânse, 750-8500C.

Valoarea timpilor celor cinci perioade ale graficului din figura 3.29, dependentă de

timpul total de încălzire, se

adoptă în limitele: t1=(0,10-

0,20)t, t2=(0,25-0,35)t, t3=(0,15-

0,25)t, t4=(0,150-0,25)t şi

t5=(0,20-0,30)t. Pentru timpul

total t se adoptă timpul obţinut cu

formula (3.2) şi majorat cu 1,8-

2,0.

În secţiile de forjă care au

în dotare şi cuptoare rotative

treptele de încălzire se realizează

prin programul de funcţionare al

cuptorului, program stabilit în

funcţie de felul şi mărimea

încărcăturii.

Cele de mai sus, cu privire la timpul de încălzire, se referă la încărcarea unitară a

cuptorului, adică încărcarea cuptorului cu un singur lingou sau semifabricat. În cazul

încărcării în vrac, respectiv a încărcării mai multor lingouri sau semifabricate, timpul total

de încălzire, calculat cu formula (3.2), se majorează cu un coeficient k, a cărui valoare este

dependentă de distanţa dintre lingouri sau semifabricate, tabelul 3.1.

Tabelul 3.1. Valorile coeficientului K

Pentru metalele şi aliajele neferoase, care, de regulă, se toarnă în lingouri mici şi

mijlocii, timpul şi varianta de încălzire se stabilesc, după aceleaşi reguli, în funcţie de

plasticitatea acestora şi de mărimea lingourilor, respectiv grosimea semifabricatelor.

3.3.2. Răcirea

La răcirea materialelor metalice, după deformarea plastică la cald, în interiorul

acestora se creeează o diferenţă de temperatură, diferenţă care uneori poate depăşi limitele

admise. Alura curbelor de variaţie a temperaturii din zonele centrală şi periferică ale

Figura 3.29. Graficul de încălzire cu două trepte

ore

0C

semifabricatelor sau pieselor, în timpul răcirii după deformarea plastică la cald, inclusiv a

diferenţei de temperatură şi a tensiunilor termice, este similară cu alura curbelor din

figura 3.30.

În intervalul a-b, figura

3.30, a, temperatura miezului

rămâne aproximativ constantă,

iar diferenţa de temperatură

dintre zona centrală şi zona

periferică, a semifabricatelor sau

a pieselor care se răcesc după

deformarea platică la cald, creşte

de la zero la maxim. Proporţional

cu creşterea diferenţei de

temperatură cresc şi tensiunile

termice care acţionează în sensul

întinderii zonei periferice şi

comprimării zonei centrale.

Urmare a acestor tensiuni zona

periferică se deformează plastic

prin întindere, sau îşi distruge

integritatea dacă valoarea

tensiunilor termice depăşeşte

valoarea limitei de curgere a

materialului metalic. În

momentul marcat prin punctul b

începe răcirea miezului şi

micşorarea diferenţei de

temperatură. Simultan cu

micşorarea diferenţei de temperatură se micşorează şi tensiunile termice, iar în momentul

marcat prin punctul c aceste tensiuni se anulează. Anularea tensiunilor în punctul c se

datorează deformării plastice a zonei periferice, în intervalul a-b. Din cauza acestei

deformări perimetrul interior al zonei periferice, dilatat mai puţin şi alungit prin deformare

plastică, devine egal cu perimetrul exterior al zonei centrale, zonă în care valorile

temperaturii şi ale dilatării sunt mai mari. În continuare în intervalul c-d diferenţa de

volum reapare deoarece zona periferică, a cărei temperatură se apropie de temperatura

mediului ambiant, se răceşte mai încet decât zona centrală. Urmare a diferenţei de

temperatură şi volum reapar şi tensiunile termice, dar cu semn schimbat, adică în zona

periferică, curba s, acţionează tensiuni de comprimare, iar în zona centrală, curba m,

acţionează tensiuni de întindere. Mărimea acestor tensiuni la sfârşitul răcirii, punctul d,

este aproximativ egală cu mărimea celor din punctul b.

Din cele de mai sus rezultă că, la răcirea după deformarea plastică la cald, mărimea

tensiunilor termice şi a riscului de fisurare sau crăpare a materialului metalic sunt

dependente de diferenţa de temperatură care se creează în prima perioadă a procesului de

răcire, intervalul a-c, figura 3.30. De aceea pentru prevenirea riscului de fisurare sau

crăpare a materialului metalic răcirea după forjare trebuie efectuată cu viteză încetinită

numai în prima perioadă. În a doua perioadă, intervalul c-d, când tensiunile termice nu mai

pot fi micşorate, deoarece mărimea lor depinde de gradul de deformare plastică prin

intindere a zonei periferice în intervalul a-c, iar viteza de răcire se micşorează de la sine,

prelungirea timpului de răcire este inutilă.

Figura 3.30. Variaţia temperaturii şi a diferenţei de

temperatură, inclusiv a tensiunilor termice,

în timpul răcirii materialelor metalice după deformarea

plastică la cald.

1. temperatura miezului, 2. temperatura suprafeţei,

3. diferenţa de temperatură

a)

b)

3.5. FORJAREA

Forjarea, ca procedeu de prelucrare a materialelor metalice prin lovire sau presare,

se caracterizează prin aceea că în timpul deformării plastice curgerea materialului se

produce liber în cel puţin una din cele trei direcţii posibile. Pe lângă modificarea formei şi

dimensiunilor semifabricatului iniţial prin forjare se realizează şi îmbunătăţirea

caracteristicilor mecanice şi tehnologice ale produselor obţinute, piese sau semifabricate.

Operaţiile de bază în cazul forjării sunt: refularea, întinderea, găurirea, îndoirea, răsucirea

şi sudarea.

3.5.1. Refularea

Refularea reprezintă operaţia prin care se realizează mărirea dimensiunilor

transversale ale semifabricatului în detrimentul lungimii. Această operaţie poate fi

executată la ciocane, prese sau maşini orizontale, fie pe întreaga lungime, fie numai pe una

sau mai multe porţiuni din lungimea semifabricatului. În cazul refulării pe întreaga

lungime sculele folosite pot fi: plane, profilate sau mixte, iar în cazul refulării pe una sau

mai multe porţiuni refularea se execută în matriţe.

La folosirea sculelor plane, figura 3.72, a, datorită stării de tensiune şi influenţei

ponderate a forţelor de frecare exterioară T, neuniformitatea deformaţiei, stabilitatea

semifabricatului şi forţa P necesară refulării au valori medii.

a b c d

Fig. 3.72. Variante de execuţie a refulării.

În cazul refulării între scule profilate concav, figura 3.72, b, valorile forţei P şi ale

neuniformităţii deformaţiei sunt maxime, în schimb stabilitatea lingoului sau a

semifabricatului între cele două scule, berbec şi nicovală, este foarte bună.

Refularea între scule profilate convex, figura 3.72, c, conduce la micşorarea forţei

de deformare plastică şi a neuniformităţii deformaţiei, dar reduce stabilitatea

semifabricatului pe nicovală şi măreşte dificultăţile de forjare.

La refularea între scule mixte, berbecul profilat şi nicovala plană, figura 3.72, d,

forţa necesară şi neuniformitatea deformaţiei se micşorează, iar stabilitatea

semifabricatului se menţine la valorile realizabile cu scule plane.

Refularea în matriţe se întâlneşte numai în cazul pieselor cu diferenţe mari de

secţiune de-a lungul axei longitudinale.

Ca aplicabilitate refularea se întâlneşte în următoarele cazuri:

- operaţie prealabilă în vederea găuririi semifabricatelor destinate obţinerii pieselor de

formă inelară sau tubulară.

- operaţie finală în cazul forjării pieselor de forma unui disc sau a pieselor scunde, cu

înălţimea mai mică decât diametrul.

- operaţie prealabilă pentru îngroşarea secţiunii transversale a semifabricatelor, în una sau

mai multe porţiuni, în vederea matriţării pieselor cu diferenţe mari de secţiune de-a

lungul axei longitudinale.

Pentru ca refularea să decurgă în mod normal sunt necesare a fi respectate

următoarele condiţii:

- înălţimea H a semifabricatului iniţial să nu fie mai mare de trei diametre. Dacă raportul

/ 3,0H D semifabricatul flambează (se curbează) în timpul refulării şi necesită

operaţii suplimentare de îndreptare.

- înainte de refulare lingourile şi semifabricatele poligonale trebuiesc rotunjite,

nerespectarea acestei condiţii măreşte neuniformitatea deformaţiei şi favorizează

apariţia fisurilor şi crăpăturilor longitudinale.

- temperatura de refulare să fie cât mai ridicată, întrucât dintre toate operaţiile de forjare

refularea necesită cea mai mare forţă.

După modul în care decurge deformarea plastică şi după felul stării de tensiune,

refularea poate fi cu deformare uniformă şi tensiuni omogene sau cu deformare

neuniformă şi tensiuni neomogene.

3.5.1.1. Refularea cu deformare uniformă

Prin refulare cu deformare uniformă se înţelege refularea la care deformarea

plastică se produce sub influenţa stării de

tensiune omogenă, adică tensiuni de

acelaşi fel, iar gradul de deformare plastică

locală pe înălţime l este egal cu gradul de

deformare totală t .

În figura 3.73 se prezintă starea de

tensiune la refularea cu deformare

uniformă, inclusiv forma şi dimensiunile

semifabricatului cilindric, înainte şi după

refulare.

Pentru ca la refulare deformarea

plastică să se producă uniform este necesar

ca semifabricatul să fie omogen şi uniform

încălzit, iar forţele de frecare dintre scule

şi semifabricat, numite şi forţe de frecare exterioară, să fie nule. Datorită absenţei forţelor

de frecare exterioară plasticitatea materialului metalic este mai mare, iar rezistenţa la

deformarea plastică mai mică, decât în cazul prezenţei acestor forţe.

Fig. 3.73. Starea de tensiune şi dimensiunile

semifabricatului la refularea cu deformare

uniformă.

3.5.1.1.1. Traiectoria particulelor de material

În cazul refulării cu deformare uniformă traiectoria pe care o parcurg particulele de

material în timpul deformării plastice poate fi determinată atât teoretic cât şi experimental.

Teoretic se consideră că la refularea unui semifabricat cilindric de la dimensiunile h0 şi d0

la dimensiunile h1 şi d1 deformarea plastică pe verticală z este egală cu deformarea

plastică pe orizontală în direcţiile x şi y, adică yxz , ceea ce rezultă din legea

constanţei volumelor.

Valoarea deformării plastice pe înălţime z este dată de relaţia:

0 1

0

z

h h h

h h

(3.18)

Semnul minus pentru din relaţia (3.18) arată că prin deformarea plastică

dimensiunea semifabricatului pe înălţime se micşorează.

Pe orizontală deformarea plastică este dată de egalitatea :

1 0

1

r

r r r

r r

(3.19)

Întrucât pe orizontală deformarea plastică se produce în mod egal în două direcţii

înseamnă că

1

2r

Pentru omogenizarea notaţiilor înălţimea h se va nota cu Z, deformarea pe înălţime

Δh cu zU şi deplasarea pe orizontală Δr cu rU .

Ţinând seama că z şi 2

1r rezultă:

z zU Z Z şi (3.20)

1

2r rU r r (3.21)

Distanţele dz şi dr pe care particulele elementare le parcurg în timpul dt, în

direcţiile verticală şi orizontală, sunt date de relaţiile:

zdz V dt (3.22)

rdr V dt (3.23)

Vitezele de deplasare a particulelor elementare în cele două direcţii se determină

cu ajutorul relaţiilor: z

z

UV

t şi

t

UV r

r în care valorile lui zU şi rU sunt cunoscute.

Înlocuind în relaţiile (3.22) şi (3.23) pe zV şi rV cu valorile de mai sus se obţine:

zU dtdz

t

şi (3.24)

rU dtdr

t

(3.25)

Din relaţiile (3.24) şi (3.25) rezultă că:

z r

dz dr

U U sau

2dz dr

Z r

adică

2dz dr

Z r (3.26)

După integrare ecuaţia (3.26) devine:

ln ln 2ln lnZ C r C , de unde,

2

CZ

r (3.27)

Ecuaţia (3.27) ne indică drumul

parcurs de particulele de material,

inclusiv fibrajul, în cazul refulării cu

deformarea uniformă şi demonstrează

că în timpul deformării plastice

particulele de material se deplasează

după o familie de curbe hiperbolice,

care tind să devină asimptotice la axa

o-x, figura 3.74.

Excepţie de la traiectoriile

indicate în figura 3.74 o fac particulele

ce se găsesc pe axele de simetrie şi la

intersecţia acestor axe, inclusiv

particulele de pe suprafeţele de contact

dintre semifabricat şi scule.

3.5.1.1.2. Suprafaţa transversală

Matematic deplasarea unei particule oarecare, respectiv creşterea razei de la 0r la

1r , în cazul refulării cu deformare uniformă, se poate determina ţinând seama de legea

constanţei volumelor, adică:

2 2

0 0 1 1V r h r h , de unde:

01 0

1

hr r

h sau 1 0r Kr

Cunoscând valoarea razei 1r , după refulare, în funcţie de valoarea razei iniţiale

0r , deformarea absolută în direcţie radială se poate stabili cu relaţia:

Fig. 3.74. Traiectoria particulelor de material în

cazul refulării cu deformare uniformă.

1 0 0 0r r r r K r sau

0 1r r K (3.28)

Dacă din formula gradului de deformare plastică, 0 1

0

h h

h

, se scoate raportul

0

1

h

h, după efectuarea înlocuirilor necesare, se obţine ecuaţia de interdependenţă dintre

gradul de deformare plastică şi suprafaţa frontală a semifabricatului, adică:

0

11

1r r

(3.29)

Din ecuaţia (3.29) rezultă că, în cazul refulării cu deformare uniformă, majorarea

suprafeţei transversale depinde în exclusivitate de raza iniţială şi gradul de deformare

plastică.

În direcţie tangenţială deformarea absolută echivalează cu creşterea perimetrului

Δp, şi se calculează cu relaţia:

1 0 1 02p p p r r sau

2p r (3.30)

În relaţiile de mai sus p şi r reprezintă perimetrul şi raza semifabricatului.

3.5.1.2. Refularea cu deformare neuniformă

Cauzele deformării plastice cu valori diferite de-a lungul celor două axe ale

semifabricatului, îndeosebi în direcţie longitudinală, sunt: frecarea exterioară, care

modifică starea de tensiune, neomogenitatea chimică şi structurală a materialului metalic

şi diferenţa de temperatură din interiorul semifabricatului. Întrucât în condiţii industriale

forţele de frecare exterioară nu pot fi anulate, iar deformarea plastică se realizează sub

influenţa stării de tensiune neomogenă, adică tensiuni de semne diferite, rezultă că în

aceste condiţii refularea se produce cu deformare neuniformă. Consecinţele refulării cu

deformare neuniformă constau în micşorarea deformabilităţii materialului metalic şi a

proprietăţilor mecanice ale pieselor obţinute prin refulare. Uneori din cauza stării de

tensiune neomogenă, creată de forţele de frecare exterioară, materialul metalic îşi distruge

integritatea chiar în timpul deformării plastice. Evident că aceste consecinţe sunt cu atât

mai pronunţate cu cât sunt mai mari valorile neuniformităţii deformaţiei, adică diferenţa

dintre valorile maxime şi minime ale deformării plastice de-a lungul aceleiaşi axe.

3.5.1.2.1. Neuniformitatea deformaţiei

Pentru stabilirea neuniformităţii deformaţiei pot fi folosite mai multe metode

printre care: metoda şurubului introdus excentric, metoda ştifturilor, metoda reţelei

rectangulare, ş.a.

Dintre metodele enumerate cea mai indicată este metoda şurubului introdus

excentric. Această metodă constă în introducerea unui şurub într-o epruvetă cilindrică,

urmată de refulare. Şurubul trebuie să fie astfel introdus încât filetul acestuia să treacă prin

axa longitudinală a epruvetei, figura 3.75.

