proiect de diploma

UNIVERSITATEA „TRANSILVANIA” BRAŞOV FACULTATEA ŞTIINŢA ŞI INGINERIA MATERIALELOR

CATEDRA INGINERIA MATERIALELOR ŞI SUDĂRII

Ing. MICU DORINA-ADRIANA

TEZĂ DE DOCTORAT

REZUMAT - ABSTRACT

CONTRIBUŢII ŞI CERCETĂRI PRIVIND APLICAREA TRATAMENTELOR TERMOMECANICE LA OŢELURILE DE SCULE ŞI IMPLICAŢIILE LOR ASUPRA SECURIŢĂŢII ŞI SĂNĂTĂŢII ÎN

MUNCĂ A OPERATORULUI

CONTRIBUTION AND RESEARCHERS REGARDING THE APLICATION ON THE THERMOMECHANICAL TREATMENTS ON THE TOOLS

STEELS AND THEIR IMPLICATION FOR WORK SAFETY AND HEALTH OF THE OPERATOR

Conducător ştiinţific:

Prof. univ. dr. ing. Rodica-Mariana POPESCU

BRAŞOV 2010

MINISTERUL EDUCAŢIEI, CERCETĂRII, TINERETULUI ŞI SPORTULUI UNIVERSITATEA „TRANSILVANIA” DIN BRAŞOV

BRAŞOV, B – DUL EROILOR Nr.29, Tel. 0040 – 268 -413000, Fax:0040 -268 -410525 RECTORAT

COMPONENŢA

Comisiei de doctorat

Numită prin Ordinul Rectorului Universităţii ,,Transilvania” din Braşov nr.

4160/23.07.2010:

PREŞEDINTE: - Prof. univ. dr. ing. Mircea Horia ŢIEREAN Decan, Facultatea de Ştiinţa şi Ingineria Materialelor, Universitatea „Transilvania” din Braşov. COND. ŞTIINŢIFIC: - Prof. univ. dr. ing. Rodica Mariana POPESCU Universitatea „Transilvania” din Braşov. REFERENŢI: - Prof. univ. dr. ing. Maria NICOLAE Universitatea „Politehnica” din Bucureşti - Prof. univ. dr. ing. Rami ŞABAN Universitatea „Politehnica” din Bucureşti - Prof.univ. dr. ing. Teodor MACHEDON – PISU Universitatea „Transilvania” din Braşov.

Data, ora şi locul susţinerii publice a tezei de doctorat: 1 octombrie 2010, ora 8 00, la

Catedra I.M.S. a Facultăţii S.I.M, sala II6, Corp I, Colina Universităţii. Eventualele aprecieri sau observaţii asupra conţinutului lucrării, vă rugăm să le

transmiteţi în timp util pe adresa Universităţii ,, Transilvania” din Braşov, Departament Doctorat

Rezumat – Teză de doctorat

2

CUPRINS

Introducere .............................................................................................................. 9 Capitolul 1 Stadiul actual al cercetărilor în domeniul deformării plastice şi al tratamentelor termomecanice destinate oţelurilor de scule pentru aşchiere

10

1.1 Clasificarea oţelurilor de scule ................................................................. 10 1.2 Clasificarea oţelurilor rapide .................................................................... 10 1.3 Compoziţia chimică a oţelurilor rapide standardizate în România şi

echivalenţa lor internaţională ...................................................................

11 1.4 Stadiul actual al fabricării sculelor aşchietoare ........................................ 14

1.4.1 Fabricarea sculelor din semifabricate laminate ................................. 15 1.4.2 Fabricarea sculelor din semifabricate turnate ................................... 17

1.4.3 Fabricarea sculelor din componente sinterizate ................................ 18 1.5 Tendinţe privind prelucrarea oţelurilor rapide (fabricarea sculelor

aşchietoare) ..............................................................................................

20 1.6 Aspecte critice ale prelucrării oţelurilor rapide ........................................ 26 1.7 Consideraţii teoretice asupra tratamentelor termomecanice ..................... 28

1.7.1 Clasificarea tratamentelor termomecanice ...................................... 30 1.7.2 Tratamente termomecanice cu deformare plastică în cursul tratamentului termic – Tratamnte termomecanice de temperatură înaltă ...

34

1.8 Studiul prelucrabilităţii prin deformare plastică la cald a oţelurilor rapide 38 1.9 Proprietăţile tehnologice ale oţelurilor rapide .......................................... 41 1.10 Obiective propuse .................................................................................... 43

Capitolul 2 Contribuţii teoretice şi experimentale privind rezistenţa la deformare plastică a oţelului rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) ................................

45

2.1 Starea de deformare .................................................................................. 45 2.2 Relaţii între deformaţiile plastice şi tensiuni ............................................ 48 2.3 Ipotezele plasticităţii aplicate stări spaţiale de tensiuni ............................ 52 2.4 Energia necesară deformării ..................................................................... 55 2.5 Contribuţii la determinarea parametrilor procesului de deformare

plastică –Calculul rezistenţei medii la deformare ....................................

56 2.6 Influenţa vitezei de deformare asupra deformabilităţii ............................. 60 2.7 Rezistenţa la deformare ............................................................................ 68 2.8 Concluzii ................................................................................................... 74

Capitolul 3 Modelarea matematică a rezistenţei la deformare plastică pentru oţelul rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) în funcţie de temperatură şi viteza de deformare .................................................................................................................

76 3.1 Determinarea formei funcţiei rezistenţei la deformare plastică ................ 76 3.2 Stabilirea rezistenţei la deformare plastică ca funcţie de doi parametrii .. 80 3.3 Determinarea modulului de elasticitate pentru oţelul rapid (HS 2-9-1-8) 83 3.4 Simularea deformării plastice pentru oţelul rapid (HS 2-9-1-8) ............... 85 3.5 Concluzii ................................................................................................... 89

Capitolul 4 Influenţa tratamentului termomecanic asupra microstructurii şi proprietăţilor mecanice ale oţelului rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) .....................

91

4.1 Microstructura oţelurilor rapide marca HS 2-9-1-8 deformate plastic ..... 91 4.2 Microstructura oţelurilor rapide marca W 1.3247 (HS 2-9-1-8) tratate

termomecanic ...........................................................................................

95


3

4.3 Duritatea oţelului rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) deformat plastic ............ 97 4.4 Uzura oţelului rapid HS 2-9-1-8 tratat termomecanic .............................. 103 4.5 Concluzii ................................................................................................... 111

Capitolul 5 Soluţii propuse de diminuare a zgomotului în secţiile de deformare plastică la cald ......................................................................................

115

5.1 Zgomotul generalităţi ................................................................................ 115 5.2 Alcătuirea urechii ...................................................................................... 116 5.3 Efectele zgomotului asupra mediului de muncă ....................................... 117 5.4 Incidenţa zgomotului în muncă ................................................................ 119 5.5 Măsuri generale de combatere a zgomotului ............................................ 125 5.6 Soluţii propuse de combatere a zgomotului .............................................. 127 5.7 Optimizarea dimensiunilor ecranului fonoizolant de tip spongi-flu ......... 131

Capitolul 6 Concluzii generale şi contribuţii originale ........................................ 134 6.1 Concluzii generale .................................................................................... 134 6.2 Contribuţii originale .................................................................................. 136 Anexa 1 ........................................................................................................... 138 Anexa 2 ........................................................................................................... 154 Anexa 3 ........................................................................................................... 159 Anexa 4 ........................................................................................................... 160 Bibliografie ..................................................................................................... 164 Curriculum Vitae .................................................................................. 174


4

CONTENTS

Introduction ............................................................................................................. 9 Chapter 1 Current state of research on plastic deformation and thermomechanical treatment for steel cutting tools ............................................

10

1.1 Classification of tools steels .................................................................... 10 1.2 Classification of high speed steels ............................................................ 10 1.3 Chemical composition of steel in Romania and their international

equivalence ..............................................................................................

11 1.4 Current manufacture of cutting tools ........................................................ 14

1.4.1 Tool manufacture of rolled stock ...................................................... 15 1.4.2 Tool manufacture of cast stock ......................................................... 17

1.4.3 Tool manufacture of sintered components ........................................ 18 1.5 Trends in processing high speed steel (manufacture of cutting tools) ....... 20 1.6 Critical aspects of high speed steel processing ......................................... 26 1.7 Theoretical considerations on the thermomechanical treatment .............. 28

1.7.1 Classification of the thermomechanical treatment .......................... 30 1.7.2 Thermomechanical treatment with plastic deformation during heat treatment - Thermomechanical treatment of high temperature ...................

34

1.8 Study of hot plastic deformation workability for high speed steel ........... 38 1.9 Technological properties of high speed steels .................................... 41 1.10 Proposed objectives ................................................................................. 43

Chapter 2 Theoretical contribution and experimental regarding the plastic deformation resistance of high speed steel W 1.3247 (HS 2-9-1-8) .....................

45

2.1 Deformation state ..................................................................................... 45 2.2 Relations between plastic deformation and stress .................................... 48 2.3 Hypothesis of plasticity applied to voltage space ..................................... 52 2.4 Necessary deformation energy .................................................................. 55 2.5 Contributions to the determination of process parameters for plastic

deformation – The calculation of the average resistance to deformation

56 2.6 Speed influence of deformation on deformability .................................... 60 2.7 Resistance to deformation ......................................................................... 68 2.8 Conclusions ............................................................................................... 74

Chapter 3 Mathematical modelling of plastic deformation resistance for high speed steel W 1.3247 (HS 2-9-1-8) depending on the temperature and strain rate ...........................................................................................................................

76 3.1 Determination of the shape resistance function at plastic deformation 76 3.2 Establish of resistance at plastic deformation as a function of two

parameters ................................................................................................

80 3.3 Determination modulus of elasticity for high speed steel W 1.3247 …… 83 3.4 Simulation of plastic deformation for high speed steel (HS 2-9-1-8) ....... 85 3.5 Conclusions ............................................................................................... 89

Chapter 4 Influence of thermomechanical treatment on microstructure and mechamical properties of steel W 1.3247 (HS 2-9-1-8) ........................................