După refulare, în condiţiile dorite, epruveta se secţionează longitudinal în aşa fel

incât planul de secţionare să treacă prin axa şurubului şi a epruvetei, planul A-A,

figura 3.75, a.

a b

Fig. 3.75. Epruvetă cu şurub introdus excentric:

a- desenul de execuţie; b- epruveta refulată şi secţionată.

Având cunoscute pasul iniţial 0p şi pasurile după refulare 1p de pe axa

longitudinală a epruvetei, deformaţiile locale, în zona fiecărui pas, pot fi calculate cu

relaţia:

0 1

0

100l

p p

p

(3.31)

Cunoscând deformările locale din zona fiecărui pas neuniformitatea deformaţiei se

poate calcula cu relaţia:

lM lm (3.32)

În relaţia (3.32) lM reprezintă

deformarea locală maximă, punctul c din

figura 3.76, iar lm - deformarea locală

minimă, punctele a sau e din aceeaşi figură.

Din figura 3.76 se observă că

valorile deformării locale cresc continuu de

la capetele epruvetei, punctele a şi e, spre

mijlocul inălţimii acesteia, punctul c. În

punctele b şi d deformarea locală l devine

egală cu deformarea generală g , deformare

care se calculează pe baza înălţimii iniţiale

şi finale a epruvetei şi care teoretic ar trebui

să fie egală cu deformarea medie. De

asemenea punctul c ar trebui să se găsească

la mijlocul înălţimii epruvetei. În realitate, din cauza forţelor de frecare exterioară, care nu

Fig. 3.76. Variaţia deformării locale pe

înălţimea epruvetei.

întotdeauna sunt egale la ambele capete ale epruvetei, precum şi a temperaturii, care poate

fi diferită pe înălţimea epruvetei, punctele b şi d nu marchează în toate cazurile valoarea

medie a gradului de deformare plastică, iar punctul c nu se găseşte întotdeauna la

jumătatea înălţimii epruvetei. Abaterile de la regulile de mai sus sunt nesemnificative.

Ţinând seama că deformarea locală în cazul figurii 3.76 variază de la a la c sau de

la e la c neuniformitatea deformaţiei în acest caz se calculează cu una din formulele:

c a , sau c e

Pe orizontală neuniformitatea deformaţiei poate fi determinată ţinând seama că

volumul deplasat pe verticală este egal cu volumul deplasat pe orizontală, adică:

z x y sau 2z r

Din cele de mai sus rezultă că în direcţie radială neuniformitatea deformaţiei este

de două ori mai mică decât în

direcţie verticală. Ca valoare

absolută deformaţiile locale sunt mai

mari în zona centrală a

semifabricatului şi mai mici spre

periferia acestuia. Excepţie de la

această regulă o fac zonele din

imediata apropiere a suprafeţelor de

contact dintre semifabricat şi scule.

În figura 3.77 se prezintă

epura deformărilor locale în direcţie

verticală, partea din stânga, şi în

direcţie orizontală, partea din

dreapta.

În zonele din apropierea

suprafeţelor de contact cu sculele,

din cauza forţelor de frecare

exterioară şi a trecerii suprafeţei

laterale în suprafaţă de contact, valoarea deformărilor locale se măreşte pe măsura

depărtării de axa semifabricatului.

Comparativ cu influenţa forţelor de frecare exterioară, influenţa diferenţei de

temperatură şi a neomogenităţii chimice şi structurale a materialului metalic asupra

neuniformităţii deformaţiei la refulare este mult mai mică, practic neglijabilă.

3.5.1.2.2. Trecerea suprafeţei laterale în suprafaţă de contact

Spre deosebire de refularea cu deformare uniformă, la care mărirea suprafeţelor de

contact dintre semifabricat şi scule se produce numai prin întindere, la refularea cu

deformare neuniformă suprafeţele de contact se măresc parţial prin întindere şi restul prin

trecerea suprafeţei laterale în suprafaţă de contact.

Experimental trecerea suprafeţei laterale în suprafaţă de contact poate fi pusă în

evidenţă prin mai multe metode, dintre care cele mai uzuale sunt: marcarea unor semne pe

suprafaţa laterală a epruvetei sau vopsirea cu altă culoare a uneia din cele două suprafeţe,

de regulă a suprafeţei frontale.

În figura 3.78 se prezintă modul de punere în evidenţă a trecerii suprafeţei laterale

în suprafaţă de contact prin marcarea unor puncte pe suprafaţa laterală a epruvetei.

Fig. 3.77. Epura deformărilor locale.

Din figura 3.78, a, se observă că la refularea cu frecare exterioară mare, 1 max,

trecerea suprafeţei laterale în suprafaţă de contact devine vizibilă chiar de la începutul

refulării, adică la 30% . La %30 unul din punctele de pe suprafaţa laterală,

punctul de la capătul epruvetei, a ajuns pe suprafaţa frontală şi s-a distanţat de marginea

epruvetei cu câţiva milimetrii. Pe măsura creşterii gradului de refulare a crescut şi

ponderea suprafeţei laterale care s-a transformat în suprafaţă de contact. La 70%

aproximativ jumătate din suprafaţa laterală s-a transformat în suprafaţă de contact.

Fig. 3.78. Trecerea suprafeţei laterale în suprafaţă de contact.

Micşorând coeficientul de frecare exterioară se micşorează şi ponderea cu care

suprafaţa laterală trece în suprafaţă de contact, figura 3.78, b, iar la valori foarte mici ale

coeficientului de frecare exterioară, valori apropiate de zero, trecerea suprafeţei laterale în

suprafaţă de contact devine imperceptibilă, figura 3.78, c.

Întrucât ponderea cu care suprafaţa laterală trece în suprafaţă de contact este

proporţională cu gradul de deformare plastică şi coeficientul de frecare exterioară, la prima

vedere, s-ar părea că ambii factori constituie cauza acestui proces. În realitate singura

cauză a trecerii suprafeţei laterale în suprafaţă de contact o constituie coeficientul,

respectiv forţele, de frecare exterioară. Astfel la 0 neuniformitatea deformaţiei şi

ponderea trecerii suprafeţei laterale în suprafaţă de contact sunt nule, indiferent de

valoarea gradului de deformare plastică.

În figura 3.79 se prezintă comparativ deplasarea particulelor de material în timpul

refulării cu deformare uniformă, partea din stânga, şi cu deformare neuniformă, partea din

dreapta.

Din figura 3.79 se observă că în cazul refulării cu deformare uniformă traiectoria

particulelor de material, inclusiv a fibrajului, tinde să devină asimptotică la axa 0–x, iar la

refularea cu deformare neuniformă această traiectorie nu numai că devine asimptotică la

axa 0-x, dar la un moment dat începe să se orienteze în sens opus sensului în care acţionează forţele de deformare plastică.

Pe lângă modificarea fibrajului trecerea suprafeţei laterale în suprafaţă de contact

modifică şi forma semifabricatului, inclusiv modul de creştere a suprafeţei de contact

321

32

3

dintre semifabricat şi scule. În

acest caz suprafaţa laterală se

curbează iar suprafeţele de

contact se măresc parţial prin

întindere şi restul prin aportul dat

de suprafaţa laterală.

În figura 3.80. se prezintă

curbarea suprafeţei laterale şi

modul de creştere al suprafeţei frontale şi al celor patru raze

caracteristice, care apar în cazul

refulării cu deformare

neuniformă.

Datorită coeficientului,

respectiv forţelor, de frecare

exterioară la refularea cu

deformare neuniformă suprafaţa

frontală creşte prin întindere de la

r0 la r1 şi prin aportul dat de

suprafaţa laterală de la r1 la r2.

Raza medie r3, obţinută prin calcul

pe baza legii constanţei volumelor,

se situează între raza maximă r4 şi

raza suprafeţei frontale r2. Raportul

dintre diferenţele de raze, adică

raportul a/b, este invers proporţional cu coeficientul de

frecare exterioară şi indică gradul

de neuniformitate a deformării

plastice.

Trecerea suprafeţei laterale

în suprafaţă de contact, însoţită de modificarea traiectoriei particulelor de material şi a

fibrajului, se răsfrânge negativ asupra calităţii produselor obţinute prin forjare.

3.5.1.2.3. Starea de tensiune

În cazul refulării efectuată în condiţii industriale simultan cu forţa P, necesară

deformării plastice, asupra semifabricatului acţionează şi forţele de frecare exterioară T,

forţe care se opun deformării plastice şi care conduc la apariţia stării de tensiune

neomogenă şi variabilă din punctul de vedere al valorii şi ponderii dintre tensiunile de

comprimare şi întindere.

În figura 3.81 se prezintă forţele care acţionează asupra semifabricatului în timpul

refulării cu frecare exterioară, precum şi stările de tensiune.

Datorită forţei P în interiorul semifabricatului se creează tensiunea 1 sub a cărei

influenţă se produce deformarea plastică. La rândul lor forţele de frecare exterioară T, de

pe suprafeţele de contact cu sculele, dau naştere tensiunilor 2 şi 3 , care se opun

deformării plastice. Valoarea tensiunilor 2 şi 3 , este proporţională cu forţele de frecare

exterioară şi se diminuează până la anulare pe măsura depărtării de suprafeţele de contact

Fig. 3.80. Modificarea formei suprafeţei laterale şi a

valorii razelor caracteristice.

Fig. 3.79. Deplasarea particulelor de material în timpul

refulării cu deformare uniformă şi neuniformă.

Fig. 3.81. Forţele şi tensiunile care acţionează în timpul

refulării cu deformare neuniformă

dintre semifabricat şi scule şi

apropierii de suprafeţele laterale

ale conurilor ABC şi A'B'C'.

Sub influenţa celor trei

tensiuni, toate trei de comprimare,

în interiorul celor două conuri, cu

unghiul la vârf de 90o, se creează

starea de tensiune S1, stare în care

deformarea plastică poate avea loc numai dacă este îndeplinită

condiţia:

1 3c (3.33)

În ecuaţia (3.33), c reprezintă limita de curgere a materialului metalic supus

refulării, iar tensiunea 3 , proporţională cu forţele de frecare exterioară, este egală cu 2 ,

deoarece la refulare, cu mici excepţii, forţele de frecare exterioară în cele două direcţii, x

şi y, sunt egale între ele.

Întrucât tensiunea 1 este egală cu raportul dintre forţa necesară deformării

plastice şi suprafaţa frontală a semifabricatului, adică AP /1 , rezultă că în interiorul

celor două conuri rezistenţa la deformarea plastică este mai mare decât limita de curgere a

materialului metallic. Din această cauză în timpul refulării cele două conuri, numite şi

conuri, sau zone, de deformare îngreunată, pătrund în semifabricat ca două corpuri rigide, sau două corpuri străine.

Rezistenţa la deformarea plastică, respectiv rigiditatea celor două conuri, este

maximă la suprafaţa de contact dintre semifabricat şi scule şi scade pe măsura depărtării

de baza conurilor şi apropierii de suprafaţa laterală. Deoarece pe suprafaţa laterală a

conurilor tensiunile 2 şi 3 se anulează forţa P se descompune în componentele Pn, Po şi

Pv , iar în afara conurilor starea de tensiune S1, se transformă în S3 figura 3.81.

Prezenţa stării de tensiune S3, respectiv a tensiunilor de întindere în direcţie

radială, în exteriorul celor două conuri, poate fi pusă în evidenţă şi pe cale experimentală,

figura 3.82.

În figura 3.82 se prezintă secţiunea

longitudinală printr-o probă în care au fost

introduse două ştifturi şi care a fost

refulată de la H0/D0 = 1,5 la H1/D1 = 1,0.

Din figura 3.82 se observă că în

timpul refulării, la mijlocul înălţimii

epruvetei, adică în afara conurilor de

deformare îngreunată, spaţiile dintre

ştifturi şi epruvetă s-au deschis. Deschiderea spaţiilor dintre ştifturi şi

epruvetă se datorează în exclusivitate

tensiunilor de întindere în direcţie radială,

adică tensiunilor 2 şi 3 , din

componenţa stării de tensiune S3 , figura

3.81.

Fig. 3.82. Secţiune longitudinală prin epruveta

refulată.

Întrucât în cadrul stării de tensiune S3 condiţia de deformare plastică este dată de

relaţia :

1 3c (3.34)

rezultă că în afara conurilor de deformare îngreunată rezistenţa la deformarea plastică este

mai mică decât în interiorul acestor conuri.

Datorită diferenţei dintre valorile rezistenţei la deformarea plastică, în interiorul şi

în afara conurilor de deformare îngreunată, deformarea se produce neuniform, mai mult la

mijlocul înălţimii epruvetei sau semifabricatului şi mai puţin la capete.

Rezistenţa la deformarea plastică în interiorul conurilor ABC şi A'B'C' fiind cu atât

mai mare cu cât sunt mai mari forţele, respectiv coeficientul, de frecare exterioară rezultă că şi neuniformitatea deformaţiei este proporţională cu valoarea coeficientului de frecare

exterioară.

3.5.1.2.4. Căile de reducere a neuniformităţii deformaţiei

În condiţii industriale neuniformitatea deformaţiei la refulare poate fi redusă prin:

micşorarea coeficientului de frecare exterioară şi a diferenţei de temperatură din interiorul

semifabricatului, inclusiv folosirea sculelor mixte sau refularea în pereche.

Micşorarea coeficientului de frecare

exterioară se realizează prin prelucrarea

suprafeţelor active ale sculelor la un grad de

rugozitate redus şi menţinerea sculelor în

această stare. Uneori se recurge şi la

folosirea unui lubrifiant.

Reducerea diferenţei de temperatură

în interiorul semifabricatului necesită ca

acesta să fie uniform încălzit, iar sculele să

fie preîncălzite la o temperatură cât mai

apropiată de temperatura de revenire a oţelului din care sunt executate sculele.

În cazul refulării cu scule mixte,

adică nicovala plană şi berbecul profilat,

conic sau sferic, figura 3.83, forţele P şi T se

descompun şi dau naştere componentelor P0

şi T0 care fiind de sens contrar diminuează

rezultanta pe orizontală şi reduc

neuniformitatea deformaţiei.

Pentru ca deformarea plastică să se producă în mod egal pe întreaga înălţime a

semifabricatului refularea cu scule mixte se execută în trepte şi cu răsturnarea

semifabricatului după fiecare treaptă. În acest fel ambele capete ale semifabricatului ajung

în contact atât cu berbecul cât şi cu nicovala.

La refularea în pereche în prima fază semifabricatele se refulează individual, figura

3.84, a, şi după aceea se suprapun şi se refulează în pereche, figura 3.84, b şi c. La prima

refulare în pereche zonele de deformare îngreunată de la unul din capetele semifabricatelor

se anulează. În continuare semifabricatele se rostogolesc cu 180o, sau îşi schimbă locul

între ele, şi se refulează tot în pereche, figura 3.84, d şi e. După cea de a doua refulare în

pereche se anulează şi zonele de deformare îngreunată de la cel de al doilea capăt al

Fig. 3.83. Refularea cu scule mixte.

semifabricatelor. În acest fel deformarea plastică pe înălţimea semifabricatelor devine mai

uniformă, comparativ cu deformarea care se obţine la refularea individuală.

a b c d e

Fig. 3.84. Refularea în pereche.

În cazul refulării în pereche se recomandă ca gradele de refulare parţială să fie

calculate cu relaţiile:

2

01 '

1

9

10

H

H

, şi (3.35)

'

12

1

10

9

H

H

(3.36)

Semnificaţia notaţiilor din relaţiile (3.35) şi (3.36) rezultă din figura 3.85, iar

1

0

H

H reprezintă gradul total de refulare.

Fig. 3.85. Stadiile II şi III la refularea în pereche.

Având în vedere că:'

0 0 1

'

1 1 1

H H H

H H H şi ţinand seama de ecuaţiile (3.35) şi (3.36)

rezultă:

1 2 (3.37)

În figura 3.86 se

prezintă valorile deformărilor

parţiale, 1=/2 sau 2=/1 în funcţie de valoarea deformării

totale.

De reţinut că în condiţii

industriale, prin mijloacele de

mai sus, neuniformitatea

deformaţiei se reduce dar nu se

anulează.