91

4.1 Microstructure of high speed steel HS 2-9-1-8 plastic deformed ............. 91 4.2 Microstructure of high speed steel W 1.3247 (HS 2-9-1-8) treated

thermomechanical ....................................................................................

95


5

4.3 Hardness of speed steel W 1.3247 (HS 2-9-1-8) plastic deformation ...... 97 4.4 Wear of high speed steel HS 2-9-1-8 treated thermomechanical ............. 103 4.5 Conclusions ............................................................................................... 111

Chapter 5 Solutions propose for noise diminution of hot plastic deformation stations ......................................................................................................................

115

5.1 General noise ................................................................................ 115 5.2 Ear composition ...................................................................................... 116 5.3 Effects of noise on the working environment ........................................... 117 5.4 Incidence of occupational noise ......................................................... 119 5.5 General measures to combat the noise ...................................................... 125 5.6 Solutions propose to combat the noise ..................................................... 127 5.7 Optimizations of screen dimensions phono-isolating by type spongi-flu 131

Chapter 6 General conclusions and original contributions ................................ 134 6.1 General conclusions .................................................................................. 134 6.2 Original contributions ............................................................................... 136 Appendix 1 ...................................................................................................... 138 Appendix 2 ...................................................................................................... 154 Appendix 3 ...................................................................................................... 159 Appendix 4 ...................................................................................................... 160 References ....................................................................................................... 164 Curriculum vitae …………………………………………………………… 174


6

Introducere

În general, majoritatea pieselor executate din materiale convenţionale utilizabile în industria construcţiei de maşini, sunt supuse prelucrării prin aşchiere, astfel că într-o proporţie foarte mare (de peste 70%) aceste piese se confecţionează din oţeluri aliate şi, în special din oţeluri rapide. Din aceste considerente, problema stabilirii unei legături între structură şi prelucrabilitate precum şi îmbunătăţirea proprietăţilor mecanice ale oţelului, reprezintă una din cele mai importante probleme practice, care în stadiul actual al industriei prelucrătoare, este de o importanţă deosebită. Deşi oţelurile rapide sunt cunoscute de la început de secol XX ele sunt într-o continuă dezvoltare şi transformare.

Admiţând rolul, diversitatea şi importanţa covârşitoare a sculelor aşchietoare, orice efort depus în vederea creşterii fiabilităţii acestora este justificat şi merită osteneala. În acest context, lucrarea îşi propune să analizeze posibilităţile de aplicare ale tratamentelor termomecanice asupra oţelurilor rapide şi implicaţiile finale ale acestora asupra durabilităţii sculelor.

Prezenţa operaţiilor de deformare plastică la cald în procesul tehnologic de fabricaţie al sculelor aşchietoare face ca aplicarea tratamentului termomecanic să pornească de la premise favorabile. Obţinerea calităţii în limitele unor costuri rezonabile, în condiţiile creşterii siguranţei în exploatare, recomandă tratamentul termomecanic ca metodă eficientă şi ieftină de ridicare a performanţelor sculelor aşchietoare. Scopul declarat al tratamentului termomecanic aplicat oţelului rapid marca W1.3247 (HS 2-9-1-8) este scăderea în final a conţinutului de austenită reziduală care să confere stabilitate dimensională şi rezistenţă la uzură, în condiţii de siguranţă în utilizare.

Programul de cercetări experimentale a vizat analiza comportării oţelurilor de scule aşchietoare la deformarea plastică la cald, ca parte integrantă a tratamentului termomecanic propus, modificări ale structurii şi a unor proprietăţii, comportarea oţelurilor de scule aşchietoare tratate termomecanic la uzură, cu implicaţii directe asupra durabilităţii sculelor aşchietoare.

Totodată lucrarea îşi propune dezvoltarea unui material fonoizolant, pentru diminuarea zgomotului din secţiile de deformare plastică la cald. Prin rezultatele obţinute, lucrarea aduce o modestă contribuţie la studiul aplicării tratamentelor termomecanice asupra oţelurile de scule, cu implicaţii concrete în domeniul fabricării sculelor aşchietoare.


7

CAPITOLUL 1

Stadiul actual al cercetărilor în domeniul deformării plastice şi al tratamentelor termomecanice destinate oţelurilor de scule pentru aşchiere

1.1 Clasificarea oţelurilor de scule

La alegerea raţională a oţelului pentru executarea unei anumite scule (definită prin

tipodimensiune şi condiţiile de solicitare) criteriul de bază pentru clasificarea şi caracterizarea oţelurilor şi pentru stabilirea condiţilor de prelucrare (şi în primul rând de tratament termic) în vederea asigurării structurii corespunzătoare caracteristicilor prescrise trebuie să fie cel legat de tipul şi condiţiile de prelucrare. După acest criteriu, oţelurile pot fi grupte în felul următor:

- oţeluri pentru scule aşchietoare, incluzând oţelurile rapide (pentru scule aşchietoare care lucrează cu viteze de aşchiere mari);

- oţeluri pentru scule de deformare şi tăiere la rece a materialelor metalice; - oţeluri pentru scule de măsurat şi verificat; - oţeluri pentru scule destinate prelucrării materialelor nemetalice. În fiecare dintre aceste grupe se pot constitui subgrupe pe criterii privind principala

caracteristică de exploatare prescrisă: călibilitatea, rezistenţa la şoc mecanic, rezistenţa la şoc termic, rezistenţa la uzare la temperaturii ridicate, rezistenţa la compresiune, susceptibiliatea la deformare ş.a. sau şi principalul element de aliere (cromul, molibdenul, siliciul, wolframul, vanadiul).

1.3 Compoziţia chimică a oţelurilor rapide standardizate în România şi echivalenţa lor internaţională

În lucrarea lui Taylor “ On the art of cutting metal “ apărută în 1907 compoziţia

chimică recomandată pentru oţelurile aliate era foarte apropiată de cea a celui mai raspândit oţel rapid din lume, de tipul Rp3 (românesc), P18 (sovietic), 18-4-1 (american). Compoziţia chimică a câtorva oţeluri rapide elaborate in ţara noastră este data în tabelul 1.1. Carbonul are o influenţă hotărâtoare asupra formării structurii martensitice (soluţie solidă de carbon in fierul α ) şi în special asupra durităţii martensitei, asupra căreia celelalte elemente de aliere nu au o influenţă prea mare . Tabelul 1.1

Mărcile şi compoziţia chimică a oţelurilor rapide Compoziţia chimică [%] Marca

oţelului C W Cr V Mo Co Rp1 0,90÷1,00 9,00÷10,00 3,80÷4,40 2,30÷2,70 ≤1,00 5,00÷6,00 Rp2 0,75÷0,83 17,50÷18,50 3,80÷4,50 1,40÷1,70 0,50÷0,08 4,50÷5,00 Rp3 0,70÷0,78 17,50÷18,50 3,80÷4,50 1,00÷1,20 ≤0,60 ≤0,60 Rp4 1,17÷1,27 6,00÷6,70 3,80÷4,50 2,70÷3,20 4,70÷5,20 - Rp5 0,84÷0,94 6,00÷6,70 3,80÷4,50 1,70÷2,00 4,70÷5,20 ≤0,60 Rp9 0,95÷1,03 2,70÷3,00 3,80÷4,50 2,20÷2,50 2,50÷2,80 ≤0,60 Rp10 0,78÷0,86 1,50÷2,00 3,80÷4,20 1,00÷1,30 8,00÷9,20 ≤0,60 Rp11 0,97÷1,07 1,50÷2,00 3,80÷4,20 1,80÷2,20 8,00÷9,20 ≤0,60


8

Cercetările au arătat că odată cu creşterea conţinutului de carbon până la 0,6%, duritatea oţelului rapid Rp4 creşte până la 63 ... 64 HRC rămânând practic constantă cu creşterea ulterioară a conţinutului de carbon până la 1%, scăzând apoi rapid ca urmare a creşterii procentajului de austenită reziduală. Cromul trecând în soluţia solidă de fier, determină o ridicare a călibilităţii, dar creşterea procentajului de Cr peste 5 ... 6% duce la creşterea corespunzătoare a procentajului de austenită reziduală şi la scăderea pronunţată a prelucrabilităţii.

Wolframul reprezintă elementul principal de aliere, prezentându-se sub forma carburilor complexe de wolfram şi fier Fe3W3C, în care se dizolvă vanadiul. Aceste carburi asigură calitatea esenţială a oricărui material pentru construcţia sculelor aşchietoare şi anume termostabilitatea (c.c.a. 600°C), precum şi duritatea ridicată (63 ... 64 HRC) şi rezistenţă la uzare la cald. Cercetările au arătat că procentajul optim de wolfram în compoziţia oţelului rapid este de 18 ... 20% şi de aceea oţelul cel mai răspândit în ţara noastră şi peste hotare este oţelul cu conţinut mediu de 18% W (Rp3). S-a constatat de asemenea, că odată cu creşterea conţinutului de wolfram de la 8 ... 9% la 18%, procentul de wolfram din soluţia solidă (martensită) nu creşte şi deci nu creşte nici termostabilitatea. Pe această bază s-au elaborat oţeluri rapide cu 9% wolfram dintre care cel mai utilizat in ţară este Rp4 care are aceiaşi termostabilitate cu a oţelului Rp3, dar este mult mai ieftin. În schimb, datorită conţinutului său mic de carburi de wolfram nedizolvate, rezistenţa sa la uzură, în special la uzura la rece, este mai scăzută decât a oţelului rapid Rp3.

Cobaltul conduce la o creştere a termostabilităţii oţelului rapid. Conţinutul raţional de cobalt se află la limitele de 5 ... 15%, funcţie de procentul celorlalte elemente de aliere. O altă caracteristică a carburilor stabile este forma lor colţuroasă şi dimensiunile relativ mari.