3.5.1.3. Comportarea defectelor de material în timpul refulării

Pe lângă dezavantajul neuniformităţii deformaţiei, cu consecinţe negative asupra

proprietăţilor mecanice ale produselor obţinute prin refulare, starea de tensiune

neomogenă influenţează negativ şi asupra proceselor de închidere şi sudare a defectelor de

material sudabile.

Modul în care se comportă defectele de material, de genul discontinuităţilor, în

timpul refulării cu deformare neuniformă, rezultă din figura 3.87, în care se prezintă trei

epruvete din oţel cu D0 = 75 mm şi H0 = 150 mm, găurite axial cu un burghiu de 5 mm, şi

secţionate după ce au fost refulate cu grade diferite. Pentru realizarea găurii cu diametrul

de 5 mm şi lungimea de 150 mm s-au folosit alte epruvete mai scurte şi mai subţiri, care

după găurirea cu burghiul de 5 mm s-au introdus prin fretare în epruvetele analizate.

Din figura 3.87 se observă că în cazul refulării epruvetelor sau semifabricatelor cu raportul H/D > 1,0 în timpul deformării plastice cu până la H1/D1 ≈ 1,0 defectele din zona

centrală se deschid, iar la H1/D1 < 1,0 se închid. În apropierea suprafeţelor de contact cu

sculele defectele din zona axială rămân deschise şi la H1/ D1 < 1,0.

Gradul de deschidere şi de închidere a defectelor de material, exprimat prin

raportul dintre diametrul iniţial şi final al defectului, în cazul epruvetelor cu H0/D0 = 2,0 şi

al defectului cu D0/d0 = 15, în funcţie de gradul de refulare, sau de raportul H1/D1, rezultă

din figura 3.88. Din figura 3.88, a se observă că în cazul epruvetelor sau semifabricatelor

cu raportul H0/D0=2,0 şi D0/d0 = 15, închiderea defectelor axiale începe la ε = 38 - 40% şi

se finalizează la ε=55- 58%. În funcţie de raportul H1/D1 , pentru semifabricatele cu

a b c

Fig. 3.87. Deschiderea şi închiderea defectelor de material în timpul refulării:

a- = 40%; b- = 50%; c- = 60%.

Fig. 3.86. Nomogramă pentru stabilirea gradelor de

deformare plastică la refularea în pereche.

raportul H0/D0 = 2,0 , închiderea defectelor începe la H1/D1 ≈ 0,9 şi se termină la H1/D1 ≈

0,5, figura 3.88, b.

a b

Fig. 3.88. Deschiderea şi inchiderea defectelor cu rapoartele H0/D0=2,0 şi D0/d0=15 [22]:

a- în funcţie de gradul de refulare; b- În funcţie de raportul H1/D1.

Prin modificarea raportului H0/D0 se modifică şi gradul de refulare necesar

închiderii defectelor, figura 3.89.

În figura 3.89 se prezintă interdependenţa dintre gradul de închidere a defectelor

axiale din epruvetele cu valori diferite ale raportului H0/D0 în funcţie de gradul de refulare,

figura 3.89, a, inclusiv raportul H1/D1, figura 3.89, b. Ca şi în cazul figurii 3.88 diametrul

defectelor a fost de 5 mm, iar al epruvetelor de 75 mm.

a b

Fig. 3.89. Deschiderea şi închiderea defectelor axiale [22]:

a- în funcţie de gradul de refulare; b- În funcţie de raportul H1/D1.

Aşa cum rezultă din figura 3.89, pe măsura micşorării raportului H0/D0 se

micşorează şi valoarea gradului de refulare necesar închiderii defectelor de genul

discontinuităţilor de material.

Se observă că, în toate cazurile, indiferent de dimensiunile iniţiale ale probei sau

semifabricatului, defectele din zona axială se deschid în timpul refulării când raportul dintre înălţime şi diametru este supraunitar şi se închid când acest raport devine subunitar.

Deschiderea defectelor la raportul H/D>1,0 şi închiderea acestora la H/D<1,0 se

datorează modificării raportului dintre zonele în care acţionează stările de tensiune S1 şi

S3, figura 3.90. În timpul refulării semifabricatelor înalte conurile de deformare îngreunată

ABC şi A’B’C’ nu ajung în zona centrală, iar deformarea plastică din această zonă se

produce sub influenţa stării de tensiune S3, fapt pentru care, din cauza tensiunilor de

întindere radială 2 şi 3 , defectele se deschid. Prin micşorarea înălţimii semifabricatului, în timpul refulării, se micşorează şi zona în care acţionează starea de tensiune S3 şi se

măreşte zona conurilor, care la H/D<1,0 se transformă în trunchiuri de con şi în care starea

de tensiune este S1. Sub influenţa celor trei tensiuni de comprimare din cadrul stării de

tensiune S1 defectele se închid la mijlocul semifabricatului, dar rămân deschise la capetele

acestuia.

a b c

Fig. 3.90. Modificarea ponderii zonelor în care sunt prezente stările de tensiune S1 şi S3 :

a- H/D>1,0 ; b- H/D=1,0 ; c- H/D<1,0.

Prezenţa stării de tensiune S3, care acţionează în zona periferică la refularea

semifabricatelor cu raportul H/D 1,0 , rezultă şi din figura 3.91.

În figura 3.91 se prezintă o porţiune din secţiunea longitudinală a unui semifabricat

cilindric din oţel cu dimensiunile H0 = D0 = 300 mm şi cu defecte obţinute în mod

artificial. Pentru obţinerea acestor defecte în semifabricatul nerefulat au fost introduse prin

fretare patru bucşe din oţeluri diferite. Dintre cele patru bucşe, primele trei, adică cele cu

diametrele mai mari, au avut înălţimea de 300 mm, iar cea de-a patra cu diametrul exterior

de 60 mm şi cel interior de 5 mm, adică bucşa centrală, a fost executată din şase bucăţi cu

înălţimea de 50 mm fiecare. Fragmentarea bucşei centrale în şase bucăţi s-a datorat

dificultăţilor de găurire pe o lungime de 300 mm cu un burghiu de 5 mm. După

introducerea prin fretare a celor patru bucşe, semifabricatul a fost încălzit la circa 1000 oC,

refulat cu 50 % şi secţionat longitudinal.

S-a constatat că prin refularea cu 50% a semifabricatului cu H0/D0 = 1,0 , la

mijlocul înălţimii, defectul din zona axială, cu grosimea de 5 mm, s-a închis complet. În

apropierea zonei axiale spaţiile dintre bucşi, greu vizibile cu ochiul liber, întrucât bucşele

Fig. 3.91. Secţiune parţială prin semifabricatul refulat.

Fig. 3.92. Crăpături apărute la refulare.

au fost introduse prin fretare, fie că s-au micşorat, fie că au rămas la valorile iniţiale, iar în

zona periferică s-au deschis . Închiderea discontinuităţilor din zona centrală şi deschiderea

celor din apropiere de periferie arată că zona centrală s-a deformat plastic sub influenţa

tensiunilor de comprimare, starea de tensiune fiind S1, iar zona periferică – sub influenţa

tensiunilor de comprimare şi întindere, starea de tensiune fiind S3. predominante fiind

tensiunile de întindere.

Prezenţa tensiunilor de întindere, şi a stării de tensiune S3, în zona periferică

rezultă mult mai clar din figura 3.92, în care se prezintă aspectul macroscopic al unei

epruvete care a crăpat în timpul refulării. Având în vedere ponderea

zonelor în care sunt prezente stările de

tensiune S1 şi S3, precum şi influenţa

negativă a stării de tensiune S3 asupra

plasticităţii şi a tendinţei de deschidere

a defectelor de material, rezultă că

operaţia de refulare nu este indicată

pentru piesele şi semifabricatele la

care după efectuarea acestei operaţii

raportul H1/D1 rămâne supraunitar, iar

refularea nu este urmată de întindere la

coroiaje de cel puţin 2,0. De asemenea

refularea nu este indicată în cazul semifabricatelor cu defecte de suprafaţă.

3.5.1.4. Mărimea utilajului

a. Mărimea presei. În cazul folosirii preselor se consideră că forţa necesară refulării trebuie să îndeplineasca condiţia:

P p A (3.38)

în care: p reprezintă presiunea necesară deformării plastice, iar A – aria suprafeţei frontale

a semifabricatului.

Valoarea presiunii p şi a forţei P rezultă din analiza tensiunilor care acţionează în

timpul refulării asupra unui element de volum infinit mic dintr-un semifabricat cilindric,

figura 3.93.

Din figura 3.93 se observă că asupra elementului de volum infinit mic acţionează,

în condiţii de echilibru, tensiunea 1 în direcţie axială şi tensiunile 2 şi 3 în direcţiile

radială şi tangenţială. Din cele trei tensiuni 1 se datorează forţei de refulare P, iar 2 şi

3 - forţelor de frecare exterioară T. Suprafeţele asupra cărora acţionează cele trei tensiuni

sunt: suprafaţa laterală interioară hx , suprafaţa laterală exterioară ( )h x dx ,

suprafaţa radială hdx şi suprafaţa frontală xdx .Cunoscând suprafeţele elementului

infinit mic, inclusiv tensiunile care acţionează pe aceste suprafeţe şi proiectând pe axa

x - x forţele care sunt prezente în timpul refulării, cu condiţia ca suma acestor forţe să fie

egală cu zero, se obţine ecuaţia de echilibru:

2 2 2 32 sin 2 02

h x dx hx d hdx T

(3.39)

În relaţia (3.39), componenta tensiunii 3 pe

direcţia x – x are expresia 3 sin

2

, pentru fiecare din

cele două suprafeţe radiale.

Având în vedere că unghiul α este infinit mic

se poate admite că 22

sin

, iar valorile acestui

unghi în grade şi radiani sunt egale. Ţinând seama şi

de faptul că deformarea plastică pe orizontală, în

direcţiile x - x şi y - y, este aceeaşi se poate aprecia că

şi tensiunile 2 şi 3 sunt egale. În acest context

ecuaţia (3.39) poate fi scrisă sub forma:

2 2 2 2 2h x dx hx d hdx T (3.40)

Înlocuind pe T cu valoarea sa reală, adică

'cT dA şi pe dA cu xdx , se obţine :

2 2 2 2 2 2 'chx hdx hx d hx hdx xdx ,

de unde rezultă:

2 2 'cd dxh

(3.41)

În ecuaţia (3.41) 'c reprezintă limita de curgere a materialului metalic, iar

µ - coeficientul de frecare exterioară.

Ţinând seama că în ecuaţia (3.41) numai x este variabil prin integrare se obţine :

2 2 'c x Ch

(3.42)

Valoarea constantei C rezultă din condiţia de limită pentru 2

drx , la care

influenţa forţelor de frecare exterioară se anulează şi pentru care 02 . În acest caz

constanta de integrare este :

'cd

Ch

Introducând valoarea constantei C în ecuaţia (3.42) rezultă:

2 ' 2 'c cd xh h

(3.43)

Cunoscând că pentru un element de volum infinit mic forţa necesară deformării

plastice este dată de relaţia:

1dP dA

Fig. 3.93. Forţele şi tensiunile care

acţionează în timpul refulării.

0

şi admiţând că suprafaţa elementului infinit mic este egală cu xdx2 rezultă că:

21

02

d

P xdx (3.44)

În condiţiile stării de tesiune S1, v. figura 3.81, valoarea tensiunii 1 este dată de

relaţia:

1 3'c , sau

1 2'c , deoarece 23

Introducând valoarea tensiunii 1 în ecuaţia (3.44) aceasta se transformă în:

22

0' 2

d

cP xdx (3.45)

Înlocuind pe 2 din ecuaţia (3.45) cu valoarea sa din ecuaţia (3.43) se obţine:

2

02 ' 2 ' '

d

c c cP x d xdxh h

, de unde:

1

' 13

c

dP A

h

(3.46)

În ecuaţia (3.46) A, d şi h reprezintă : suprafaţa frontală, diametrul şi înălţimea

semifabricatului după refulare, µ = 0,25...0,35 reprezintă coeficientul de frecare exterioară

şi 'c - limita de curgere a materialului metalic la temperatura de refulare. Având în

vedere că, dintre toate operaţiile de forjare, refularea necesită cea mai mare forţă se

recomandă ca temperatura de refulare să fie cât mai apropiată de valoarea maximă din

intervalul temperaturilor de deformare plastică la cald.

b. Mărimea ciocanului. În cazul folosirii ciocanelor mărimea acestora, exprimată

prin greutatea părţii căzătoare, se calculează pe baza egalităţii dintre energia de lovire

dezvoltată de ciocan şi lucrul mecanic consumat pentru deformarea plastică.

Cunoscând că energia de lovire a ciocanului este dată de relaţia

2

2c

GVE

g (3.47)

iar lucrul mecanic de relaţia :

1 1

0 0

'h h

u m mh h

dhL p Adh p V

h , sau

0

1

' lnu m

hL p V

h (3.48)

din condiţia:

2

0

1

' ln2

m

hGVp V

g h

rezultă:

0

2

1

2'lnm

hgG P V

V h (3.49)

Întrucât la o lovitură de ciocan gradul de deformare plastică este relativ mic se

poate aproxima că

0

10

1

0lnh

hh

h

h. În acest caz ecuaţia (3.49) poate fi scrisă sub

forma:

2

2'm

gG P V

V

(3.50)

În ecuaţiile (3.49) şi (3.50) G reprezintă greutatea părţii căzătoare a ciocanului în

daN, V - viteza de impact (V = 6 ÷ 8 m/s), - randamentul ciocanului ( = 0,8 ÷ 0,9),

pm - presiunea medie de deformare plastică, în daN/mm2 , V' - volumul semifabricatului în

cm3, h0 şi h1 - înălţimea iniţială şi finală a semifabricatului la o lovitură de ciocan, în

cm, şi g- acceleraţia gravitaţională.

Pentru stabilirea presiunii medii se recomandă următoarea formulă empirică:

2 1

3 2m f ip p p

(3.51)

în care pi şi pf reprezintă presiunile reale de la începutul şi sfârşitul refulării

semifabricatului, presiuni care se calculează cu formula:

1

' 13

c

dp

h

(3.52)

În formula (3.52) 'c , µ, d şi h au

aceeaşi semnificaţie ca şi în formula

(3.46), cu condiţia ca pentru pi să se

adopte valorile de la începutul refulării

semifabricatului, iar pentru pf cele de la

sfârşitul refulării.

Pentru simplificarea calculelor în

literatura de specialitate se întâlnesc şi

nomograme de interdependenţă dintre

dimensiunile semifabricatului şi mărimea

utilajului, figura 3.94.

Din figura 3.94. rezultă că pentru

un semifabricat care după refulare are

dimensiunile d = 300 mm şi h = 180 mm

este necesar un ciocan cu greutatea părţii

căzătoare de 20 kN.

3.5.2. Întinderea

Operaţia de întindere prin forjare se execută atât pentru modificarea formei şi

dimensiunilor lingourilor sau semifabricatelor, cât şi pentru îmbunătăţirea proprietăţilor

mecanice şi tehnologice ale materialelor metalice. În cele mai multe cazuri scopul

Fig. 3.94. Interdependenţa dintre dimensiunile

semifabricatului şi mărimea ciocanului.

Fig. 3.95. Modificarea dimensiunilor

semifabricatului în timpul forjării.

principal al efectuării operaţiei de întindere îl constituie îmbunătăţirea proprietăţilor

mecanice şi tehnologice ale produselor, piese sau semifabricate, obţinute prin deformare

plastică la cald. Calitatea produselor obţinute, productivitatea şi preţul de cost sunt sensibil

influenţate de: forma sculelor folosite şi parametrii termomecanici de forjare. Din punctul

de vedere al formei sculele, adică berbecul şi nicovala, acestea pot fi: plane, profilate sau

mixte.

3.5.2.1. Întinderea între scule plane

La întinderea prin forjare sculele de formă plană se folosesc atât pentru

modificarea formei şi dimensiunilor lingoului sau semifabricatului, cât şi pentru

îmbunătăţirea proprietăţilor mecanice şi tehnologice ale produselor obţinute.

Ca domeniu de aplicabilitate sculele plane pot fi folosite în toate cazurile,

indiferent de forma piesei sau a secţiunii transversale a semifabricatului, pătrată,

poligonală sau rotundă. Spre deosebire de sculele plane cele profilate sau mixte se folosesc

numai la forjarea semifabricatelor cu secţiunea transversală rotundă. În schimb, în cazul

forjării semifabricatelor cu secţiunea transversală rotundă, productivitatea obţinută cu

scule profilate sau mixte este mai mare decât cea obţinută cu scule plane.

3.5.2.1.1. Modificări dimensionale

Modificările dimensionale se

referă la evoluţia dimensiunilor secţiunii

transversale a lingourilor şi

semifabricatelor în timpul forjării şi

reprezintă principalul factor de influenţă

asupra calităţii şi productivităţii,

realizabile la forjarea cu acelaşi utilaj.

a. Lăţimea medie. În cazul

forjării pe o latură lăţirea

semifabricatului se produce inegal, mai

mult la mijlocul porţiunii prinse între

scule, planul II, şi mai puţin la capetele

porţiunii, planurile I şi III, figura 3.95.

Întrucât curba de variaţie a lăţirii

este asimetrică lăţimea medie nu este

egală cu semisuma valorilor maxime şi

minime. Din această cauză lăţimea

medie se stabileşte pe baza constanţei

volumelor.

Notând cu n numărul de prinderi

ale semifabricatului între scule şi cu V

volumul total al semifabricatului,

volumul V ‘ al porţiunii care se

deformează la o lovitură de ciocan, sau o

cursă de presă, este dat de relaţia:

'V

Vn

(3.53)

Fig. 3.96. Dimensiunile secţiunii transversale

înainte şi după forjarea pe o latură.

După deformarea plastică volumul V', cuprins între scule, este dat de relaţia

111 hblV , de unde rezultă că:

11

1lh

'Vb (3.54)

În relaţia (3.54) b1 reprezintă lăţimea medie, iar h1 şi l1 înălţimea şi lungimea

semifabricatului cuprins între scule, după forjarea pe o latură. Valoarea dimensiunilor h1

şi l1 se determină prin măsurare.

b. Suprafaţa transversală. În timpul forjării între scule plane simultan cu lăţirea

semifabricatului are loc şi alungirea, fapt pentru care suprafaţa transversală după forjarea

pe o latură este mai mică decât suprafaţa iniţială, adică 01 AA . Folosind notaţiile din

figura 3.96 inegalitatea 01 AA se transformă în IIIIVIIII AAAAA , de unde:

IIIVIII AAA , sau

III IV IIA A A (3.55)

Valoarea coeficientului din relaţia

(3.55) poate fi scrisă sub forma:

1 1 0

0 0 1

III IV

II

h b bA A

A b h h

(3.56)

Din ecuaţia (3.56) rezultă că în cazul

în care b1=b0, adică deformarea plastică se

produce fără lăţire, coeficientul este egal

cu zero, iar când alungirea este nulă, 1,0 , întrucât, II III IVA A A .

Ţinând seama că 000 hbA şi 111 hbA şi efectuând înlocuirile necesare în ecuaţia

(3.56) se obţine: 011001 bhhbAA .

Înmulţind ultimii doi termeni din partea dreaptă cu h0/h0 rezultă:

0 0 1 1 0 0 1 11 0 0 0 0

0 0 0 0

h b h hb h h hA A A A A

h h h h , sau

1 11 0

0 0

h hA A

h h

(3.57)

Cunoscând că 0

10

h

hh de unde

0

11h

h şi înlocuind raportul h1/h0 în

ecuaţia (3.57) se obţine:

1101 AA sau

1 0 1 1A A (3.58)

Pentru determinarea coeficientului de lăţire se poate folosi relaţia (3.59) sau

nomograma din figura 3.97.

Fig. 3.97. Variaţia coeficientului în funcţie

de raportul l0/b0.

2

0 0

0 0

0,14 0,36 0,054l l

b b

(3.59)

De remarcat că în relaţia (3.59) şi

figura 3.97 singurul parametru de influenţă

asupra coeficientului de lăţire îl reprezintă

raportul l0/b0. În realitate valoarea

coeficientului de lăţire este influenţată şi

de raportul dintre înălţimea h0 şi lăţimea b0

a secţiunii iniţiale. Pe măsura creşterii

acestui raport, în limitele 1,0-2,0

coeficientul de lăţire se micşorează cu 8-

12%.

c. Alungirea. Ca şi în cazul altor procedee de deformare plastică prin întindere şi

în cazul forjării alungirea l este dată de relaţia:

1 0l l l (3.60)

în care 0l reprezintă lungimea de prindere a semifabricatului între scule, adică lungimea

iniţială, iar 1l - lungimea obţinută după forjarea pe o latură.

Pentru stabilirea alungirii se recurge la legea constanţei volumelor, din care rezultă

că:

0 01

1

l Al

A (3.61)

Înlocuind pe A1 cu valoarea sa din ecuaţia (3.58) ecuaţia (3.61) se transformă în:

0 0

1

0 1 1

A ll

A

sau

01

1 1

ll

(3.62)

Introducând lungimea l1 din ecuaţia (3.62) în ecuaţia (3.60) rezultă:

0

01 1

ll l

, adică

0

1

1 1l l

(3.63)

Din ecuaţia (3.63) s-ar părea că alungirea creşte odată cu creşterea lungimii de

prindere şi a gradului de deformare plastică. Această concluzie este valabilă numai pentru

valoarea absolută a alungirii, nu şi pentru valoarea relativă, adică pentru raportul dintre

alungire şi lăţire, întrucât acest raport se micşorează cu creşterea lungimii de prindere.

Micşorarea raportului dintre alungire şi lăţire, pe măsura creşterii lungimii de prindere,

rezultă şi din figura 3.98.

În figura 3.98 se prezintă două epruvete, de secţiune prismatică şi de aceleaşi

dimensiuni, forjate pe o latură cu acelaşi grad de deformare plastică şi cu lungimi de

prindere diferite.

Fig. 3.98. Alungirea şi lăţirea la forjarea între

scule plane cu lungimi de prindere diferite:

a- l0/b0=0,75; b- l0/b0=1,5.

Micşorarea alungirii, inclusiv a raportului l1/b1, în cazul măririi lungimii de

prindere, se datorează legii minimei rezistenţe, figura 3.99.

a b

Fig. 3.99. Curgerea materialului în timpul

forjării cu lungimi de prindere diferite.

Din figura 3.99. se observă că pe măsura creşterii lungimii de prindere scade

ponderea volumului de material care se deplasează în direcţia alungirii, micşorându-se în

mod corespunzător şi alungirea.

d. Lăţirea. În cazul întinderii prin forjare între scule plane lăţirea, exprimată prin

relaţia 01 bbb , este dependentă de: coeficientul de lăţire , gradul de deformare

plastică şi raportul0

0

h

l, adică raportul dintre lungimea de prindere a semifabricatului

între scule şi grosimea acestuia.

Pentru determinarea lăţimii 1b , după forjarea pe o latură, se foloseşte relaţia

1

11

h

Ab , în care 1A şi 1h reprezintă aria şi înălţimea secţiunii transversale a

semifabricatului la o lungime de prindere.

Înlocuind valoarea ariei 1A cu valoarea sa din relaţia (3.58) rezultă:

0

1

1

1 1Ab

h

sau

0 0

1

1

1 1b hb

h

(3.64)

Introducând valoarea lăţimii 1b în relaţia lăţirii 01 bbb se obţine:

0 0

1 0 0

1

1 1b hb b b b

h

sau

00

1

1 1 1h

b bh

(3.65)

Cunoscând că

1

1

1

0

h

h şi înlocuind raportul

1

0

h

h cu

1

1 ecuaţia (3.65) devine:

1111

10

bb de unde

01

b b

(3.66)

Având în vedere că gradul de deformare plastică şi valoarea absolută a lăţimii

0b influenţează în acelaşi

sens atât lăţirea cât şi

alungirea rezultă că dintre

cei trei factori de influenţă

din relaţia (3.66), singurul

care acţionează asupra

lăţirii în detrimentul

alungirii, adică cel care

măreşte raportul l

b

, este

coeficientul de lăţire .

În vederea

simplificării calculelor, în

figura 3.100 se prezintă

nomograma pentru

stabilirea alungirii şi lăţirii

în funcţie de raportul l0/b0

şi gradul de deformare

plastică.

Din figura 3.100, în

care alungirea şi lăţirea sunt exprimate prin rapoartele l1/l0 şi b1/b0, iar gradul de deformare

plastică prin raportul h0/h1, rezultă că în cazul forjării unui semifabricat cu gradul de

Fig. 3.100. Alungirea şi lăţirea în funcţie de

raportul l0/b0 şi gradul de deformare plastică [31].

deformare plastică h0/h1=1,18 şi raportul l0/b0=0,8, alungirea este dată de raportul

l1/l0=1,105, iar lăţirea de raportul b1/b0=1,065.

3.5.2.1.2. Coeficientul de flambaj

Întrucât în timpul forjării semifabricatul trebuie rotit cu 900, astfel încât lăţimea

devine înălţime şi invers, este posibil ca după rotire semifabricatul să flambeze. Pentru a

evita flambarea (curbarea) este necesar ca la forjarea pe o latură raportul dintre lăţimea şi

înălţimea secţiunii transversale a semifabricatului, numit şi coeficient de flambaj, să nu

depăşească valoarea de 2,5. Notând cu φ acest raport ecuaţia coeficientului de flambaj

poate fi scrisă sub forma:

1

1

b

h (3.67)

în care 1b şi 1h reprezintă dimensiunile secţiunii transversale ale semifabricatului înainte

de rotire.

Înlocuind pe 1b din ecuaţia (3.67) cu valoarea sa din ecuaţia (3.64) se obţine:

0 0

2

1

1 1b h

h

(3.68)

Având în vedere că din ecuaţia gradului de deformare plastică 0

10

h

hh rezultă

că 101 hh şi înlocuind pe 1h în ecuaţia (3.68) aceasta se transformă în:

22

0

00

1

11

h

hb, de unde

0

0

11

1 1

b

h

(3.69)

În cazul în care din formula (3.69) rezultă că 5,2 se micşorează gradul de

deformare plastică.

3.5.2.1.3. Domeniul deformărilor admise

Pentru simplificarea calculelor la întocmirea proceselor tehnologice de forjare, în

cazul automatizării acestor procese, gradul admis de deformare plastică poate fi stabilit şi

cu ajutorul nomogramelor.

Cunoscând că 0

1

0

10 1h

h

h

hh

şi înlocuind pe h1 cu raportul 1b / , rezultat

din ecuaţia (3.67), se obţine ecuaţia de interdependenţă dintre gradul de deformare şi

coeficientul de flambaj, adică:

1

0

1b

h

(3.70)

Intervalul în care gradul de deformare plastică poate varia fără ca semifabricatul să

flambeze rezultă din cazurile extreme, adică din cazurile în care se forjează fie cu alungire

nulă, fie cu lăţire nulă.

Fig. 3.101. Nomogramă pentru stabilirea

gradului de deformare admisă.

a. Alungirea este nulă, adică 01 ll şi IVIIIII AAA , v. figura 3.96. În acest caz

din ecuaţia constanţei volumelor rezultă:

0 01

1

b hb

h (3.71)

Înlocuind raportul 1

0

h

hcu valoarea sa din ecuaţia gradului de deformare plastică,

adică

1

1

1

0

h

h, ecuaţia (3.71) se transformă în:

01

1

bb

(3.72)

Introducând valoarea lăţimii 1b în ecuaţia (3.70) se obţine:

11

0

0

h

b, de unde

0

0

1b

h

(3.73)

b. Lăţirea este nulă, adică 01 bb . În acest caz ecuaţia (3.70) devine:

0

0

1b

h

(3.74)

Dacă în ecuaţiile (3.73) şi (3.74), care se referă la cazurile extreme de forjare, se

înlocuieşte cu valoarea dorită, în limitele 1,5...2,5 , se obţine graficul de variaţie a

deformărilor admise în funcţie de raportul

0

0

b

h, figura 3.101.

În figura 3.101, curba 1 se referă la

cazul în care alungirea este nulă, iar curba 2

- la cazul în care lăţirea este nulă. De aceea

în domeniul I deformarea plastică este

admisă, indiferent de raportul dintre alungire

şi lăţire, iar în domeniul III deformarea

plastică depăşeşte valorile admise.

Domeniul II, situat între cele două curbe,

reprezintă domeniul de trecere. În acest

domeniu deformarea plastică poate fi admisă

dacă raportul 0

0

b

lare valori reduse, adică

alungirea se produce cu intensitate mai mare

decât lăţirea .

De reţinut că în figura 3.101. curbele

1 şi 2 se referă la cazul în care φ = 2,5. În cazurile în care pentru coeficientul de flambaj se

adoptă o valoare mai mică decât 2,5, alura curbelor 1 şi 2 rămâne aproximativ aceeaşi, dar

valoarea gradelor de deformare admisă se micşorează.

3.5.2.1.4. Coroiajul

Proprietăţile mecanice şi tehnologice ale produselor obţinute prin forjare sunt

sensibil influenţate de mărimea gradului de deformare plastică. Din această cauză, în cazul

forjării, cunoaşterea mărimii gradului de deformare plastică este imperios necesară. În

pofida acestei necesităţi, datorită rotirii semifabricatului în timpul forjării şi a schimbării

direcţiilor de curgere a materialului metalic în timpul deformării plastice, formulele uzuale

de exprimare a gradului de deformare plastică, ca de exemplu: 0

10

h

hh sau

1

0lnh

h şi

altele asemănătoare, nu pot fi folosite şi în cazul întinderii prin forjare. De aceea pentru

evaluarea gradului de deformare plastică, în cazul întinderii prin forjare, se foloseşte

noţiunea de coroiaj exprimată prin formulele:

0

1

AC

A , sau (3.75)

i

f

AC

A (3.76)

În formulele (3.75) şi (3.76), 0A şi 1A reprezintă aria secţiunilor transversale ale

lingoului sau semifabricatului înainte şi după întinderea prin forjare, fără a se ţine seama

dacă forjarea s-a terminat sau nu, iar iA şi fA reprezintă aria secţiunii lingoului şi a

piesei forjate. Cu alte cuvinte raportul 10 / AA se referă la un coroiaj oarecare, iar raportul

fi AA / reprezintă coroiajul total.

Având în vedere că volumul semifabricatului este constant rezultă că 0

1

1

0

L

L

A

A ,

ceea ce înseamnă că prin coroiaj se înţelege nu numai raportul dintre secţiunile

transversale ci şi raportul dintre lungimi.

În cazul forjării în etape, sau în trepte, se foloseşte şi noţiunea de coroiaj parţial.

La rândul său coroiajul parţial se calculează pe baza secţiunilor intermediare obţinute

pentru diversele trepte de forjare, figura 3.102.

În figura 3.102 se prezintă treptele de forjare necesare întinderii semifabricatului

de la secţiunea A0 la secţiunea Az cu respectarea coeficientului de flambaj.

Prima treaptă o constituie forjarea de la A0 la A1, iar coroiajul parţial, în acest caz,

este dat de relaţia C1 = A0/A1. În mod similar pentru următoarele trepte de forjare

coroiajele parţiale pot fi exprimate sub forma: 3

23

2

12 ,

A

AC

A

AC etc. Întrucât

,.. 01

3

2

2

1

1

0

zz

z

A

A

A

A

A

A

A

A

A

A adică CCCCC z ..321 , rezultă că produsul coroiajelor

parţiale este egal cu coroiajul total.

a b c d e

Fig. 3.102. Forma şi dimensiunile secţiunii transversale a semifabricatului

la forjarea în trepte.

Interdependenţa dintre valorile coroiajului total şi ale coroiajelor parţiale, precum

şi posibilitatea evaluării gradului de deformare plastică în cazurile în care se schimbă

direcţiile de curgere a materialului metalic, reprezintă principalele avantaje ale noţiunii de

coroiaj. În schimb între valorile coroiajului, calculat numai pe baza raportului dintre cele

două secţiuni, şi valorile gradului de deformare plastică pot să apară nepotriviri. Astfel în

cazul forjării fără alungire, când 0l şi 01 AA , valorile coroiajului obţinute cu

relaţiile 10 /AAC sau /i fA A se menţin tot timpul egale cu unu, indiferent de valorile

gradului de deformare plastică. Dacă dimpotrivă lăţirea este nulă şi alungirea este maximă,

la acelaşi grad de deformare plastică, valorile coroiajului sunt mai mari decât în celelalte

cazuri. Când prin forjare se produce atât alungirea cât şi lăţirea valorile coroiajului, pentru

acelaşi grad de deformare plastică, se modifică în funcţie de valorile raportului dintre

alungire şi lăţire.