În figura 1.1 este prezentată secţiunea verticală (politermică) prin diagrama cuaternară de echilibru fazic a sistemului Fe-W-Cr-C, la 18% W şi 4% Cr. Oţelurile rapide cu un conţinut de C de 0,8% sunt hipoeutectice. Prezenţa vanadiului (element alfagen) are drept consecinţă lărgirea domeniului α, punctele g, h, i, j deplasându-se spre dreapta.

Din analiza calităţii oţelurilor rapide folosite la fabricarea diverselor scule aşchietoare a rezultat că cele mai des utilizate oţeluri rapide sunt Rp3, Rp5, Rp9 şi Rp11. Din acestea se construiesc: cuţite de strung, alezoare, burghie, tarozi, freze. În ultima perioadă datorită preţului

ridicat al acestor oţeluri, fabricile de scule apelează tot mai des la oţelurile rapide aliate cu cobalt W 1.3247 (HS 2-9-1-8) conform standardizării DIN/EN. Acestă marcă de oţel a fost asimilată recent de producătorii autohtoni de oţeluri speciale cât şi de producătorii interni de scule aşchietoare. Fiind o marcă de oţel recentă, ea încă nu figurează în standardul românesc de oţeluri rapide pentru scule SR EN ISO 4957-02 (STAS 7382-88). Deoarece compoziţia chimică a acestei mărci de oţel rapid este apropiată de cea a lui Rp10 şi Rp11 şi nu este cuprinsă în standardul naţional, producătorul îl denumeşte Rp10 Special iar utilizatorul

Fig. 1.1 Secţiune în sistemul de aliaje

Fe-W-Cr-C (K= Fe2W3C)


9

(FSR) Rp10 aliat cu Co sau HSS aliat cu Co. Pe parcursul acestei tezei, simbolizarea folosită pentru această marcă de oţel rapid este cea internaţională şi anume W 1.3247 (HS 2-9-1-8). Acest oţel aliat cu cobalt în proporţie de 8% înlocuieşte cu succes oţelurile rapide Rp5, Rp9, Rp10 fiind utilizat pentru fabricarea alezoarelor, frezelor şi tarozilor [55,56].

Oţelurile rapide sunt utilizate în majoritatea cazurilor pentru fabricarea sculelor aşchietoare, în tabelul 1.2 fiind prezentată simbolizarea acestor oţeluri.

Tabelul 1.2

Simbolizarea oţelurilor rapide şi echivalenţa lor internaţională

SR JIS GOST Werkstoff Bohler AISI/SAE UNE Rp1 - - - - - -

Rp2 SKH3 - W.1.3255 - T4 F.5530 18-1-1-5

Rp3 SKH2 R18 W.1.3355 S200 T1 F.5520 18-0-1

Rp4 SKH52 SKH53 - W.1.3344 S607 M3 F.5605

6-5-3

Rp5 SKH51 (R6AM5) R6M5 W.1.3343 S600 M2 F.5604

6-5-2 Rp9 - - W.1.3333 - - - Rp10 - - W.1.3346 S401 H41M1 -

Rp11 - - W.1.3348 S400 M7 F.5607 2-9-2

Rp10 Sp SKH59 - W.1.3247 S500 M42 F.5617 2-10-1-8

1.4 Stadiul actual al fabricării sculelor aşchietoare

În ultimele decenii, practica industrială a impus recunoaşterea unanimă a faptului că, în dezvoltarea şi perfecţionarea continuă a prelucrării prin aşchiere, un rol hotărâtor îl are scula aşchietoare care constituie unul din factori de bază de care depind parametrii principali ai prelucrării, cum sunt: productivitatea, precizia şi rigozitatea suprafeţelor prelucrate, precum şi costul. În momentul de faţă există mai multe procedee de fabricare a sculelor aşchietoare:

- fabricarea sculelor din semifabricate turnate; - fabricarea sculelor din semifabricate laminate; - fabricarea sculelor din component sinterizate.

1.4.1 Fabricarea sculelor din semifabricate laminate

În cazul sculelor aşchietoare pornindu-se de la semifabricate forjate sau laminate există două posibilităţi:

a) deformarea plastic a acestora la o formă apropiată de cea a sculei propriu-zise, urmată de prelucrări mecanice;

b) prelucrare în întregime prin aşchiere. În primul caz schema de principiu a fluxulu tehnologic este prezentată în fig.1.2.

Executarea sculelor aşchietoare cu geometrie complică prin deformare plastică conduce la economii substanţiale de material şi manoperă. În plus are loc o îmbunătăţire a rezistenţei mecanice datorită menţinerii fibrajului.


10

Fig. 1.2 Schema de principiu a obţineri sculelor prin deformare plastică

Prin această metodă în momentul de

faţă se obţin burghie şi tarozi. În fig.1.3 se prezintă o sculă (tarod) obţinută prin deformare plastică la semicald, în care operaţiile de aşchiere au fost reduse în mod substanţial.

1.4.2 Fabricarea sculelor din semifabricate turnate

În figura 1.7 se poate vedea o freză cu alezaj turnată în formă temporară. Aşa cum se observă prin turnare s-a obţinut un grad de reproducere a profilului frezei bun, acesta depinzând de modelul utilizat. Atât pe suprafaţa cilindrică cât şi pe cea frontală se văd surplusuri de material care trebuiesc îndepărtate înainte de începerea operaţiilor de ascuţire. Pentru această sculă sunt necesare operaţii de ascuţire şi de tratamente termice. Ponderea operaţiilor de aşchiere la sculele turnate este redusă, dezavantajul fiind proprietăţile mecanice nu prea ridicate datorită unei structuri grosolane.

1.4.3 Fabricarea sculelor din componente sinterizate

Apariţia materialelor ceramice

s-a făcut simţită şi în construcţia de scule aşchietoare prin fabricarea de plăcuţe metalice şi de scule compuse. Familia aliajelor dure sinterizate constituie o categorie de materiale relativ recent realizate şi cunoscute, care prin proprietăţile lor au revoluţionat tehnica utilizării sculelor şi pieselor rezistente la uzură ce se fabrică din ele.

Realizate prin tehnici ale metalurgiei pulberilor, fie că este vorba de carburi sinterizate sau de

materiale ceramice, boruri, nitruri, carbonitruri, orice aliaj dur sinterizat este utilizat datorită proprietăţilor sale de duritate ridicată, asociată frecvent cu stabilitatea proprietăţilor fizico-

Fig. 1.3 Tarod obţinut prin deformare

plastică

Fig. 1.7 Freză obţinută prin

turnare

Fig. 1.8 Dependenţa rezistenţei la încovoiere de

duritatea materialelor sculelor

Semifabricat laminat (forjat)

Operaţii de deformare

plastică

Tratamente termice

Operaţii de rectificare şi

ascuţire


11

mecanice la temperaturi ridicate (800 ... 2500oC). La utilizarea şi elaborarea acestor materiale s-a urmărit o cât mai bună rezolvare a corelaţiei duritate-tenacitate, care în cazul unor valori crescute pentru ambele proprietăţi conduce la o mai bună rezistenţă la uzură abrazivă şi la şoc mecanic. O imagine sugestivă a poziţiei ocupate de fiecare categorie tipică de materiale dure, cunoscute şi utilizate în prezent, în rezolvarea corelaţiei duritate-tenacitate în domeniile de existenţă ale acestora, rezultă din diagrama prezentată în figura 1.8.

În figura 1.10 se pot vedea diverse scule cu dinţi demontabili, dinţii fiind realizaţi cu pastile din carburi sinterizate.

Fig. 1.10 Scule cu pastile din carburi metalice

Aşa cum se observă corpul sculei care are un volum considerabil este făcut dintr-un oţel cu calităţi nu prea ridicate iar partea aşchietoare este constituită din carburi metalice cu proprietăţi mecanice bune. Volumul ocupat de acestea este mic în comparaţie cu calităţile mecanice ridicate ale sculelor.

1.5 Tendinţe privind prelucrarea oţelurilor rapide (fabricarea sculelor aşchietoare)

În ultima perioadă de timp atenţia cercetătorilor din domeniul sculelor aşchietoare s-a îndreptat spre următoarele direcţii:

- tratamentul termomecanic aplicat sculelor aşchietoare; - optimizarea formei geometrice a sculelor aşchietoare; - materiale noi utilizate la confecţionarea sculelor aşchietoare; - elaborarea de noi tehnologii privind obţinerea sculelor aşchietoare. La noi în ţară există preocupări pentru creşterea durităţii, plasticităţii şi rezistenţei la

uzare a oţelurilor rapide, prin obţinerea unor noi mărci de oţeluri [148]. Pentru studiu s-a folosit un oţel rapid care conţine elemente de aliere apropiate de ale oţelului Rp10 şi anume oţelul marca W 1.3247 (HS 2-9-1-8), fapt pentru care şi structura primară prezintă un grad de neuniformitate chimică şi structurală mai mică, cu efect favorabil asupra comportării oţelului la deformare plastică la cald. Compoziţia chimică a oţelului rapid studiat este prezentată în tabelul 1.3.

Compoziţia chimică furnizată de producător pentru oţelul marca W 1.3247 (HS 2-9-1-8) a fost verificată printr-o nouă analiză chimică, în urma acestei verificări s-a constatat că procentul elementelor de aliere se înscrie în intervalul prevăzut pentru compoziţia acestui oţel. Acest oţel care face parte din clasa 3-3-2, datorită proporţiei reduse de elemente carburigene


12

(în special wolfram), prezintă plasticitate mai ridicată şi rezistenţă la deformare mai scăzută, comparativ cu oţelurile rapide clasice (18-0-1 şi 6-5-2).