Cu alte cuvinte dacă nu se ţine seama de raportul dintre alungire şi lăţire la aceeaşi

valoare a gradului de deformare plastică se pot obţine mai multe valori pentru coroiaj şi

invers, la acelaşi coroiaj pot fi realizate mai multe valori ale gradului de deformare

plastică. Din această cauză în literatura de specialitate se întâlnesc numeroase confuzii şi

contradicţii cu privire la influenţa coroiajului asupra proprietăţilor mecanice ale produselor

obţinute prin forjare, sau asupra coroiajului necesar obţinerii anumitor valori ale

proprietăţilor mecanice ale pieselor forjate.

Pentru eliminarea acestor neajunsuri au fost propuse noţiunile de coroiaj

convenţional şi coroiaj echivalent [24]. Prin coroiaj convenţional se înţelege coroiajul

care se calculează numai pe baza secţiunilor transversale ale produselor forjate, înainte şi

după forjare. În acest fel noţiunea de coroiaj a fost înlocuită cu cea de coroiaj

convenţional. Prin coroiaj echivalent se înţelege produsul dintre coroiajul convenţional şi

un coeficient de corecţie care ţine seama de raportul dintre alungire şi lăţire. Acest coroiaj

se calculează cu formula:

eC K C (3.77)

în care C şi Ce reprezintă coroiajele convenţionale şi echivalente, iar K – coeficientul de

corecţie.

Valoarea coeficientului de corecţie, în

funcţie de intensitatea alungirii, intensitate

condiţionată de raportul 00/bl , v. figura 3.98,

rezultă din figura 3.103.

Din figura 3.103. se observă că

valoarea coeficientului de corecţie creşte cu

creşterea raportului l0/b0 , adică a raportului

dintre lăţire şi alungire.

În cazul forjării între scule profilate

sau mixte, adică în cazul în care lăţirea este

nulă şi coroiajul creşte cu intensitate maximă,

coeficientul de corecţie K este egal cu unu.

3.5.2.1.5. Treptele de forjare

La forjarea lingourilor şi semifabricatelor cu coroiaje mai mari decât 1,4-1,7

forjarea se execută în trepte. Prin treaptă de forjare se înţelege forjarea pe două laturi

opuse, cu o rotire de 90o. Pentru automatizarea operaţiilor de forjare cunoaşterea

numărului treptelor de forjare este obligatorie. La rândul său numărul treptelor de forjare

pentru întinderea de la secţiunea iniţială A0 la secţiunea finală Az, v. figura 3.102, se

calculează pe baza interdependenţei dintre coroiajul total şi coroiajele parţiale, adică:

z

ppppp

z

z

z

CCCCCA

A

A

A

A

A

A

A

A

AC

z .....

321

1

3

2

2

1

1

00

de unde:

zp AACZ lglglg 0 sau

0lg lg

lg

z

p

A AZ

C

(3.78)

În ecuaţia (3.78), Z reprezintă numărul treptelor de forjare, A0 şi Az – aria

secţiunilor transversale, iniţială şi finală, iar Cp – coroiajul parţial, care se adoptă în

limitele 1,4 - 1,7.

3.5.2.1.6. Starea de tensiune

Printre factorii de influenţă asupra calităţii produselor forjate se înscrie şi starea de

tensiune care se creează în timpul forjării. În cazul folosirii sculelor plane starea de

tensiune este influenţată în principal de felul secţiunii transversale a semifabricatului,

pătrată sau rotundă, şi într-o mai mică măsură de parametrii de forjare.

a. Forjarea semifabricatelor pătrate. La întinderea prin forjare a semifabricatelor

pătrate sau dreptunghiulare, ca şi la refulare, sub acţiunea forţei de deformare plastică P şi

a celor de frecare exterioară T, se crează stările de tensiune S1 şi S3, figura 3.104.

La prima semitreaptă de forjare, figura 3.104, a şi b, se formează zonele A în care

starea de tensiune este S1 iar deformarea plastică se produce cu intensitate minimă, şi zona

B, în care starea de tensiune este S3 şi deformarea plastică se produce cu intensitate

maximă. În timpul deformării plastice, până la rotirea semifabricatului cu 90o, adică până

Fig. 3.103. Interdependenţa dintre

raportul l0/b0 şi coeficientul K.

la întoarcerea pe cant, zonele A se măresc şi zona B se micşorează, iar la un moment dat

zona B se despică. După rotirea semifabricatului, la cea de a doua semitreaptă, figura

3.104, c şi d, zonele A şi B îşi schimbă locul, iar în timpul deformării plastice se dezvoltă

în sens invers. În continuare alternanţa schimbărilor de poziţie a celor două zone şi a celor

două stări de tensiune, inclusiv a intensităţii deformării plastice şi a sensurilor de deplasare

a particulelor de material din aproprierea planelor celor două diagonale, se repetă la

fiecare rotire a semifabricatului. Rezultă că în interiorul zonelor A şi B, respectiv în

interiorul semifabricatului, acţionează alternativ atât tensiuni de comprimare cât şi tensiuni

de întindere. Pe lângă aceste tensiuni, care acţionează în sensul deformării plastice, în

zonele din apropierea planelor care se formează de-a lungul celor două diagonale se

creează tensiuni de întindere cu efect de forfecare. Aceste tensiuni se datorează schimbării

sensului de deplasare a particulelor de material din zonele învecinate cu planele formate de

cele două diagonale, figura 3.104.

a b c d

Fig. 3.104. Forţele care acţionează şi stările de

tensiune care se creează în timpul întinderii prin forjare.

Din figura 3.104 se observă că în

aproprierea planelor diagonalelor sensul de

deplasare a particulelor de material, de la

interior spre exterior şi invers, se schimbă la

fiecare rotire a semifabricatului. Schimbarea

alternativă a sensului de deplasare a

particulelor de material favorizează apariţia

fisurilor şi crăpăturilor din zona

diagonalelor, figura 3.105.

Pe suprafaţa lustruită şi atacată fisurile şi crăpăturile care apar în timpul

forjării semifabricatelor pătrate sunt similare

cu cele din figura 3.106.

Având în vedere că distanţa de

deplasare în sens invers a două particule de

material din vecinătatea planelor

diagonalelor este proporţională cu gradul de deformare unitară, adică gradul de deformare

plastică realizat cu o lovitură de ciocan sau o cursă de presă, şi cu raportul dintre lăţire şi

Fig. 3.105. Aspectul fisurilor în secţiunea

transversală a unui semifabricat din oţel

mediu aliat [28].

alungire, rezultă că pentru reducerea tendinţei de fisurare sau crăpare a semifabricatului în

timpul forjării este necesar ca forjarea să se execute cu valori cât mai reduse, atât pentru

gradul de deformare unitară, cât şi pentru lăţire. Prima condiţie poate fi realizată prin

micşorarea energiei de lovire a ciocanului, respectiv micşorarea forţei de apăsare a presei.

Pentru cea de a doua condiţie este necesară micşorarea raportului l0/b0, adică a raportului

dintre lungimea de prindere a semifabricatului între scule şi grosimea acestuia, raport de

care depinde intensitatea lăţirii. La rândul său raportul l0/b0 nu poate fi micşorat sub 0,45-

0,5 întrucât în acest caz apar tensiuni de întindere longitudinală în zona centrală, tensiuni

care pot conduce la apariţia fisurilor transversale.

Fig. 3.106. Fisuri şi crăpături apărute în timpul forjării

semifabricatelor pătrate [9].

În figura 3.107 se prezintă variaţia deformării locale pe înălţime l , în zona

centrală a semifabricatelor, în funcţie de gradul de deformare generală g şi raportul

dintre lungimea de prindere l0 şi grosimea semifabricatului pe înălţime h0.

Din figura 3.107 se observă că,

indiferent de valorile deformării generale

g , calculate pe baza dimensiunilor

exterioare ale secţiunii semifabricatului, în

domeniul I, la valori ale raportului

45,0/ 00 hl , deformarea plastică locală din

zona centrală se menţine la valori mai

ridicate decât deformarea generală. Cu alte

cuvinte la 45,0/ 00 hl zona centrală se

deformează plastic sub acţiunea tensiunilor

predominant de comprimare. Domeniul II

reprezintă domeniul de trecere între I şi III,

iar în domeniul III, la 00 / hl 0,28, raportul

gl / devine subunitar, ceea ce înseamnă

că în acest domeniu deformarea plastică din

zona centrală se produce sub acţiunea

tensiunilor de întindere. În consecinţă la

întinderea prin forjare raportul dintre

lungimea de prindere şi grosimea

semifabricatului sau a lingoului trebuie sa

fie mai mare sau cel puţin egal cu 0,45-0,50.

Fig. 3.107. Variaţia deformării plastice locale l în

funcţie de raportul 00 / hl şi gradul de deformare

generală g

Un alt mijloc de reducere a

tendinţei de fisurare sau crăpare în

planul diagonalelor îl constituie

repătratizarea, adică rotirea

semifabricatului cu 450 şi formarea

unui al doilea pătrat, decalat faţă de

primul cu acelaşi unghi şi evident cu

alte diagonale, figura 3.108.

Deoarece după repătratizare

noile diagonale se găsesc în zone care

n-au mai fost solicitate la întindere, în

sensuri diferite şi repetate, capacitatea

materialului metalic de a suporta

asemenea solicitări creşte cu până la dublu. Pe lângă micşorarea tendinţei de fisurare sau

crăpare, în zona diagonalelor, forjarea cu repătratizare contribuie şi la micşorarea

neuniformităţii deformaţiei şi îmbunătăţirea proprietăţilor mecanice şi tehnologice ale

produselor obţinute prin forjare.

Ridicarea temperaturii de forjare, în limitele intervalului admis pentru temperatura

de deformare plastică la cald a materialului metalic, măreşte plasticitatea şi reduce tendinţa

de fisurare sau crăpare din cauza tensiunilor de întindere.

b. Forjarea semifabricatelor rotunde. La întinderea semifabricatelor rotunde între

scule plane în stadiul iniţial suprafeţele de contact dintre semifabricat şi scule sunt foarte

mici, practic neglijabile şi confundabile cu câte o linie. Pe măsura creşterii gradului unitar

de deformare plastică se creează şi cele două suprafeţe de contact. Sub influenţa forţei de

deformare plastică P şi a forţelor de frecare exterioară T, în aproprierea celor două

suprafeţe de contact, se formează zonele de deformare îngreunată şi zonele de deformare

maximă. Primele sunt delimitate de triunghiurile ABC şi A’B

’C

’, iar ultimele de conturul

ACBD şi A'C'B'D', figura 3.109.

Mărimea zonelor de deformare

îngreunată şi a celor de deformare maximă

este proporţională cu gradul de deformare

unitară şi poate fi stabilită fie pe cale

experimentală, fie cu ajutorul regulii lui

Prandtl. Conform regulii lui Prandtl,

descrisă în lucrarea [24], vârfurile D si D’,

din figura 3.109, ajung în axa

semifabricatului la u=3% şi se întrepătrund

la u > 3%. La u < 3% între cele două

vârfuri există o distanţă dependentă de

gradul unitar de deformare plastică. În figura

3.109 această distanţă este egală cu raza OD,

respectiv OD', şi arată existenţa şi mărimea

celei de a treia zone.

Ca şi în cazul refulării, starea de

tensiune este S1 în interiorul zonelor ABC şi A’B’C’ şi S3 în interiorul zonelor ACBD şi

A’C’B’D’. Prin rotirea semifabricatului în timpul forjării zonele ABC şi A’B

’C

’ închid

inelul I, iar zonele ACBD şi A’C’B’D’ închid inelele I şi II formând o singură zonă, zona

Fig. 3.108. Schema repătratizării.

Fig. 3.109. Zonele de deformare plastică la

forjarea semifabricatelor rotunde

periferică. Delimitarea dintre zona periferică şi zona centrală este dată de mărimea razelor

OD, respectiv OD’, figura 3.109.

Sub influenţa forţei P şi a tensiunilor de comprimare şi întindere, aferente stărilor

de tensiune S1 şi S3, zona periferică se alungeşte şi trage după sine zona centrală care tinde

să-şi menţină dimensiunile iniţiale, figura 3.110.

În figura 3.110 se prezintă aspectul unor semifabricate rotunde forjate, cu grade

mici de deformare unitară, între scule plane.

Fig. 3.110. Aspectul suprafeţei frontale a semifabricatelor rotunde

forjate cu grade mici de deformare unitară.

Din figura 3.110. se observă că sub influenţa tensiunilor de întindere şi

comprimare, din zonele ABC şi ACBD reprezentate în figura 3.109, zona periferică se

alungeşte şi antrenează cu sine şi zona centrală, zonă care în acest caz se deformează

plastic numai sub influenţa tensiunilor de întindere. Datorită tensiunilor de întindere în

zona centrală, plasticitatea materialului scade foarte mult, iar în cazurile în care aceste

tensiuni sunt mai mari decât limita de curgere a materialului metalic, semifabricatul îşi

distruge integritatea, fie în direcţie longitudinală, fie în direcţie radială, în funcţie de

direcţia tensiunilor predominante.

În figura 3.111 se prezintă aspectul rupturii, care a fost pusă în evidenţă la

strunjirea unui semifabricat cu secţiunea rotundă, precum şi al şaibei care a fost decupată

din apropierea rupturii.

a b

Fig. 3.111. Aspectul rupturii şi al şaibei decupate

Din figura 3.111 se observă că fisurile care au apărut în timpul forjării, din cauza

tensiunilor de întindere longitudinală create în zona centrală, s-au dezvoltat până în zona

periferică şi au ajuns chiar şi în stratul de material prevăzut pentru prelucrările prin

aşchiere.

În cazurile în care predominante sunt tensiunile de întindere radială fisurile care se

formează sunt orientate longitudinal şi pot să apară numai pe anumite porţiuni sau pe

întreaga lungime a semifabricatului.

În figura 3.112 se prezintă două discuri din oţel în care au fost introduse patru

ştifturi, tot din oţel, şi care după forjare cu coroiaje diferite şi cu grade mici de deformare

unitară au fost secţionate longitudinal [9].

Fig. 3.112. Desenul de execuţie şi aspectul discurilor în secţiune longitudinală

Din figura 3.112 se observă că după forjarea cu grade mici de deformare unitară

discurile s-au alungit numai în zona periferică, iar diferenţa de lungime între zona

periferică şi zona centrală este cu atât mai mare cu cât a fost mai mare coroiajul. De

asemenea se mai observă că pe măsura creşterii coroiajului în zona periferică găurile şi

diametrul ştifturilor s-au micşorat, iar în zona axială gaura s-a mărit şi ştiftul a ieşit liber,

fară a-şi modifica dimensiunile.

Mărirea diametrului găurii din zona axială atestă faptul că în această zonă, în

timpul forjării, acţionează tensiuni de întindere în direcţie radială, deşi forţa P acţionează

în sens invers. Menţinerea lungimii iniţiale a zonei axiale arată că în cazul semifabricatelor

monobloc, cu lungimi mai mari decât diametrul, alungirea acestei zone se produce sub

influenţa tensiunilor de întindere în direcţie longitudinală.

Din cele de mai sus rezultă că la forjarea semifabricatelor rotunde cu grade mici de

deformare unitară zona centrală se deformează plastic sub acţiunea tensiunilor de

întindere, atât în direcţie longitudinală, cât şi în direcţie radială.

Modul de formare a tensiunilor de întindere în direcţie radială, din zona centrală a

semifabricatului, rezultă din figura 3.113, în care se prezintă descompunerea şi

compunerea forţelor care acţionează în timpul forjării semifabricatelor rotunde.

Datorită stării de tensiune S1 din triunghiurile ABC si A’B’C’, figura 3.113, în

interiorul celor două triunghiuri, numite şi zone de deformare îngreunată, rezistenţa la

deformarea plastică este mai mare decât în restul semifabricatului. Din această cauză forţa

P se transmite în interiorul semifabricatului prin intermediul componentelor nP şi 'nP şi

al tensiunilor de întindere în direcţie radială şi ' , tensiuni care se formează prin

compunerea celor două componente. Prin rotirea semifabricatului în timpul forjării

triunghiurile ABC şi A'B'C' închid inelul periferic de rază interioară OC, adică zona I din

figura 3.109, iar tensiunile de întindere şi ' din zona axială de rază OD îşi schimbă

direcţia de la Ox la Oy

extinzându-şi acţiunea pe două

direcţii în întreaga zonă axială. În

acelaşi timp zonele ABCD şi

A'B'C'D', în care acţionează

tensiuni de comprimare şi

întindere, închid şi ele zona

periferică formată din inelele I şi

II, v. figura 3.109. Rezultă că în

acest caz, adică la forjarea cu

grade mici de deformare unitară,

%0,3u , în zona periferică,

inelele I şi II, acţionează tensiuni

de comprimare şi întindere, iar în

zona centrală de rază OD– numai

tensiuni de întindere.

Datorită tensiunilor de

întindere plasticitatea

materialului metalic din zona

centrală scade foarte mult,

crescând în mod corespunzător

tendinţa semifabricatului de a-şi

distruge integritatea chiar în

timpul deformării plastice.

Influenţa gradului de

deformare unitară asupra mărimii

şi ponderii zonelor de deformare

plastică şi asupra tendinţei

materialului metalic de a-şi

distruge integritatea în timpul

forjării, rezultă din figura 3.114.

Din figura 3.114. se

observă că pe măsura creşterii

gradului de deformare unitară

creşte ponderea zonelor I şi II, în

detrimentul zonei III, v. şi figura

3.109. În acelaşi timp pe măsura

creşterii gradului de deformare

unitară scade ponderea

tensiunilor de întindere în

favoarea celor de comprimare,

micşorându-se în mod

corespunzător şi tendinţa

materialului metalic de a-şi

distruge integritatea în timpul

deformării plastice.

La grade mici de

deformare unitară, sub 3 %, în

direcţie verticală, direcţia Oy,

Fig. 3.113. Forţele care acţionează şi tensiunile care se

creează în timpul forjării semifabricatelor rotunde.

Fig. 3.114. Zonele de deformare plastică şi epura

tensiunilor

acţionează tensiuni de comprimare cu valori descrescătoare de la periferia semifabricatului

spre centrul acestuia. În punctele D şi D’ tensiunile de comprimare devin egale cu limita

de curgere a materialului metalic şi influenţa lor asupra deformării plastice se anulează. În

direcţie orizontală, direcţia Ox, acţionează tensiuni de întindere cu valori minime la

periferia semifabricatului şi maxime în zona centrală. Rezultă că la %3u zona centrală

se deformează plastic numai sub influenţa tensiunilor de întindere, iar în zona periferică

predomină tensiunile de comprimare. Din această cauză, la %3u , tendinţa materialului

metalic de a-şi distruge integritatea, în timpul deformării plastice, în zona centrală, este

maximă. La %3u , prin mărirea zonelor I şi II, în detrimentul zonei III, vârfurile D şi

D’ ajung în axa semifabricatului, iar zona III se anulează. În acest caz deformarea plastică

se produce sub influenţa simultană a tensiunilor de comprimare şi întindere, în întreaga

secţiune a semifabricatului, cu menţiunea că în zona periferică predominante sunt

tensiunile de comprimare, iar în zona centrală – cele de întindere. Predominanţa

tensiunilor de întindere în zona centrală, comparativ cu tensiunile de comprimare,

micşorează plasticitatea materialului metalic şi conduce la apariţia fisurilor longitudinale,

figura 3.115.

În figura 3.115. se prezintă aspectul macroscopic al unor fisuri longitudinale,

apărute în timpul forjării semifabricatelor rotunde între scule plane, cu grade mici de

deformare unitară.

La valori mai mari ale gradului de

deformare unitară, %3u , zona III fiind

anulată, raportul dintre zonele periferică şi

centrală se schimbă în favoarea zonei

periferice, iar ponderea tensiunilor de

comprimare, în direcţie radială, creşte în

detrimentul celor de întindere. Până la

%11u în zona centrală şi îndeosebi în

zona din imediata vecinătate cu axa

semifabricatului, în pofida creşterii

tensiunilor de comprimare, predominante

sunt tensiunile de întindere. La %11u

în axa semifabricatului cele două feluri de

tensiuni devin egale, iar la %11u tensiunile de comprimare predomină în întreaga

secţiune. Cu alte cuvinte la %11u deformarea plastică se produce predominant sub

influenţa tensiunilor de comprimare în întreaga secţiune a semifabricatului, iar tendinţa

materialului metalic de a-şi distruge integritatea în timpul deformării plastice se reduce

până la anulare.

În cazurile în care predominante sunt tensiunile de întindere radială, fisurile care se

formează sunt orientate longitudinal şi pot să apară numai pe anumite porţiuni sau pe

întreaga lungime a semifabricatului.

Se observă că în comparaţie cu semifabricatele pătrate la care, pentru reducerea

tendinţei de fisurare sau crăpare în timpul forjării, gradul de deformare unitară trebuie

micşorat, la semifabricatele rotunde, dimpotrivă, gradul de deformare unitară trebuie

mărit. Pentru semifabricatele rotunde, din materiale metalice cu plasticitate redusă, se

recomandă folosirea sulelor profilate sau mixte.

Fig. 3.115. Fisuri apărute în timpul forjării.

3.5.2.1.7. Mărimea utilajului

a. Mărimea presei. În cazul preselor, de regulă prese hidraulice, forţa necesară

deformării plastice este dată de ecuaţia generală a forţei, adică ApP , în care p şi A

reprezintă presiunea şi suprafaţa.

Valoarea presiunii de deformare plastică la întinderea prin forjare se determină cu

formula (3.79) asemănătoare cu cea de la refulare:

1

1

11,15 ' 1

2c

lp

h

(3.79)

în care: 'c reprezintă limita de curgere a materialului metalic la temperatura de forjare;

- coeficientul de frecare exterioară ( 35,025,0 ); l1 şi h1- lungimea semifabricatului

şi înălţimea secţiunii acestuia în porţiunea de prindere între scule, după forjarea pe o

latură.

Introducând valoarea presiunii în formula P p A , se obţine:

1

1

11,15 ' 1

2c

lP A

h

(3.80)

Pentru semifabricatele pătrate sau dreptunghiulare, la care 11 blA , lungimea 1l

şi lăţimea 1b a suprafeţei de contact dintre scule şi semifabricat se calculează cu relaţiile

(3.62) şi (3.64) sau se determină cu ajutorul nomogramei din figura 3.100. De asemenea

lungimea 1l poate fi considerată a fi egală cu lăţimea B a nicovalei.

În cazul semifabricatelor rotunde suprafaţa A reprezintă suprafaţa zonelor de

deformare îngreunată la contactul dintre berbec şi semifabricat, cu condiţia ca gradul de

deformare unitară luat în calcul să fie mai mare de 8 % pentru sculele profilate şi peste

10% pentru sculele plane sau

mixte.

La forjarea oţelurilor

nealiate şi slab sau mediu aliate

valorile forţei necesare

deformării plastice, în funcţie de

diametrul lingoului sau

semifabricatului, pot fi stabilite şi

cu ajutorul nomogramei din

figura 3.116.

În figura 3.116, curba 1

se referă la oţelurile nealiate,

inclusiv aliajele neferoase cu

rezistenţa medie la deformarea

plastică, iar curba 2 – la oţelurile

slab şi mediu aliate.

b. Mărimea ciocanului. Ca şi la refulare şi în cazul întinderii mărimea ciocanului

se determină pe baza egalităţii dintre energia de lovire a ciocanului şi lucrul mecanic

necesar deformării plastice, adică:

Fig. 3.116. Interdependenţa dintre diametrul ligoului sau al

semifabricatului şi forţa necesară deformării plastice [19].

uc LE , sau 2

'2

m u

Gvp V

g , de unde

2

2'm u

gG p V

v

(3.81)

Introducând în relaţia (3.81) valoarea presiunii din relaţia (3.79) rezultă:

1

1

2

12,3 ' 1 '

2c u

lg V

hG

v

(3.82)

În ecuaţia (3.82), V’ reprezintă volumul semifabricatului cuprins între scule, în

cm3, - randamentul ciocanului în limitele 0,8-0,9 şi u - gradul de deformare unitară

adoptat, iar restul notaţiilor au aceeaşi semnificaţie ca şi în ecuaţia (3.79).

Pentru eliminarea calculelor în tabelul 3.13. se prezintă valorile orientative ale

mărimii ciocanelor, exprimată prin greutatea părţii căzătoare, în funcţie de diametrul iniţial

al semifabricatului. Aceste valori sunt valabile numai pentru forjarea oţelurilor nealiate şi

slab sau mediu aliate.

Tabelul 3.13. Valorile orientative ale mărimii ciocanelor

în funcţie de diametrul iniţial al semifabricatului

Diametrul

semifabricatului,

mm

100 200 250 300 400 500 600 800

Greutatea părţii

căzatoare,

daN

750 1000 2000 3000 4000 5000 7000 10000

În cazul forjării materialelor metalice cu rezistenţa la deformarea plastică la cald

diferită de a oţelurilor nealiate şi slab sau mediu aliate, cum sunt de exemplu aliajele de

aluminiu sau oţelurile rapide, la aceleaşi dimensiuni ale semifabricatelor, mărimea

ciocanelor indicată în tabelul 3.13 se corectează în funcţie de rezistenţa la deformarea

plastică a materialului metalic analizat.

3.5.2.2. Întinderea între scule profilate

În comparaţie cu sculele plane sculele profilate prezintă avantajul măririi

productivităţii şi al reducerii tendinţei de fisurare în timpul forjării semifabricatelor

rotunde. În schimb domeniul de aplicabilitate al acestor scule se restrânge numai la

forjarea pieselor simple şi a semifabricatelor rotunde.

La forjarea semifabricatelor rotunde între scule profilate în V forţa P, necesară

deformării plastice, se transmite semifabricatului prin intermediul a patru suprafeţe de

contact, figura 3.117. În acest fel componentele normale care acţionează pe suprafeţele de

contact dintre semifabricat şi scule se reduc la ½ P, reducându-se în mod corespunzător şi

tensiunile de întindere din zona centrală a semifabricatului.

Pe lângă gradul de deformare unitară, în cazul forjării cu scule profilate, valoarea

tensiunilor de întindere din zona axială a semifabricatului depinde şi de mărimea unghiului

de profilare a sculelor, unghiul din figura 3.117. Pe măsura creşterii acestui unghi, în

limitele 90...180o, creşte şi valoarea tensiunilor de întindere din zona axială a

semifabricatului. Sub 90o unghiul nu poate fi micşorat întrucât în acest caz

semifabricatul se roteşte liber între scule, fără a putea fi deformat, iar la o180 sculele

profilate se transformă în scule plane.

În cazul în care o90 , figura 3.117, a, componentele nP2/1 şi '2/1 nP , egale şi

de sens contrar, se anulează reciproc şi nu pot da naştere unor tensiuni de întindere. Din

această cauză, la prima vedere, s-ar părea că în acest caz tensiunile de întindere din zona

centrală a semifabricatului lipsesc, indiferent de valoarea gradului de deformare unitară. În

realitate, aşa cum s-a arătat mai sus, v. şi figura 3.110, la %3u sub acţiunea tensiunilor

de comprimare şi întindere se deformează plastic numai zona periferică, iar prin alungire

această zonă antrenează cu sine şi zona centrală, pe care o supune unor tensiuni de

întindere. De aceea pentru reducerea şi chiar anularea tensiunilor de întindere şi a tendinţei

de fisurare a semifabricatului, în timpul forjării, gradul de deformare unitară trebuie să fie

mai mare de 3%, indiferent de valoarea unghiului de profilare.

La o90 , figura 3.117, b, prin compunerea componentelor nP2/1 şi 1/ 2 'nP se

formează rezultatele R şi R' care dau naştere tensiunilor de întindere radială, tensiuni care,

la acelaşi grad de deformare unitară, sunt cu atât mai mari cu cât este mai mare unghiul de

profilare a sculelor. În general unghiul se adoptă între 110 şi 135o. La valori mai mici

de 110o scade gama dimensională a semifabricatelor ce pot fi forjate cu aceleaşi scule, iar

peste 135o se măreşte nejustificat valoarea tensiunilor de întindere în zona centrală a

semifabricatului.

Comparativ cu forjarea semifabricatelor rotunde între scule plane, la forjarea între

scule profilate tensiunile de întindere din zona centrală a semifabricatului se reduc cu peste

50%, reducându-se în mod corespunzător şi tendinţa semifabricatului de a fisura în timpul

forjării.

3.5.2.3. Întinderea între scule mixte

În cazul folosirii sculelor mixte, adică berbecul plan şi nicovala profilată, contactul

dintre scule şi semifabricat se realizează prin intermediul a trei suprafeţe. În acest fel pe

suprafaţa de contact dintre berbec şi semifabricat acţionează forţa P, egală cu forţa

a b

Fig. 3.117. Forţele şi tensiunile care acţionează în timpul forjării între scule profilate:

a- o90 ; b-

o90 .

necesară deformării plastice, iar pe suprafeţele de contact dintre semifabricat şi nicovală

forţa P se reduce la jumătate, figura 3.118.

Ca şi în cazul sculelor plane sau profilate şi în acest caz, sub influenţa forţelor de

frecare exterioară T, se formează triunghiurile de deformare îngreunată. Din această cauză

forţele de deformare plastică P şi 1/2P acţionează asupra semifabricatului prin

componentele nP şi nP2/1 , normale pe feţele laterale ale celor două triunghiuri, cu

unghiul la vârf de 90o. Prin compunerea normalelor nP şi nP2/1 se obţin rezultantele R şi

R'. Aceste rezultante, cu punctul de aplicaţie în O’, figura 3.118, b, dau naştere tensiunilor

de comprimare 1 şi de întindere 2 şi 2 ' .

a b

Fig. 3.118. Forţele şi tensiunile care acţionează în timpul forjării

semifabricatelor rotunde între scule mixte.

La rotirea semifabricatului, în timpul forjării, punctul O’ se deplasează pe o spirală,

iar în zona acestei spirale, sub influenţa tensiunilor de întindere 2 şi 2 ' , materialul

metalic este solicitat la întindere. Când valoarea tensiunilor de întindere din zona spiralei,

formată de rotirea punctului O’, depăşeşte valoarea limitei de curgere a materialului

metalic în semifabricat apar fisuri de forma celor din figura 3.119.

Fig. 3.119. Fisuri apărute la forjarea semifabricatelor rotunde între scule mixte [9].

Comparativ cu forjarea între scule plane, la forjarea între scule mixte, tensiunile de

întindere şi tendinţa de fisurare a semifabricatului în timpul forjării sunt mult mai mici. În

comparaţie cu sculele profilate la forjarea cu scule mixte tensiunile de întindere sunt mai

mari, dar tendinţa de fisurare a semifabricatului în timpul forjării este aproximativ aceeaşi.

Reducerea tendinţei de fisurare, comparativ cu valoarea tensiunilor de întindere, în cazul

folosirii sculelor mixte, se datorează schimbării poziţiei punctului O’şi a zonelor în care

acţionează tensiunile de întindere, schimbare care se produce la rotirea semifabricatului în

timpul forjării. La aceeaşi tendinţă de fisurare a semifabricatului forjarea între scule mixte,

comparativ cu sculele profilate, prezintă şi avantajul reducerii manoperei de schimbare a

sculelor la trecerea de la semifabricatele rotunde la cele pătrate şi invers.

3.5.2.4. Întinderea pe dorn

În funcţie de felul piesei, inelară sau tubulară, întinderea pe dorn se execută cu sau

fără modificarea diametrului interior.