Tabelul 1.3

Compoziţia chimică a oţelului marca W 1.3247 (HS2-9-1-8)

Denumirea elementului C Si Mn Co Cr Mo V W

% 1,10 0,33 0,23 8 3,58 9,02 1,19 1,52

Prin studierea unor articole, obţinute cu ajutorul reţelei internet s-a putut constata că în anumite ţări ale Europei (Germania şi Franţa) se lucrează cu oţeluri rapide a căror compoziţie chimică este modificată, în sensul creşterii procentului unor elemente de aliere simultan cu acela al scăderii altora. Mai precis procentul de W este de 1,4...1,5% (deci o diminuare puternică a acestuia) iar Mo este de 9,2...9,5% şi Co 7,8...9%, ceea ce înseamnă o creştere substanţială a acestora din urmă (oţel Bohler S 500 şi Erastel). Datorită proprietăţilor mecanice bune cele două oţeluri sunt utilizate la fabricarea frezelor de carotat.

La acesta se adaugă rezultatele cercetării fundamentale în teoria palsticităţii şi tribologiei, care contribuie la o mai bună înţelegere a proceselor complexe ca o premiză a optimizării lor. O comparaţie între deformarea plastică şi prelucrarea prin aşchiere este prezentată în figura 1.11.

Fig. 1.11 Comparaţia între diverse procese de prelucrare a sculelor aşchietoare

1.6 Aspecte critice ale prelucrării oţelurilor rapide

În momentul de faţă ponderea utilizării oţelurilor rapide este cea destinată prelucrării

de scule aşchietoare, în cadrul acestora ponderea cea mai mare o deţin cele obţinute în totalitate prin prelucrări de aşchiere, urmată de cele obţinute din semifabricate laminate. Datorită progresului tehnic care a avut loc în ultimele decenii în domeniul ştiinţei materialelor precum şi al punerii la punct a tehnologiilor de obţinere a pulberilor sinterizate, în ultimul interval de timp producţia sculelor din componente sinterizate a avut o creştere spectaculoasă. Cu toate că producţia sculelor aşchietoare a beneficiat de cele mai noi realizări ale tehnicii, acest domeniu are în momentul de faţă o serie de neajunsuri.


13

1.7 Consideraţii teoretice asupra tratamentelor termomecanice

Rezistenţa mecanică a materialelor metalice poate fi sporită pe două căi diametral opuse:

- prin realizarea unei structuri cristaline ideale, lipsită de defecte, dar care necesită asigurarea unor condiţii tehnice deosebite;

- prin crearea de defecte (în special dislocaţii) şi limitarea deplasării acestora, soluţie realizabilă la scară industrială.

Mijloacele tehnologice ce corespund celei de-a doua căi de creştere a rezistenţei mecanice sunt alierea raţională, tratamentele termice şi deformarea plastică. Considerând un policristal (situaţie reală) ce posedă defecte de reţea, pentru a-i mări rezistenţa mecanică se apelează la limitarea deplasării acestora prin următoarele mecanisme:

- creşterea densităţii de dilocaţii, ceea ce are drept urmare crearea unui câmp de tensiuni în jurul lor, astfel încât deplasarea acestora este serios limitată;

- crearea de bariere mobile semipermeabile de tipul limitelor şi sublimitelor de grăunţii sau de tipul barierelor determinate de particulele disperse ale unei faze secundare durificatoare care a precipitat;

- crearea de acumulări condensate pe dislocaţii (atomii străini, segregaţii, vacanţe); - crearea de construcţii atomice ordonate din punct de vedere al compoziţiei chimice

şi al orientării cristalografice care să oblige dislocaţiile să consume o mare parte din energia lor pentru a se deplasa [108].

Mecanismele descrise trebuie numai să limiteze deplasarea dislocaţiilor, în caz contrar, imoblizarea totală ar determina apariţia unor tensiuni chiar mai mari decât rezistenţa mecanică teoretică – chiar şi numai în volume microscopice, ceea ce ar atrage după sine ruperea fragilă.

Există două mijloace tehnologice care determină creşterea proprietăţilor de rezistenţă, punând în funcţiune toate cele patru mecanisme şi anume:

a) Deformarea plastică care determină creşterea densităţii de dislocaţii, pe care le multiplică, generează sublimite de grăunţii, schimbă forma, dimensiunile şi orientarea spaţiala a grăunţilor;

b) Tratamentul termic de călire la martensită care determină: - creşterea densităţii de dislocaţii ca urmare a ecruisajului fazic; - apariţia de sublimite (dintr-un grăunte de austenită apar mai multe plăci de

martensită); - precipitarea carburilor secundare durificatoare, fin dispersate, ca urmare a unei

ulterioare reveniri; - crearea unei structuri bine ordonate cristalografic – martensita are o orientare

definită şi o structură specifică maclată. Tratamentele termomecanice pun în valoare toate cele patru mecanisme simultan

şi/sau succesiv, combinând cele două mijloace tehnologice menţionate, în mod raţional şi organizat.

Prin tratament termomecanic (TTM) se înţelege ansamblul operaţiilor de deformare plastică, încălzire şi răcire realizate în diferite succesiuni posibile care au ca rezultat obţinerea unei structuri corespunzătoare unei mari densităţi de dislocaţii distribuite specific prin deformarea plastică [108].

1.7.1 Clasificarea tratamentelor termomecanice

Tratamentele termomecanice asociate cu deformarea plastică în cadrul TTM sunt călirile la martensită urmate de revenirile aferente sau călirile izoterme – pentru aliajele ce


14

prezintă transformări de faze, respectiv călirile de punere în soluţie şi îmbătrânirile – pentru aliajele şi oţelurile fără transformări de faze şi care îmbătrânesc. În funcţie de compoziţia chimică şi de proprietăţile mecanice urmărite, deformarea plastică poate fi asociată cu normalizări sau recoaceri izoterme.

Deformarea plastică – realizată prin laminare, forjarea liberă, matriţare, tragere sau extrudare – se poate efectua în cursul tratamentului termic, anterior sau posterior acestuia. De asemenea, deformarea plastică se poate aplica la temperaturi superioare celor de recristalizare ale austenitei, sau sub pragul de recristalizare al acestuia (TrA) – înţelegând prin aceasta şi posibilitatea aplicării unui proces de deformare plastică sub punctele critice Md sau Ms.

Deformarea plastică se poate exercita aşadar asupra austenitei stabile, a austenitei subrăcite sau asupra produşilor de transformare – perlită, baintă, martensită. În fine, deformarea plastică se poate repeta în cadrul tratamentului termomecanic la temperaturi înalte sau la temperaturi joase.

Dată fiind multitudinea de posibilităţii legate de succesiunea deformare plastică – tratament termic, precum şi condiţiile termice la care se desfăşoară aceste operaţii, o clasificare a tratamentelor termomecanice devine imperios necesră, urmărind criterii de clasificare consacrate [9, 108]:

I Dupa succesiunea deformare plastică – tratament termic:

1 Tratamente termomecanice cu deformare plastică în cursul tratamentului termic; 2 Tratamente termomecanice cu deformare plastică anterioară tratamentului termic; 3 Tratamente termomecanice cu deformare plastică ulterioară tratamentului termic; 4 Tratamente termomecanice cu deformare plastică anterioară şi posterioară

tratamentului termic.

II Dupa temperatura la care are loc deformare plastică :

1 Tratamente termomecanice de temperatură înaltă (TTMTI), când Td>TrA; 2 Tratamente termomecanice de temperatură joasă (TTMTJ), când Td<TrA; 3 Tratamente termomecanice de temperatură înaltă şi joasă (TTMTIJ), când Tdl>TrA şi

Td2<TrA; 4 Tratamente termomecanice de temperatură joasă şi înaltă (TTMTJI), când Tdl<TrA şi

Td2>TrA; 5 Tratamente termomecanice izoterme: de temperatură înaltă (TTMTIzTI), când

Td>TrA şi de temperatură înaltă (TTMTIzTI), când Td<TrA. În figura 1.14 şi 1.15 sunt prezentate diagramele TTT ale tratamentelor termomecanice

aplicate aliajelor cu transformări de fază: a – TTMTI cu călire la martensită şi revenire; b – TTMTIzTI cu transformarea izotermă a austenitei: (1) – în perlită (TTMTIzTIP), (2) – în bainită (TTMTIzTIB); c – TTMTJ cu călire la martensită şi revenire (ausforming); d – TTMTIzTJ cu transformarea izotermă a austenitei (isoforming): (1) – în perlită (TTMTIzTJP), (2) – în bainită (TTMTIzTJB); e – TTMIJ cu călire la martensită şi revenire; f – TTMJI cu călire la martensită şi revenire; g – laminare controlată; h – TTME = TTMTI + călire secundară la martensită şi revenire; i – TTME = TTMIzTIB + călire secundară la martensită şi revenire; j – TTME = TTMIzTJB(P) + călire secundară la martensită şi revenire;


15

k – TTMP = deformare plastică la rece + călire la martensită şi revenire; l – Marforming = călire la martensită + îmbătrânire mecanică la cald/rece + revenire; m – Strain Tempering = TTMTI + îmbătrânire mecanică la cald/rece + revenire; n – Călire izotermă la bainită + îmbătrânire mecanică cald/rece + revenire;

Fig. 1.14 Diagramele TTT ale tratamentelor termomecanice aplicate aliajelor cu transformări de fază cu deformare plastică în timpul tratamentului termic (a ... g) şi

anterior tratamentului termic (h ... k)


16

Fig. 1.15 Diagramele TTT ale tratamentelor termomecanice aplicate aliajelor cu

transformări de fază cu deformare plastică ulterioară tratamentului termic (l ... n) şi cu deformare plastică anterioară şi ulterioară tratamentului termic (o)

TD – temperatura de deformare; TrA – temperatura de recristalizare a austenitei; TrF – temperatura de

recristalizare a feritei. o – TTMP = deformare plastică la rece (Td<TrA) + călire izotermă la bainită + deformare plastică la rece. Figura 1.16 prezintă diagramele TTT ale tratamentelor termomecanice aplicate

aliajelor care îmbătrânesc:

Fig.1.16 Diagramele TTT ale tratamentelor termomecanice aplicate

aliajelor care îmbătrânesc

a – TTMTI = deformare plastică la cald + călire de punere în soluţie + îmbătrânire;


17

b – TTMTJ = călire de punere în soluţie + deformare plastică la rece + îmbătrânire; c – TTMTIJ = deformare plastică la cald + călire de punere în soluţie + deformare plastică la rece + îmbătrânire.

1.7.2 Tratamente termomecanice cu deformare plastică în cursul

tratamentului termic – Tratamente termomecanice de temperatură înaltă

Tratamente termomecanice de temperatură înaltă (TTMTI) propriu-zise presupun o deformare plastică la cald – peste pragul de recristalizare al austenitei, urmată de călire la martensită şi revenire joasă (vezi fig. 1.14-a). Modificări ale acestei scheme tehnologice determină o serie de variante de tratamente termomecanice în care se include – de regulă prima parte a lanţului tehnologic – o deformare plastică la cald sau chiar un tratament termomecanic de temperatură înaltă complet:

- dacă deformarea plastică la cald este urmată de transformări izoterme la perlită sau bainită, se definesc tratamente termomecanice izoterme de temperatură înaltă la perlită (TTMIzTIP), respectiv la bainită (TTMIzTIB) – vezi fig. 1.4-b;

- dacă deformarea plastică la cald este completată de o deformare plastică în domeniul de stabilitate al austenitei subrăcite, urmată de călire la martensită şi revenire joasă, se definesc tratamente termomecanice de temperatură înaltă şi joasă TTMTIJ – vezi fig. 1.14-e;

- dacă TTMTI este însoţit de o austenitizare secundară urmată de călire la martensită şi revenire joasă se definesc tratamente termomecanice ereditare TTME – vezi fig.1.14-h. Similar, se poate defini TTME pentru TTMIzTIB, când acesta din urmă este însoţit de o austenitizare şi călire secundară urmată de revenire joasă – fig.1.14-i;

- dacă TTMTI este urmat de o deformaţie plastică în timpul revenirii sau după aceasta, se definesc tratamentele Strain Tempering (şi care nu au deocamdata corespondent în limba română).

TTMTI prezintă avantajele unei aplicabilităţi foarte variate, în condiţii de deformare plastică cu forţe obişnuite, cu grade şi viteze de deformare moderate, fiind folosite practic utilajele specifice secţiilor de deformare plastică şi tratament termic dispuse raţional în linii tehnologice de tratament termomecanic. Exemple concrete ale unor rezultate obţinute prin aplicarea TTMTI se pot urmări in tabelul 1.4.

Tabelul 1.4 Variaţia proprietăţilor mecanice ale unor oţeluri supuse

tratamentelor termomecanice de temperatură înaltă

Oţel td [oC] ε [%] σr [daN/mm2] σc [daN/mm2] Z [%] As [%] 60S2 940 70 275/223 221/193 35/28 7/6

50HGA 910 40 215/183 175/155 22/5 5/2 55HGR 900 50 214/180 186/ - 53,5/7 17/4

55S2 960 50 252/220 230/200 22/14 7/4

În coloanele corespunzătoare σr şi σc, numărătorul reprezintă valorile corespunzătoare după TTM, iar numitorul valorile obţinute după tratamentele termice clasice

TTMTI se aplică cu succes produselor laminate sau trase – table şi profile, ţevi, sârme,

arcuri [113], produselor forjate, matriţate şi extrudate – bolţuri, bucşi, pârghi, roţi dinţate [4,5,63,64], sculelor [59,93] etc.


18

1.8 Studiul prelucrabilităţii prin deformare plastică la cald a oţelurilor rapide

Analizând compoziţiile chimice ale oţelurilor prezentate în tabelul 1.1 se poate trage concluzia că oţelurile rapide fac parte din categoria oţelurilor aliate deci beneficiază de avantajele şi dezavantajele acestora.

Oţelurile aliate au o serie de particularităţi, unele din ele complicând substanţial procesul tehnologic de utilizare al acestora. Multe oţeluri aliate au o rezistenţă sporită la deformare, temperatură scăzută la începerea deformării, interval îngust al temperaturilor de deformare, plasticitate scăzută, sensibilitate înaltă la solicitări, în special termice. La unele oţeluri se constată tendinţa de formare a fulgilor şi de apariţie a fisurilor prin răcire, de precipitare a fazelor în exces (cementita) care înrăutăţesc calitatea laminatelor şi tendinţa de formare a grăunţilor mari. Toate acestea sunt iremediabile în cursul tratamentului termic ulterior de carburare superficială. Oţelurilor aliate de calitate li se pretind condiţii mai deosebite în ce priveşte calitatea suprafeţei laminatelor şi precizia dimensiunilor lor. În afară de acestea, laminatele din oţeluri aliate trebuie să posede proprietăţi bine determinate şi variate, însă proprii oţelurilor cu alte calităţi.

Eutecticul ledeburitic, care înconjoară grăunţii ca un înveliş, poate fi fragmentat numai prin prelucrare mecanică la cald. Acest fapt important condiţionează tehnologia deformarii plastice a oţelului rapid. Concomitent cu carburile primare, care se degajă la turnarea oţelului rapid şi la răcirea ulterioară, se formează de asemenea şi carburi secundare mai mărunte. Aceste carburi trec în soluţia solidă prin încălzire. Structura oţelului turnat este astfel foarte neomogenă (vezi fig. 1.18).

Fig. 1.18 Microstructura unui lingou cu diametrul de 230 mm din oţel rapid turnat:

a) lângă margine b) la mijlocul razei X 50

1.10 Obiective propuse:

Importanţa covârşitoarea a sculelor în economia mondială îndreptăţeşte orice eforturi de cercetare în direcţia creşterii fiabilităţii acestora. În contextul dezvoltării durabile şi a unei exploatări raţionale a materiilor prime, orice înbunătăţire a comportării în exploatare a sculelor aşchietoare, capătă dimensiuni economice majore, cu implicaţii de anvergură. Deşi în decursul istoriei prelucrărilor mecanice au apărut o serie de materiale noi destinate sculelor aşchietoare dar şi de tehnologii, este clar că fabricarea şi utilizarea în continuare a sculelor aşchietoare din oţeluri rapide nu este încheiată.

Comportarea în exploatare a sculelor şi nivelul de fiabilitate al acestora este determinat de o serie de factori: compoziţia chimică a materialului, structura şi caracteristicile mecanice, respectarea condiţiile tehnologice de fabricare a sculelor şi de respectarea condiţiilor de exploatare prescrise.


19

Din studiul efectuat, anterior se poate trage concluzia că deformarea plastică este un procedeu care se aplică frecvent şi curent în cadrul proceselor tehnologice de obţinere a semifabricatelor destinate sculelor aşchietoare şi că aplicarea lui conduce la îmbunătăţirea performanţelor sculelor aşchietoare. De asemenea, studiul arată că deformarea plastică a oţelurilor rapide de scule se face în condiţii mai dificile decât pentru oţelurile obişnuite.

Prezenţa operaţiilor de deformare la cald în procesul tehnologic de fabricaţie a sculelor face ca aplicarea tratamentului termomecanic să pornească de la premise favorabile. Obţinerea calităţii sculelor în limita unor costuri rezonabile, în condiţiile creşterii durabilităţi în exploatare, recomandă tratamentul termomecanic ca metodă eficientă de ridicare a performanţelor sculelor. Studiul a mai arătat că până în prezent nu au fost aplicate tratamente termomecanice oţelurilor rapide de scule.

În vederea îmbunătăţirii comportării în exploatare a sculelor şi a creşterii fiabilităţii lor, lucrarea îşi propune să prezinte contribuţii şi cercetări privind aplicarea tratamentelor termomecanice oţelului rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8), de producţie indigenă intrat de curând în producţia de serie a furnizorilor locali dar şi utilizat de producătorii autohtoni de scule. Scopul tratamentelor termomecanice aplicate rămâne scăderea conţinutului de austenită reziduală, cu implicaţii favorabile asupra stabilităţii dimensionale şi a durabilităţii sculelor.

Obiectivele tezei sunt următoarele: - determinarea pentru oţelul rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) aflat în studiu a

modulului de elasticitate; - determinarea pentru oţelul rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) aflat în studiu, a

rezistenţei la deformare pentru temperaturile din domeniul deformării plastice la cald; - determinarea funcţiei care face legătura dintre temperatura de deformare,

viteza de deformare şi rezistenţa la deformare; - confirmarea prin încercări adiţionale, a corectitudinii relaţiei matematice care

face legătura între temperatura de deformare, viteza de deformare şi rezistenţa la deformare;

- simularea deformării plastice, în vederea obţinerii unui semifabricat destinat unei freze disc pe baza datelor experimentale obţinute prin încercări;

- analiza modificărilor de duritate în urma aplicării tratamentului termomecanic oţelului rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8);

- studiul modificărilor microstructurale ale oţelului rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8), tratat termomecanic;

- studiul comportării la uzură a oţelului rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) tratat termomecanic prin încercări de uzură, cu implicaţi directe asupra durabilităţii sculelor;

- dezvoltarea unei structuri de ecran fonoizolant (fonoabsorbant) în vederea micşorări zgomotului din secţiile de deformare plastică la cald.

CAPITOLUL 2

Contribuţii teoretice şi experimentale privind rezistenţa la deformare plastică a oţelului rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8)

2.1 Starea de deformare

Deformarea plastică a materialelor metalice se manifestă prin schimbarea formei corpului supus procesului. Pentru a putea urmări această schimbare a formei se vor compara deplasările relative ale unor puncte materiale elementare ce aparţin corpului considerat. În timpul deformării plastice două puncte materiale îşi schimbă poziţia în spaţiu printr-o deplasare liniară sau de rotaţie.


20

Deci, în general, din punct de vedere mecanic se poate vorbi de două categorii de deformaţii: plane şi de alunecare. Prima categorie se produce numai de tensiuni normale de întindere sau de compresiune în timp ce cea de-a II-a de tensiuni tangenţiale (de alunecare sau răsucire). Una din legile de bază ale deformării plastice este cea a volumului constant. Această lege arată că în timpul deformării plastice volumul semifabricatului rămâne constant.