Întinderea pe dorn cu modificarea ambelor diametre se execută în cazul pieselor

inelare, adică al pieselor la care

lungimea este mai mică decât

diametrul, figura 3.120.

Din figura 3.120. se

observă ca la întinderea pe dorn

a pieselor de formă inelară

alungirea se produce atât în

direcţia şi sensul măririi celor

două diametre, cât şi în direcţia

şi sensul măririi lungimii

piesei.

Întrucât în cele mai

multe cazuri, la forjarea

pieselor inelare, alungirea în

direcţia axială este nedorită,

pentru micşorarea alungirii în această direcţie este necesar ca lăţimea B a berbecului, v.

figura 3.120, să fie cât mai mare.

Alungirea celor două diametre, inclusiv productivitatea, fiind condiţionate şi de

diametrul dornului necesită ca dornul să fie cât mai subţire. Pe de altă parte pe măsura

micşorării raportului dintre diametrul dornului şi diametrul interior al piesei creşte tendinţa

de formare a suprapunerilor de material în timpul forjării. Din această cauză la stabilirea

diametrului dornului trebuie ţinut seama pe de o parte de rezistenţa acestuia la flambaj şi

intensitatea alungirii celor două diametre, iar pe de altă parte de tendinţa de formare a

suprapunerilor de material.

Diametrul minim, care să asigure rezistenţa dornului la solicitările de flambaj şi

care să corespundă şi din punctul de vedere al intensificării alungirii celor două diametre

ale piesei forjate, poate fi stabilit fie prin calcule de rezistenţă, fie cu ajutorul

nomogramelor.

În figura 3.121 se prezintă nomograma de interdependenţă dintre lungimea piesei

inelare şi diametrul dornului.

Curba 1 din figura 3.121 se referă la forjarea pieselor cu pereţi groşi, iar curba 2 la

piesele cu pereţi subţiri. În general se poate aprecia că diametrul dornului, în funcţie de

lungimea piesei, se situează în domeniul cuprins între cele două curbe. Dacă diametrul

dornului, obţinut prin calcule de rezistenţă la flambaj sau cu ajutorul nomogramelor, este

mult prea mic, faţă de diametrul interior al piesei, ceea ce creează riscul apariţiei

suprapunerilor de material, pentru a nu se mări în mod excesiv diametrul dornului şi al

suportului, se recomandă folosirea unor bucşe intermediare figura 3.122.

Fig. 3.120. Întinderea pe dorn a pieselor inelare:

1- berbecul; 2- piesa; 3- dornul; 4- suportul.

O altă condiţie de care trebuie

ţinut seama la forjarea pieselor inelare se

referă la dimensionarea semifabricatului

refulat şi găurit, deoarece dimensionarea

incorectă a acestui semifabricat poate

conduce fie la micşorarea productivităţii

şi mărirea consumurilor energetice şi a

preţului de cost, fie la rebutarea piesei.

Astfel dacă în timpul forjării alungirea

piesei în direcţie axială este mai mare

decât alungirea diametrelor piesa trebuie

întoarsă pe cant şi refulată. După

refulare urmează întinderea pe dorn până

la obţinerea dimensiunilor dorite. Uneori

pentru obţinerea dimensiunilor cerute

refularea se repetă. Întrucât fiecare

refulare necesită schimbarea sculelor şi

reîncălzirea semifabricatului se înţelege

că în acest caz manopera de forjare,

consumurile energetice şi preţul de cost

sunt proporţionale cu numărul de

refulării. Dacă, dimpotrivă unul din cele

două diametre a ajuns la cotele finale, iar

lungimea piesei este mai mică decât cea

necesară, forjarea nu mai poate fi

continuată şi piesa se rebutează.

Pentru stabilirea orientativă a

dimensiunilor semifabricatului refulat şi

găurit în vederea întinderii pe dorn se

poate folosi relaţia:

h KL , (3.83)

în care h reprezintă înălţimea semifabricatului după refulare şi găurire, iar L - lungimea

piesei după întinderea pe dorn.

Valoarea coeficientului K în funcţie de raportul Di/d, adică raportul dintre

diametrul interior al piesei şi diametrul dornului de găurire, precum şi de raportul L/De

dintre lungimea piesei şi diametrul exterior al acesteia poate fi stabilită pe baza

nomogramei din figura 3.123.

Din figura 3.123 rezultă că pentru o piesă cu raportul L/De < 0,3 şi un dorn de

găurire cu raportul Di/d = 3,2 coeficientul K = 0,88. În consecinţă înălţimea

semifabricatului refulat şi găurit va trebui să fie cu 12% mai mică decât lungimea piesei

forjate.

În cazul în care numărul de piese este suficient de mare se recomandă ca forjarea

să se execute la două utilaje. La primul utilaj se execută refularea şi găurirea

semifabricatului, iar la cel de al doilea utilaj se execută întinderea piesei pe dorn. În acest

fel numărul de încălziri poate fi redus de la două la una.

În cazul pieselor tubulare, adică al pieselor la care lungimea este mai mare decât

diametrul interior, la întinderea pe dorn diametrul interior se menţine constant. În funcţie

Fig. 3.121. Interdependenţa dintre lungimea L a

piesei şi diametrul d al dornului.

Fig. 3.122. Întinderea pe dorn cu bucşă

intermediară:

1- berbecul; 2- piesa; 3- bucşa; 4- dornul; 5- suportul.

de grosimea pereţilor pieselor, în afara

dornului, sculele folosite, în acest caz,

pot fi profilate sau mixte.

Forjarea între scule mixte, figura

3.124, se recomandă numai în cazul în

care grosimea peretelui piesei g,

respectiv diferenţa dintre cele două

diametre, este mai mare decât diametrul

dornului. În cazul pieselor tubulare cu

pereţii mai subţiri întinderea pe dorn se

execută între scule profilate.

Indiferent de sculele folosite,

profilate sau mixte, pentru extragerea

piesei dornul trebuie să aibă o conicitate

de 1/100-1/150, şi să fie prevăzut cu o

şaibă la capătul porţiunii cu diametrul

mai mare, figura 3.125.

Pentru menţinerea contactului

între dorn şi semifabricat, astfel încât

dornul să nu se rotească liber în

interiorul semifabricatului, după

introducerea semifabricatului pe dorn,

până la contactul cu flanşa, forjarea

grobă se începe de lângă flanşă şi se

continuă până la capătul opus. Forjarea

de netezire, care se execută la ultima

trecere, se începe de la capătul opus şi se

termină la capătul de lângă flanşă. În

acest fel la ultima trecere semifabricatul

se desprinde de pe dorn, aproape în

întregime, rămânând fixat numai la

capătul de lângă flanşă, ceea ce uşurează

extragerea dornului. Tot în scopul

uşurării extragerii dornului se recomandă

folosirea unui lubrifiant rezistent la

temperatura de forjare.

În cazul pieselor cu o ştrangulare

în interior, de regulă la unul din capete,

forjarea se execută între scule profilate

cu un adaos tehnologic la diametrul

exterior, în zona de ştrangulare,

figura 3.126.

După realizarea lungimii dorite şi

a diametrului interior se retrage dornul

din zona de ştrangulare şi forjarea

continuă în această zonă până la cotele

finale ale diametrului exterior. Pentru ca,

după prelucrarea prin aşchiere,

ştrangularea să aibă cotele indicate în

Fig. 3.124. Întinderea pe dorn între scule mixte.

Fig. 3.125. Forma dornului pentru întinderea

pieselor tubulare.

Fig. 3.126. Forjarea preliminară şi finală a unei

piese tubulare cu o ştrangulare.

Fig. 3.123. Nomogramă pentru stabilirea

coeficientului K la întinderea pe dorn:

1- L/De>0,3 ; 2- L/De < 0,3.

desenul de piesă finită este necesar ca lungimea adaosului tehnologic să fie cu cca 20%

mai mare decât lungimea ştrangulării, iar volumul acestui adaos să fie cu 40-50 % mai

mare decât volumul ştrangulării.

3.5.2.5. Mărimea utilajului

În cazurile în care cele trei operaţii necesare întinderii pe dorn, adică refularea,

găurirea şi întinderea, se execută

la acelaşi utilaj, mărimea

utilajului se stabileşte pe baza

forţei necesare operaţiei de

refulare. Dacă întinderea pe dorn

se execută la utilaje diferite,

mărimea utilajului se stabileşte

pentru fiecare operaţie, fie prin

calculele aferente fiecărei

operaţii, fie cu ajutorul

nomogramelor.

În figura 3.127. se

prezintă nomograma pentru

stabilirea utilajului la întinderea

pe dorn a pieselor inelare.

Valorile rezultate din

figura 3.127. sunt valabile şi

pentru piesele tubulare, cu

condiţia ca lungimea L din

nomogramă să fie înlocuită cu

lăţimea berbecului, notată cu B în

figura 3.124.

3.5.3. Găurirea

Ca operaţie de forjare găurirea se întâlneşte cu precădere în cazul forjării pieselor

de formă inelară sau tubulară. În cazul pieselor cu diametrul găurii până la 400-500 mm

găurirea se execută cu dornuri pline, iar la diametre mai mari se folosesc perforatoare

tubulare.

Găurirea cu dornuri pline se execută fie deschis, fie închis, adică în matriţă.

Găurirea deschisă, figura 3.128, a, prezintă avantajul reducerii preţului de cost, prin

micşorarea manoperei de forjare şi a forţei de deformare plastică, respectiv a utilajului,

inclusiv eliminarea matriţei. Dezavantajul găuririi deschise constă în apariţia tensiunilor de

întindere în zona periferică, tensiuni care, în cazul materialelor metalice cu plasticitate

redusă, pot conduce la apariţia crăpăturilor.

Găurirea închisă, figura 3.128, b, elimină tensiunile de întindere şi riscul de crăpare

a semifabricatului dar necesită manoperă suplimentară, un utilaj mai mare şi o matriţă,

ceea ce conduce la mărirea preţului de cost. Din această cauză găurirea închisă se

recomandă numai pentru piesele din materialele metalice cu plasticitate redusă. Indiferent

de varianta adoptată, găurire închisă sau deschisă, înainte de găurire lingoul rotunjit prin

forjare până la diametrul piciorului şi cu maselota şi piciorul debitate, sau semifabricatul

Figura 3.127. Interdependenţa dintre dimensiunile piesei

inelare şi mărimea utilajului.

rotunjit, dacă a fost prismatic, se refulează până ce raportul dintre înălţime şi diametru

devine subunitar, iar raportul dintre diametrul lingoului sau al semifabricatului după

refulare, şi diametrul dornului este mai mare decât 4,0 figura 3.129, a. După refulare se

execută cavitatea de găurire în care, pentru a reduce forţele de frecare exterioară şi

neuniformitatea deformaţiei, inclusiv forţa de găurire, se presară un strat de: mangal, cocs

sau grafit. Dacă este necesar, pentru centrarea cavităţii de găurire, se foloseşte un şablon

sau un dispozitiv de centrare. Pentru a elimina materialul impur din zona retasurii

cavitatea de găurire se execută la capătul dinspre piciorul lingoului. În continuare cu un

dorn tronconic cavitatea de găurire se adânceşte până la înălţimea h egală cu 0,4-0,5 din

diametru dornului. În cazul în care pentru efectuarea găuririi este necesar un dorn cu

raportul dintre lungime şi diametru mai mare de 2,5 găurirea se execută cu două dornuri,

figura 3.129, b.

La străpungerea găurii, figura 3.129, c, după răsturnarea semifabricatului cu 1800,

centrarea dornului este uşurată de pata mai întunecată care apare din cauza răcirii mai

intense a semifabricatului la contactul cu nicovala, în zona axială.

Găurirea cu perforatorul tubular prezintă avantajul reducerii forţei de găurire şi

eliminării porţiunii din zona axială a lingoului, zonă în care se găsesc cele mai multe

incluziuni. În schimb la găurirea cu perforatoare tubulare pierderile de material şi preţul de

cost sunt mai mari decât la găurirea cu dornuri pline. Din această cauză găurirea cu

perforatoare tubulare se recomandă numai în cazul pieselor mari care se forjează direct din

lingouri.

Ca şi în cazul folosirii dornurilor pline la găurirea cu perforatoare tubulare lingoul

se rotunjeşte şi se refulează în prealabil până când diametrul acestuia depăşeşte de cel

puţin trei ori diametrul exterior al perforatorului. În continuare, la capătul dinspre piciorul

lingoului, se execută cavitatea de găurire în care se presară un strat de praf de: cocs,

a b

Fig. 3.128. Variante de găurire:

a- deschisă; b- închisă.

a b c

Fig. 3.129. Succesiunea operaţiilor la găurire.

mangal sau grafit. Gaurirea se execută până la o înălţime a restului de material din faţa

perforatorului de cca. 100-150mm, figura 3.130, a, iar perforarea se execută pe o placă

găurită, figura 3.130, b şi c.

a b c

Fig. 3.130. Succesiunea fazelor la găurirea cu perforatorul tubular.

Forţa necesară găuririi poate fi calculată cu relaţia:

Kh

dAP c

3

11' (3.84)

În relaţia (3.84), A reprezintă suprafaţa frontală a dornului sau a perforatorului,

d-diametrul dornului, respectiv diametrul echivalent al perforatorului, h-înălţimea dopului

de găurire, K- un coeficient care ţine seama de influenţa forţelor de frecare exterioară şi

care este egal cu 1,2-1,5 în cazul găuririi deschise şi se dublează în cazul găuririi închise,

iar '

c şi au aceeaşi semnificaţie ca şi la refulare.

3.5.4. Îndoirea

La forjarea pieselor alungite şi curbate sau frânte în procesul tehnologic de forjare

este inclusă şi operaţia de îndoire. În cazurile în care piesele se execută din semifabricate

laminate îndoirea poate fi unica operaţie de forjare. Această operaţie poate fi executată

liber sau cu şabloane şi dispozitive de îndoire. Indiferent de felul execuţiei, cu sau fără

şabloane şi dispozitive de îndoire, şi de felul semifabricatului, forjat sau laminat, în timpul

îndoirii, în zona de curbură, se creează simultan atât tensiuni de comprimare, cât şi

tensiuni de întindere. Tensiunile de comprimare acţionează în jumătatea interioară a zonei

de curbură, iar cele de întindere în jumătatea exterioară. Valoarea acestor tensiuni este

maximă la periferie şi nulă în axa longitudinală. Mărimea absolută a celor două feluri de

tensiuni este proporţională cu rezistenţa materialului metalic la deformarea plastică şi cu

raportul dintre grosimea semifabricatului şi raza de curbură.

Datorită tensiunilor care acţionează în zona de curbură secţiunea transversală a

acestei zone îşi modifică forma şi dimensiunile, figura 3.131.

În figura 3.131 se prezintă configuraţia şi principalele dimensiuni ale secţiunii

transversale în zona de curbură a pieselor sau semifabricatelor de secţiune rotundă sau

pătrată.

Modificarea formei şi

dimensiunilor secţiunii transversale

a semifabricatului în zona de

curbură, prin îngroşarea jumătăţii

interioare şi subţierea celei

exterioare, este cu atât mai

pronunţată cu cât este mai mare

raportul dintre grosimea

semifabricatului şi raza de curbură.

Datorită acestei modificări

dimensiunile secţiunii transversale

din partea superioară a zonei de

curbură se micşorează şi pot deveni

mai mici decât cele prevăzute în

desenul de piesă forjată. Evident că

în asemenea situaţii piesa, sau lotul

de piese, se rebutează. Pentru a

preveni rebutarea pieselor, din

cauza denaturării secţiunii

transversale, în tehnologia de

întindere prin forjare a

semifabricatului, în zona care

urmează a fi îndoită, se prevede un

adaos tehnologic, figura 3.132. Tot

în acest scop în cazul pieselor care

se execută din semifabricate

laminate, în zona de curbură, se

execută o uşoară refulare.

O altă consecinţă a

tensiunilor de întindere din partea

exterioară a zonei de curbură o

constituie tendinţa de crăpare a

semifabricatului. Pentru micşorarea

tendinţei de crăpare a

semifabricatului, şi a forţei

necesare îndoirii, se recomandă ca

îndoirea să se execute la temperaturi cât mai apropiate de temperatura maximă din

intervalul temperaturilor de forjare pentru materialul metalic supus acestei operaţii.