Dacă semifabricatul a mai fost deformat înainte şi este lipsit de porozităţi, atunci printr-o nouă deformare la rece el va acumula noi dislocaţii şi vacanţe ceea ce conduce la o creştere a volumului său, densitatea scăzând cu 0,1…0,2%.

Fig. 2.1 Paralelipiped supus deformării plastice

Dacă semifabricatul a fost înainte deformat la cald, variaţia volumului său este

neglijabilă. În cazul de faţă deformarea oţelului rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8), corespunde ultimei variante deoarece semifabricatele care vor suferi această prelucrare provin din bare care înainte au fost laminate la cald. Dacă se aplică această lege pentru un semifabricat de formă paralelipipedică (vezi fig. 2.1), se va putea scrie relaţia:

111000 lbhlbhV ⋅⋅=⋅⋅= , (2.1 ) unde:

V – volumul semifabricatului; h0, b0, l0 – dimensiunile semifabricatului înainte de deformare; h1, b1, l1 – dimensiunile semifabricatului după deformare. În urma logaritmării relaţia (2.1) devine:

00

1

0

1

0

1 =++llln

bbln

hhln , (2.2)

unde:

0

1

hhln – grad de deformare logarithmic.

Gradele de deformare logaritmice şi gradele de deformare simple єi sunt legate între

ele astfel:


21

( )

( )

( )⎪⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪⎪

⎨

⎧

−=

−=

−=⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ Δ−=

Δ−=

l

b

h

lnll

ln

lnbb

ln

lnh

hlnh

hhln

hh

ln

ε

ε

ε

1

1

11

0

1

0

1

00

0

0

1

. (2.4)

2.5 Contribuţii la determinarea parametrilor procesului de deformare

plastică – Calculul rezistenţei medii la deformare

Pentru refularea semifabricatelor cilindrice cu dimensiunile iniţiale d0 x h0 la dimensiunile d x h este necesară o forţă F0. Lucrul mecanic efectuat de forţa F0 pentru reducerea înălţimii semifabricatului cu o cantitate infinit mică dh va fi:

dhFdL 0=

Pentru refularea semifabricatului de la h0 la h1 se va consuma lucrul mecanic:

∫=1

0

0

h

h

dhFL . (2.23)

În cazul lucrului mecanic trebuie ţinut cont şi de forţele de frecare care apar între

suprafaţa de contact dintre sculă şi semifabricat. Schema de deformare prin refulare a unei epruvete cilindrice este prezentată în figura 2.7.

Fig. 2.7 Schema refulării semifabricatelor cilindrice

Datorită frecării dintre scule şi material, deformarea materialului este neuniformă. O

consecinţă imediată a neuniformităţii este creşterea rezistenţei la deformare a materialului în


22

timpul refulării. Pentru demonstraţie se consideră cazul refulării unui semifabricat cilindric. Dacă cilindrul cu înălţimea iniţială h se comprimă figura 2.8, într-un element oarecare de volum iau naştere tensiuni din trei direcţii principale, tensiunea σ1 aproximativ identică cu presiunea exercitată de scule pe suprafaţa frontală a semifabricatului; σ2 – tensiunea radială; σ3 – tensiunea tangenţială. Dacă elementul de volum haşurat, limitat de unghiul la centru α, se izolează şi se scrie ecuaţia de proiecţie în planul A – A a tuturor forţelor, rezultă următoarea relaţie de echilibru:

( ) ( ) 022

sin2 2232 =⋅⋅⋅⋅⋅−⋅⋅+⋅+−⋅⋅⋅⋅+⋅⋅⋅ dxxRhdxxddxhhx d αμασσασασ

în care Rd este rezistenţa la deformare a materialului.

dxxRdF d ⋅⋅⋅= αμ .

Pe de o parte unghiul α fiind mic se poate considera că sinα / 2 = α / 2, iar pe de altă parte tensiunile σ2 şi σ3 sunt egale, întrucât deformaţia este simetrică. În această situaţie prin ordonarea termenilor şi neglijarea infinităţilor mici, relaţia devine:

dxh

Rd dpμσ

22 −=

Cxh

R

dxhR

d

d

x

o

d

+−=

⇒−= ∫∫

2

02

22

σ

μσ

σ

Constanta C se determină ţinând

seama de condiţia că pentru x = d / 2 tensiunea σ2 = 2, deci:

hR

C dμ= .

Relaţia care ţine seama de

influenţa frecări la refulare şi în care se consideră că presiunea pe suprafaţa de contact cu scula se distribuie uniform, este denumită relaţia lui Siebel (2.24).

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +=+=

hdR

hd

RRR fef

ee 31

30 μμ

. (2.24)

Datorită frecării în timpul deformării, apare neuniformitatea deformaţiei.

Fig. 2.8 Distribuţia tensiunilor într-un

semifabricat cilindric supus refulării cu frecare


23

Utilizându-se condiţia plasticităţii a lui Tresca, coeficientul β va fi egal cu unitatea, ceea ce înseamnă μf = 0,5. În acest caz rezistenţa la deformare devine:

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+=

1

10 6

11hd

RR e . (2.25)

Revenind la relaţia (2.23) se poate scrie că F0 = R0 . S. Cu această înlocuire relaţia

(2.23) devine:

∫ ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +=

1

0611

h

he h

dhhdVRL

Rezolvând integrala se obţine:

( ) ( ) ( )[ ]001110 //9/1/ln hdhdhhVRL e −⋅+⋅⋅= . (2.26)

Cunoscând valoarea rezistenţei la curgere (Re) se poate calcula rezistenţa la deformare

a oţelului rapid marca W 1.3247 (HS 2-10-1-8).

2.6 Influenţa vitezei de deformare asupra deformabilităţii

Deformabilitatea este influenţată de viteza de deformare într-un mod foarte complex. La temperaturi ridicate influenţa vitezei de deformare asupra deformabilităţii trebuie luată în considerare din cel puţin trei puncte de vedere:

- influenţa vitezei de deformare asupra temperaturii reale de deformare; - influenţa vitezei de deformare asupra echilibrului ce se realizează între procesul de

ecruisare şi cel de recristalizare; - influenţa vitezei de deformare asupra deformării inter şi intracristaline. Prin viteză de deformare se înţelege variaţia gradului de deformare în unitate de timp,

adică:

dtdεε =

. – viteza de deformare la un moment dat;

tεε =

. – viteza de deformare medie.

unde:

.ε – viteza de deformare în s-1;

ε – gradul de deformare într-o direcţie oarecare; t – timpul în secunde. Cum deformarea plastică la care se apelează este refularea se obţine:

vht

hh

Δ=

Δ=

0

ε


24

în care: h0 – este înălţimea iniţială a semifabricatului; Δh – micşorarea înălţimii semifabricatului la o lovitură de ciocan; v – viteza medie de deplasare a sculei în timpul deformării plastice a semifabricatului.

0

0.

hv

vh

hh

t=

Δ

Δ

==εε . (2.27)

Analizând relaţia (2.27) reiese că viteza de deformare la refulare depinde numai de

viteza de deplasare a sculei şi de înălţimea epruvetei, nedepinzând de mărimea gradului de refulare realizat. Din momentul iniţial de deformare, când h = h0, viteza de deformare absolută este egală cu viteza de impact (vi) a berbecului, respectiv:

gHvi 2= , în care:

H – înălţimea de cădere a berbecului. Din cele trei relaţii rezultă că viteza de deformare medie de la h0 la h1 este:

20

0 222

hgHh/gHvm == . (2.28)

Din (2.28) rezultă că viteza de deformare la sonetă este funcţie de înălţimea de cădere

a berbecului (H) şi că înălţimea iniţială a epruvetei (h0) nu depinde de greutatea berbecului. Pentru a modifica viteza de deformare, este suficient doar să modificăm înălţimea de cădere a berbecului.

Experimental [6,85] s-a dovedit că până la circa 40% din deformaţia totală, deformarea se produce aproximativ cu viteză constantă şi egală, cu o eroare de 3%, faţă de viteza iniţială de deformare. Anumiţi cercetători [1,6] apreciază gradul de deformare la comprimare, prin variaţia secţiunii transversale a epruvetei. În acest caz deformaţia relativă se exprimă cu relaţia :

20

20

2

0

0

ddd

SSS

r−

=−

=ε

Presupunând că ceilalţi parametrii ai deformării rămân constanţi şi că relaţia scrisă mai

sus se aplică la materiale metalice, care au proprietăţi plastice şi vâscoase, aceasta se poate scrie astfel:

m

dd RR⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛=

1

.2

.

12

ε

ε , (2.29)

în care:


25

Rd1 – este rezistenţa la deformare la viteza 1

.ε ;

Rd2 – este rezistenţa la deformare la viteza 2

.ε ;

m – exponent care caracterizează vâscozitatea materialului.

2.7 Rezistenţa la deformare

O problemă care trebuie să fie rezolvată este stabilirea rezistenţei la deformare a oţelului rapid marca W 1.3247 (HS 2-9-1-8) care se studiază. Această rezistenţă la deformare se va stabili pentru diferite temperaturi de deformare şi diferite viteze de deformare.

Încercările se vor face la viteze de deformare care să se apropie de cele cu care se deformează materialul în timpul forjării. Rezistenţa la deformare în acest caz este diferită de aceea în care deformarea plastică ar avea loc cu viteză mică.

Stabilirea temperaturii epruvetelor în timpul deformării este greu de determinat prin metodele tradiţionale deoarece acestea sunt

încălzite în intervalul 900°C ... 1250°C. Acesta este motivul care a determinat ca pentru stabilirea temperaturii epruvetelor supuse deformării plastice să se apeleze la o cameră de termografiere de tipul FLIR ThermaCAM S45, având domeniul de măsurare cuprins între – 40oC şi 1500oC (vezi fig. 2.11).

În figura 2.12 se prezintă modul de transfer al căldurii de la epruvetă la mediul înconjurător.

<300,0°C

510,6°C

LI01LI02

LI03AR01

Fig. 2.13 Evoluţia temperaturii în epruveta supusă deformării plastice

Fig. 2.11 Camera de termografiere

FLIR ThermaCAM S45

°C

400

600

800

1000


26

În figura 2.13 se prezintă modul de evoluţie a temperaturii în epruveta care va fi supusă la deformare. Pentru aceasta au fost marcate pe epruvetă trei linii una orizontală şi două diagonale precum şi o arie sub formă de dreptunghi. În cazul liniilor se observă o evoluţie similară a temperaturii, mai precis la suprafaţa de contact a epruvetei cu aerul temperatura este sub 4000C după care creşte la 9960C (vezi Anexa 1), pe toată lăţimea epruvetei (diametrul). Aceeaşi evoluţie o regăsim şi pe cele două diagonale LI02 şi LI03. Se pune fireşte întrebarea care este temperatura epruvetei, cu ce temperatură vom efectua calculele? Se cunoaşte că pierderea de temperatură a epruvetei este cu atât mai mare cu cât diferenţa de temperatură între ea şi mediul exterior este mai mare şi cu cât masa acesteia este mai mică.

Pentru a răspunde la întrebare pa epruvetă s-a marcat dreptunghiul (aria) AR01 care nu cuprinde zonele de margine ale epruvetei unde schimbul de căldură cu exteriorul este accentuat. Temperatura medie din această arie poate fi determinată şi va fi acceptată ca temperatura medie a epruvetei. Pentru ca toate epruvetele să fie tratate similar aria AR01 va fi menţinută aceeaşi. Practic aria AR01 va fi suprapusă peste celelalte epruvete, determinându-se în acest mod temperatura medie de deformare. De asemenea, parametrii adiacenţi de măsurare au fost menţinuţi pentru toate măsurările de temperatură efectuate.

Încercările privind rezistenţa la deformare s-au făcut în intervalul de temperatură 900°C ... 1200°C. S-a ales acest domeniu de temperatură deoarece intervalul teoretic de deformare plastică a oţelului rapid marca W 1.3247 (HS 2-9-1-8), este cel prezentat anterior.

S-au folosit trei viteze de deformare plastică, care de fapt depind de înălţimea de la care cade berbecul sonetei şi de înălţimea iniţială a epruvetei. Pentru calcularea vitezei medii de deformare s-a folosit relaţia (2.28). În tabelul 2.1 este dată corelaţia între înălţimea de la care cade berbecul, viteza medie de deformare şi lucrul mecanic de deformare. Tabelul 2.1

Viteza medie şi lucrul mecanic de deformare

Înălţimea de cădereh [mm]

Viteza medie de deformare v [1/s]

Lucru mecanic de deformare [J]

h1 1200 135 6,0464 . 102

h2 1000 123 5,0438 . 102 h3 920 118 4,6403 . 102

S-a lucrat cu viteze mari de deformare pentru următoarele motive: - deoarece volumul este redus acestea pierd o cantitate mare de căldură într-un

interval scurt de timp motiv pentru care deformarea trebuie să se desfăşoare repede; - cu cât viteza este mai ridicată cu atât rezistenţa creşte ceea ce ar putea duce la

fisurarea pieselor, deci se poate determina care este limita superioară de deformare. Aceste viteze sunt vitezele cu care lucrează utilaje de tipul ciocanelor, iar prima viteză chiar mai mare. S-a ales ca utilaje de deformare categoria ciocanelor deoarece lucrând cu viteze mari în timpul deformării nu are loc răcirea piesei, ci din contră o păstrare a temperaturii sau chiar creşterea ei datorită transformării lucrului mecanic de deformare în căldură.

Pe baza următoarelor mărimii: - temperatura de deformare; - diametru iniţial; - înălţime iniţială; - înălţime după deformare; - volumul epruvetei;


27

- lucrul mecanic de deformare; s-au putut calcula:

- diametrul mediu al epruvetei deformate; - rezistenţa de deformare (cu relaţia 2.26):

( ) ( ) ( )[ ]001110 //9/1/ln hdhdhhVRL e −⋅+⋅⋅= ,

de unde rezultă:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−+

⋅=

0

0

1

1

1

0

91ln

1

hd

hd

hhV

LRe .

După ce se calculează valoarea rezistenţei la curgere se poate calcula rezistenţa la

deformare a oţelului rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8). Aceste valori se calculează cu relaţia (2.25):

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+==

1

10 6

11hd

RRR ed .

Pe baza temperaturii de deformare şi a rezistenţei la deformare au fost trasate trei

grafice câte unul pentru fiecare viteză de deformare. Pentru epruvetele deformate cu viteza de deformare de 135 s-1 pe baza datelor din

Anexa 1 tabelul 1, în figura 2.14 este prezentată grafic evoluţia rezistenţei la deformare în funcţie de temperatură.

900 950 1000 1050 1100 115038

40

42

44

46

48

50

52

54

56 Interpolare liniara, spline si regresie polinomiala de grad 3

interpolare liniara interpolare spline regresie polin gr 3 puncte initiale

Temperatura [oC]

Fig. 2.14 Rezistenţa la deformare în funcţie de temperatură pentru

oţelul rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8): viteza de deformare 135 s-1, interpolare liniară

Rd [

daN

/mm

2 ]


28

Pentru epruvetele deformate cu viteza de deformare de 123 s-1 pe baza datelor din

Anexa 1 tabelul 2, în figura 2.15 este prezentată grafic evoluţia rezistenţei la deformare în funcţie de temperatură.

900 950 1000 1050 1100 115036

38

40

42

44

46

48

50

52

54Interpolare liniara, spline si regresie polinomiala de grad 3

interpolare liniara interpolare spline regresie polinom gr 3 punctele initiale

Temperatura [oC]



Pentru epruvetele deformate cu viteza de deformare de 118 s-1 pe baza datelor din Anexa 1 tabelul 3, în figura 2.16 este prezentată grafic evoluţia rezistenţei la deformare în funcţie de temperatură. 2.8 Concluzii Ca urmare a efectuării încercărilor experimentale de deformabilitate asupra oţelului rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) se pot trage următoarele concluzii:

- aşa cum se anticipa la început cu toate că aceste oţeluri au un conţinut ridicat de elemente de aliere care le fac mai greu deformabile, în urma încercărilor efectuate se poate observa că oţelul rapid testat poate fi deformat;

- deformarea trebuie să înceapă la o temperatură cuprinsă între 1100 ... 1150oC; - pentru toate vitezele de deformare folosite în test rezistenţa la deformare creşte

puternic pentru întervalul de temperaturi 1000 ... 900oC, ceea ce înseamnă că deformarea plastică trebuie să se încheie în jurul temperaturii de 1000oC;

Rd [

daN

/mm

2 ]


29

900 950 1000 1050 1100 115034

36

38

40

42

44

46Interpolare liniara, spline si regresie polinomiala de grad 3

interpolare liniara interpolare spline regresie polinom gr 3 punctele initiale

Temperatura [oC]



- de asemenea rezistenţa la deformare scade cu creşterea temperaturii de deformare; - rezistenţa la deformare scade cu micşorarea vitezei de deformare.

După ce s-a determinat rezistenţa la deformare plastică pentru oţelul rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) se poate stabili evoluţia rezistenţei la deformare plastică a acestui oţel în funcţie de temperatura şi viteza de deformare.

CAPITOLUL 3

Modelarea matematică a rezistenţei la deformare plastică pentru oţelul rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) în funcţie

de temperatura şi viteza de deformare

3.1 Determinarea formei funcţiei rezistenţei la deformare plastică

Deoarece valorile temperaturilor determinate în încercările de deformabilitate (vezi fig. 2.14, 2.15 şi 2.16) sunt pentru temperaturile măsurate, acestea diferind de la o viteză de deformare la alta, vor trebui determinate aceste rezistenţe la deformare pentru următoarele temperaturi: 900oC, 950oC, 1000oC, 1050oC şi 1100oC. Pentru aceasta pe baza rezultatelor experimentale se va trece la ajustarea datelor experimentale şi totodată la calcularea valorilor rezistenţei la deformare pentru temperaturile propuse prin interpolare. S-au încercat următoarele metode:

- interpolarea liniară;

Rd [

daN

/mm

2 ]


30

- interpolarea spline; - regresia polinominală de grad 3. În opinia mea, pentru determinarea valorilor rezistenţei la deformare propuse, dintre

cele 3 curbe obţinute prin interpolare cea mai convenabilă din punct de vedere al apropierii de valorile stabilite experimental, în cadrul intervalului de temperatură analizat, este curba care reprezintă regresia polinominală de grad 3. Diferenţele dintre metodele de interpolare încercate, se pot constata în graficele din capitolul anterior (vezi fig. 2.14, 2.15, 2.16). Pentru calcularea rezistenţelor la deformare la temperaturile propuse s-a apelat la softul Mathlab în care s-a scris programul RDCALC special dedicat acestor calcule (Anexa 2). Tabelul 3.1

Rezistenţa la deformare în funcţie de temperatura şi viteza de deformare pentru oţelul rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8)

Rezistenţa la deformare [MPa sau N/mm2] Viteza de

deformare [s-1] 900oC 950oC 1000oC 1050oC 1100oC 1150oC 135 559,875 499,679 459,040 431,510 410,639 389,979 123 520,854 471,135 438,111 415,848 398,406 379,850 118 450,535 418,460 392,743 373,255 359,873 352,469

Valorile rezistenţei la deformare obţinute prin rularea programului RDCALC sunt

prezentate in tabelul 3.1. Pe baza datelor din tabelul 3.1 s-a putut trasa graficul din figura 3.1, care prezintă evoluţia rezistenţei la deformare în funcţie de temperatura de deformare şi viteza de deformare.