Forţa necesară îndoirii este dependentă de felul materialului metalic, temperatură

şi forma secţiunii transversale a semifabricatului, inclusiv raza şi unghiul de îndoire, figura

3.133.

În funcţie de felul secţiunii transversale a semifabricatului, pătrată, dreptunghiulară

sau rotundă, forţa necesară îndoirii poate fi calculată cu una din relaţiile [7]:

2'

2 sin2

c

bhP K

r h

, sau

3'

3 sin2

c

dP K

r d

a b

Fig. 3.131. Modificarea secţiunii transversale în zona

de curbură.

Fig. 3.132. Adaosul tehnologic în zona de curbură:

a- îndoire cu rază; b- îndoire fără rază.

a b

Fig. 3.133. Stadiile îndoirii:

a- stadiul incipient; b- stadiul final.

În relaţiile de mai sus K reprezintă coeficientul care ţine seama de forţele de

frecare exterioară şi se adoptă în limitele 0,25 – 0,35, '

c - limita de curgere a materialului

metalic la temperatura de forjare, b, h şi d - dimensiunile secţiunii transversale a

semifabricatului în zona de curbură, iar r şi - raza şi unghiul de curbură, v. figura 3.133.

3.5.5. Răsucirea

În cazul pieselor cu coturi în planuri diferite, cum sunt de exemplu arborii cotiţi,

pentru micşorarea manoperei de forjare şi a preţului de cost, operaţia de întindere prin

forjare se execută cu coturile în acelaşi plan, iar decalarea acestora, cu unghiul dorit, se

realizează prin răsucire.

În timpul răsucirii, aşa cum se observă din

figura 3.134, particulele de material de pe fibra a-

b îşi schimbă poziţia de la a-b la a-b’, iar cele din

axa semifabricatului, fibra O – O’, îşi menţin

poziţia iniţială. În mod similar cu particulele de pe

fibra a-b se comportă şi restul particulelor situate

în afara axei semifabricatului, cu menţiunea că, la

acelaşi unghi de răsucire, distanţa de deplasare

este condiţionată şi de raportul l/d. Astfel

particula m se deplasează pe distanţa m-m’, care

este mai mică decât distanţa b-b’, deşi unghiul de

răsucire este acelaşi.

Din cauza deplasării particulelor de

material cu viteze şi distanţe diferite în porţiunea

de răsucire se creează tensiuni de semne diferite.

În zona periferică apar tensiuni de întindere cu

valoare maximă la periferie şi nulă în axa

longitudinală, iar în zona centrală tensiuni de

comprimare cu valoare maximă în axă şi nulă la periferie. Mărimea absolută a celor două

feluri de tensiuni este proporţională cu rezistenţa materialului la deformarea plastică,

unghiul de răsucire şi raportul dintre grosimea semifabricatului şi lungimea porţiunii de

răsucire.

Datorită tensiunilor de întindere, predominante în zona periferică, proprietăţile

mecanice, în porţiunea de răsucire, se micşorează proporţional cu valoarea acestor

tensiuni.

Fig. 3.134. Deplasarea particulelor

de material în timpul răsucirii.

În figura 3.135 se prezintă influenţa unghiului de răsucire şi a raportului l/d asupra

rezistenţei la rupere şi a limitei de curgere a oţelurilor slab aliate [24].

a b

Fig. 3.135. Influenţa unghiului şi a raportului l/d

asupra rezistenţei la rupere şi limitei de curgere:

a- l/d = 5,0; b- = 90o.

Întrucât raportul l/d nu poate fi mărit şi readus la cotele indicate în desenul de piesă

forjată rezultă că dintre cei doi factori de influenţă asupra proprietăţilor mecanice, indicaţi

în figura 3.135, singurul care poate fi modificat prin tehnologia de forjare este unghiul de

răsucire.

În figura 3.136 se prezintă varianta de forjare şi răsucire cu 60o a unui arbore cotit

cu unghiul de decalare dintre coturi de 120o.

a b c

Fig. 3.136. Răsucirea unui arbore cotit cu trei coturi :

a- arborele cotit; b- vedere din plan după întinderea prin forjare;

c- vedere din plan după răsucire, 1-3 - numerele coturilor

Din figura 3.136 se observă că în cazul întinderii prin forjare cu cele trei coturi în

acelaşi plan, dar amplasate bilateral, decalarea cu 120o se realizează prin răsucirea

coturilor de la capete cu 60o, în sensuri diferite. Această micşorare a unghiului de răsucire

n-ar fi fost posibilă dacă, prin forjare, cele trei coturi ar fi fost amplasate unilateral.

Forţa P şi momentul de răsucire M se calculează cu relaţiile:

M

Pl

(3.85)

'cM W (3.86)

În relaţiile (3.85) şi (3.86), l reprezintă lungimea porţiunii de răsucire, M –

momentul de răsucire, W– modulul de rezistenţă a materialului metalic, iar '

c - limita de

curgere a materialului metalic la temperatura de forjare.

3.5.6. Sudarea

Spre deosebire de celelalte operaţii de forjare sudarea se utilizează din ce în ce mai

puţin şi cu precădere la forjarea manuală. În vederea sudării prin forjare capetele pieselor

sau semifabricatelor care urmează a fi unite între ele se refulează şi se fasonează în diverse

variante, figura 3.137.

Pe lângă variantele prezentate în figura 3.137, în practică, se întâlnesc şi altele, dar

cu diferenţe nesemnificative.

După ce au fost pregătite (fasonate)

cele două capete pereche se încălzesc

împreună pânâ la temperatura de sudare.

Pentru oţeluri temperatura de sudare se

stabileşte pe baza scânteilor care apar la

începutul topirii oţelului sau cu ajutorul unui

cârlig cu vârful ascuţit. În cazul folosirii

cârligului vârful acestuia se plimbă pe

suprafaţa capetelor care se încălzesc până

când deplasarea cârligului pe suprafaţa de

contact devine mai anevoioasă. Momentul în

care cârligul începe să se deplaseze mai greu

marchează începutul de topire a oţelului şi

indică temperatura optimă de sudare. După

ce s-a atins temperatura de sudare, cu maximum de operabilitate, adică în cel mai scurt

timp posibil, capetele ce urmează a fi sudate se curăţă de oxizi, prin izbire de nicovală, se

aşează în poziţia de sudare şi se deformează plastic, la început cu lovituri uşoare şi spre

sfârşit cu lovituri normale. Dacă după finalizarea sudării porţiunea sudată este mai groasă

decât restul secţiunii, subţierea acestei porţiuni se realizează prin operaţiile de întindere şi

netezire.

Pentru uşurarea desprinderii oxizilor formaţi în timpul încălzirii şi asigurarea unei

suduri fără întreruperi, în timpul încălzirii, pe suprafeţele încălzite se presară un strat din

materiale care fluidizează zgura, cum sunt de exemplu: nisipul de cuarţ, sarea de bucătărie

sau boraxul.

De reţinut că nu toate materialele metalice prelucrabile prin deformare plastică se

sudează prin forjare, iar dintre oţeluri sudabile sunt numai cele nealiate cu mai puţin de

0,5% C şi cele slab aliate.

3.5.7. Calculul productivităţii

În funcţie de felul producţiei, de unicate sau de serie, şi de mărimea şi configuraţia

pieselor, productivitatea se calculează, fie individual, fie global.

Pentru calculul productivităţii prin metoda individuală se determină în prealabil

numărul loviturilor de ciocan, sau al curselor de presă, necesare obţinerii unei piese din

lotul analizat.

În cazul forjării la ciocane numărul loviturilor de ciocan se calculează cu relaţia:

l

c

tL K

NE

(3.87)

a

b

Fig. 3.137. Variante de sudare :

a- prin suprapunere; b- prin îmbinare.

În relaţia (3.87) t

L reprezintă lucrul mecanic total de deformare plastică necesar

obţinerii unei piese, K – coeficientul de neuniformitate a loviturilor de ciocan şi

cE – energia de lovire a ciocanului.

Lucrul mecanic total t

L depinde de dimensiunile semifabricatului şi ale piesei

forjate, inclusiv rezistenţa la deformarea plastică a materialului metalic.

Având în vedere că ecuaţia generală a lucrului mecanic de deformare plastică poate

fi exprimată cu formula 1

0lnh

hVpL m , rezultă că pentru trecerea de la 0A la 1 'A , adică

pentru forjarea primei semitrepte, pe întreaga lungime a piesei sau a semifabricatului, v.

figura 3.102, lucrul mecanic necesar poate fi calculat cu relaţia:

0 01

1 0

' ln ln'

m m

h hL p V p V

h h h

(3.88)

Pentru forjarea celei de a doua jumătate de treaptă, adică pentru trecerea de la

secţiunea transversală 1 'A , la secţiunea 1A , lucrul mecanic necesar este dat de relaţia:

00

1

1 1

'" ln lnm m

b bhL p V p V

h b

(3.89)

Lucrul mecanic necesar forjării primei trepte, la trecerea de la 0A la 1A , este egal

cu suma 1 1' "L L , adică:

0 0 0 01

0 1 0 1

ln ln ln( )

m m m

h b b h b bL p V p V p V

h h h h h h

Întrucât

1

1

0

0

)(

)(

h

b

hh

bb, v. ecuaţia (3.67), rezultă că lucrul mecanic necesar

forjării unei trepte este dat de relaţia:

01 1

1

lnm

hL p V

h

(3.90)

În cazul în care forjarea piesei sau a semifabricatului se execută cu z trepte lucrul

mecanic total tL rezultă din însumarea lucrurilor mecanice parţiale adică:

zt LLLLL 321 sau

z

z

mth

hVpL ...ln 321

0

Admiţând că valorile coeficientului de flambaj sunt egale între ele, ecuaţia

generală a lucrului mecanic total devine:

0ln z

t m

z

hL p V

h

(3.91)

În ecuaţia (3.91), mp reprezintă presiunea medie de deformare plastică, v. ecuaţia

(3.51), V - volumul total al piesei sau al semifabricatului, în cm3, 0h şi zh - înălţimea

iniţială şi finală a secţiunii transversale, - coeficientul de flambaj şi z – numărul

treptelor de forjare.

Valoarea coeficientului K , din ecuaţia (3.87) se adoptă între 1,2 şi 1,5 pentru

forjarea grobă a semifabricatelor cu secţiunea constantă sau a pieselor simple şi poate

creşte până la 5,0, în cazul semifabricatelor cu secţiune variabilă şi al pieselor cu

configuraţie complexă, precum şi pentru execuţia operaţiilor de netezire.

Energia de lovire a ciocanului se calculează cu relaţia cunoscută deja, v, relaţia

(3.47), adică:

2

2c

GVE

g

În cazul forjării la presele hidraulice numărul de curse cN , necesar forjării

semifabricatelor sau pieselor de la cotele iniţiale la cele finale, se calculează cu relaţia:

tc

u

L kN

L

(3.92)

Valoarea lucrului mecanic unitar din ecuaţia (3.92) se determină cu ajutorul

formulei:

01

1

' ln'

u m

hL p V

h

(3.93)

În ecuaţia (3.93) mp reprezintă presiunea medie de deformare plastică,

V '– volumul semifabricatului prins între scule la o cursă a presei, în cm3, 0h şi '

1h –

înălţimea iniţială şi finală a secţiunii transversale după deformarea plastică realizată la o

cursă a presei, iar - coeficientul de flambaj.

Valoarea lucrului mecanic total Lt din relaţia (3.92) rezultă din însumarea lucrurilor

mecanice parţiale Lp, adică a lucrurilor mecanice care se calculează cu relaţia (3.93) în

care volumul V' se înlocuieşte cu volumul semifabricatului de la fiecare treaptă de forjare.

Coeficientul de corecţie K se adoptă în aceleaşi limite ca şi la ciocane.

Timpul de forjare tt reprezintă suma dintre timpul de baza bt şi timpul auxiliar at ,

adică :

t b at t t (3.94)

Timpul de bază pentru forjarea semifabricatelor sau pieselor se exprimă prin

raportul dintre numărul loviturilor de ciocan sau al curselor de presă, ecuaţiile (3.87) şi

(3.92) şi frecvenţa acestora.

Frecvenţa loviturilor de ciocan, indicată în cartea tehnică a utilajului, variază între

30 şi 300 lovituri pe minut, în funcţie de felul şi mărimea ciocanului, iar a preselor, de

asemenea indicată în cartea tehnică, variază între 5 şi 22 curse pe minut pentru cursele

pline şi 15 până la 65 curse pe minut pentru cursele incomplete, cum sunt cele de netezire.

Valorile minime se referă la presele mari, peste 10000 tf, iar cele maxime la presele mici,

sub 10000 tf.

Timpul auxiliar at este dependent de ; felul, numărul şi durata operaţiilor auxiliare,

cum sunt de exemplu: transportul de la cuptor la ciocan sau presă, operaţiile de netezire

sau îndreptare, controlul dimensional ş.a. În funcţie de durata acestor operaţii, timpul

auxiliar se adoptă între 2 şi 5 ori timpul de bază.

Pentru calcularea productivităţii prin metoda globală se folosesc valorile medii

realizate în funcţie de: felul şi mărimea utilajului, gradul de complexitate al pieselor,

mărimea lotului şi particularităţile sau dificultăţile de forjare a materialului metalic.

În figura 3.138 se prezintă gradul de complexitate în funcţie de configuraţia

pieselor şi felul utilajului de forjare [15].

Grupa de complexitate

Grupa de complexitate

I III IV V I II III

II

VI VII VIII IX IV V

a b

Fig. 3.138. Gradul de complexitate al pieselor forjate:

a- pentru ciocane; b- pentru presele hidraulice.

Cunoscând gradul de complexitate a pieselor productivitatea Q, pentru metalele şi

aliajele cu forjabilitate medie sau ridicată şi cu intervalul temperaturilor de forjare de cel

puţin 250o, se calculează relaţia:

1 2Q q k k (3.95)

În relaţia (3.95) q reprezintă productivitatea utilajului, prezentată în tabelul 3.14,

k1– coeficientul de complexitate a pieselor, indicat în tabelul 3.15, iar k2 – coeficientul

care ţine seama de mărimea lotului de fabricaţie, tabelul 3.16.

Tabelul 3.14. Productivitatea q in funcţie de felul şi mărimea utilajului [15].

Ciocane Prese Hidraulice

Masa părţii căzătoare, kg Forţa de apăsare, tf

250 400 500 750 1000 2000 3000 5000 800 1250 2000 3200 6300 10000

Productivitatea q, kg/h

40 75 120 200 300 500 750 1000 1400 2100 2600 3300 4800 6500

Tabelul 3.15. Valorile coeficientului K1 [15].

Gradul de

complexitate al

pieselor

I II III IV V VI VII VIII IX

Felul utilajului Coeficientul k1

Ciocane cu m≤500Kg 5,0 2,2 1,7 1,4 1,0 0,7 0,6 0,5 0,3

Ciocane cu m>500 Kg 3,5 2,0 1,4 1,2 1,0 0,9 0,8 0,6 0,3

Prese hidraulice 2,0 1,3 1,0 0,6 0,3 - - - -

Tabelul 3.16. Valorile coeficientului K2 [15].

Mărimea

lotului, buc. 1-2 3-5 6-8 9-15

16-

30 >30

Coeficientul k2 0,80 0,85 0,90 1,0 1,2 1,3

Întrucât tabelul 3.16 şi relaţia (3.95) se referă la piesele care se forjează din metale

şi aliaje cu forjabilitate medie sau ridicată şi cu intervalul temperaturilor de forjare de cel

puţin 250o, pentru restul materialelor metalice forjabile valorile obţinute cu relaţia (3.95)

se micşorează proporţional cu reducerea forjabilităţii şi a intervalului temperaturilor de

forjare. Spre exemplificare pentru piesele din oţeluri mediu sau bogat aliate, valorile

obţinute cu relaţia (3.95) se micşorează cu 15-25%, iar pentru cele din oţeluri ledeburitice,

printre care şi oţelurile rapide, productivitatea se reduce cu până la 50%, comparativ cu

cea calculată.