0

100

200

300

400

500

600

900 950 1000 1050 1100 1150

Temperatura [oC]

Rez

iste

nţa

la d

efor

mar

e [M

Pa]

v=135 [1/s] v=123 [1/s] v=118 [1/s]

Fig. 3.1 Rezistenţa la deformare în funcţie de temperatura şi viteza de deformare pentru oţelul rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8)

O altă etapă care face parte din scopul propus al tezei este de a stabili funcţia de două

variabile care face legătura între viteza de deformare (vd), temperatura de deformare (td) şi


31

rezistenţa la deformare. Pentru aceasta trebuie să se determine care este tipul funcţiei care realizează cel mai bine legătura între cele trei categorii de date.

Rezolvarea acestui aspect necesită apelarea la anamorfozarea graficelor, adică deformarea faţă de aspectul obişnuit, astfel încât, prin alegerea corespunzătoare a scărilor, să se obţină o curbă rezultantă care să se apropie cât mai mult posibil de o dreaptă. Aşa cum arată curbele din figura 3.1, pentru astfel de curbe (valorea funcţiei scade pe măsură ce valoarea argumentului creşte), formulele empirice ce pot fi determinate sunt de forma:

- y = a / x + b;

0

10

20

30

40

50

60

1,1 1,05 1 0,95 0,9 0,86

1000/t [oC]

Rd [

daN

/mm

2 ]

v = 135 [1/s] v = 123 [1/s] v = 118 [1/s]

Fig. 3.2 Rezistenţa la deformare în funcţie de temperatura şi viteza de deformare pentru oţelul rapid HS 2-9-1-8 (transformare după funcţia de tipul y = a / x + b)

0

10

20

30

40

50

60

1,21 1,1 1 0,9 0,81 0,72

106/t2 [oC]

R d [d

aN/m

m2 ]

v = 135 [1/s] v = 123 [1/s] v = 118 [1/s]

Fig. 3.3 Rezistenţa la deformare în funcţie de temperatura şi viteza de deformare pentru oţelul rapid HS 2-9-1-8 (transformare după funcţia de tipul y = a / x2 + b)

- y = a / x2 + b; - y = a . e bx + cy.


32

Pentru datele din tabelul 3.1 obţinute ca urmare a prelucrării datelor experimentale, graficele anamorfozate după funcţia de tipul y = a / x + b corespunzătoare diferitelor viteze sunt prezentate în figura 3.2.

Pentru datele din tabelul 3.1 obţinute ca urmare a prelucrării datelor experimentale, graficele anamorfozate după funcţia de tipul y = a / x2 + b corespunzătoare diferitelor viteze sunt prezentate în figura 3.3.

În figura 3.4 este prezentată anamorfozarea curbelor din figura 3.1 după o funcţie exponenţială de tipul y = a . e bx + cy.

1

10

100

900 950 1000 1050 1100 1150

Temperatura [oC]

R d [d

aN/m

m2 ]

v = 135 [1/s] v = 123 [1/s] v = 118 [1/s]

Fig. 3.4 Rezistenţa la deformare în funcţie de temperatura şi viteza de deformare pentru oţelul rapid HS 2-9-1-8 (transformare după funcţia de tipul y = a . e bx + cy)

Studiind cele trei grafice prezentate anterior, se constată că în urma anamorfozării

curbelor după o funcţie exponenţială de tipul y = a . e bx + cy, doar prin aplicarea acestui tip de funcţie ele au putut fi transformate în drepte (vezi fig. 3.4).

Concluzia care reiese interpretând graficul din figura 3.4 este că evoluţia rezistenţei la deformare în funcţie de temperatura şi viteza de deformare este o funcţie exponenţială de 2 variabile de tipul: ycxbeay ⋅+⋅⋅= . (3.1) 3.2 Stabilirea rezistenţei la deformare plastică ca funcţie de doi parametrii

Transpusă problemei pe care o avem de rezolvat relaţia (3.1) devine: dd tcvb

d eaR ⋅+⋅⋅= , (3.2) unde: Rd – rezistenţa la deformare; vd – viteza la deformare; td – temperatura de deformare. Prin logaritmarea relaţiei (3.2) se obţine:


33

( ) atcvbRetcvbaR dddddd lnlnlnlnln +⋅+⋅=⇒⋅⋅+⋅+= , (3.3) care este o funcţie de gradul I cu două variabile (vd şi td). Problema care trebuie rezolvată este determinarea valorilor parametrilor acestei funcţii. Fiind vorba de parametrii unei funcţii de mai multe variabile se utilizează următoarea relaţie: ( ) ( )yybxxazz −⋅+−⋅=− , (3.4) unde:

∑

∑

=

=

⋅= n

kk

n

kkk

w

wxx

1

1 ∑

∑

=

=

⋅= n

kk

n

kkk

w

wyy

1

1 ∑

∑

=

=

⋅= n

kk

n

kkk

w

wzz

1

1 .

Ecuaţiile obţinute permit calcularea parametrilor a, b şi c. În Anexa 3 se prezintă calculul acestor parametrii. În urma determinării acestor parametrii funcţia care face legătura între viteză, temperatură şi rezistenţa la deformare este:

dd tvd eR ⋅−⋅⋅= 0012044,0008126543,082819265,52 . (3.7)

Fig. 3.5 Rezistenţa la deformare în funcţie de viteza şi temperatura de deformare

pentru oţelul rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8)


34

Relaţia (3.7) permite calcularea pentru oţelul rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) a rezistenţei la deformare în funcţie de viteza şi temperatura de deformare în intervalul analizat de viteze şi temperaturi de deformare. Aplicarea relaţiei (3.7) permite calcularea rezistenţei la deformare pentru orice viteză de deformare şi orice temperatură din intervalul analizat (vezi fig. 3.5). Pentru a verifica eficienţa relaţiei stabilite pe baza datelor experimentale, se calculează pe baza relaţiei (3.7) rezistenţa la deformare pentru vitezele şi temperaturile din tabelul 3.1. Tabelul 3.2 Rezistenţa la deformare teoretică şi experimentală în funcţie de temperatura şi viteza de

deformare pentru oţelul rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8)

Rezistenţa la deformare [MPa sau N/mm2] Viteza de deformare [s-1] 900oC 950oC 1000oC 1050oC 1100oC 1150oC

135 E 559,875 499,679 459,040 431,510 410,639 389,979 135 T 535,2604 503,9784 474,5246 446,7921 420,6804 396,0947 123 E 520,854 471,135 438,111 415,848 398,406 379,850 123 T 485,527 457,1515 430,4344 405,2787 381,5931 359,2918 118 E 450,535 418,460 392,743 373,255 359,873 352,469 118 T 466,1941 438,9485 413,2952 389,1412 366,3987 344,9854

E – date pe baza încercărilor experimentale; T – date pe baza relaţiei (3.7)

-6

-4

-2

0

2

4

6

8

900 950 1000 1050 1100 1150

Temperatura [oC]

Dife

renţ

a în

tre

valo

rile

Rd [

%]

v=135 [1/s] v=123 [1/s] v=118 [1/s]

Fig. 3.6 Diferenţa între rezistenţa la deformare (Rd) experimentală şi cea calculată pentru oţelul rapid HS 2-9-1-8

Cu valorile din tabelul 3.2 se calculează în procente diferenţele între cele două

rezistenţe la deformare (cea experimentală şi cea calculată cu relaţia (3.7)) pentru intervalul de viteze şi temperaturi de deformare analizat (vezi fig. 3.6). Analizând graficul din figura 3.6 se constată că diferenţa rezistenţei la deformare Rd între valoarea experimentală şi cea teoretică pentru toată gama de viteze şi temperaturi de deformare este cuprinsă în intervalul –


35

4,97 ... 7,28%. Se consideră că diferenţele sunt acceptabile ţinându-se cont de temperaturile ridicate cu care s-a lucrat şi că datele experimetale au fost aproximate de două ori: prima dată în cazul interpolării iar a doua oară în cazul stabilirii relaţiei rezistenţei la deformare.

Pentru a mai verifica încă odată justeţea raţionamentelor şi calculelor efectuate dar şi a ralaţiilor stabilite, se mai face o încercare adiţională de deformare plastică în următoarele condiţii:

h1 (înălţimea de cădere berbec) – 1100 mm ⇒ viteza de deformare vd = 129 s-1; Øiniţial = 25 mm; h0 (înălţimea iniţială a epruvetei) = 18 mm; Vep = лr2h0 = 8.831,25 mm3 = 8,83125 . 10-6 m3; L1 = 554,82 J;

td = 935oC; h1 (înălţimea epruvetei după deformarea plastică) – 15,85 mm. Rezistenţa la deformare (Rd) determinată ca urmare a încercărilor experimentale este de 503,80 MPa iar rezistenţa la deformare calculată pe baza relaţiei (3.7) este de 488,74 MPa. În concluzie diferenţa între cele două valori ale rezistenţei la deformare pentru oţelul rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) este de 3,08%, o valoare relativ scăzută. 3.3 Determinarea modului de elasticitate pentru oţelul rapid HS 2-9-1-8

Pentru a se putea trece la etapa de simulare a procesului tehnologic de deformare plastică a oţelului rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) studiat, este necesar să se cunoască valoarea modului de elasticitate. Această valoare nu a fost furnizată de producătorul oţelului rapid utilizat pe parcursul acestei teze. Există posibilitatea să se folosească datele existente în literatura de specialitate sau să se determine valorile specifice oţelului rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) studiat. De exemplu în literatura de specialitate există următoarele valori pentru densitate [52]:

- oţel nealiat sau slab aliat – 7.800 ... 7.890 kg/m3 (7,8 ... 7,89 g/cm3); - oţel inoxidabil – 7.900 kg/m3 (7,9 g/cm3); - oţel aliat cu wolfram – 8.700 kg/m3 (8,7 g/cm3). În cazul modulului de elasticitate (E) situaţia este similară: - oţel cu conţinut mediu de carbon 2,05 . 105 MPa; - oţel carbon slab aliat 2 . 105 MPa; - oţel înalt aliat 2,1 . 105 MPa.

Pentru determinarea modulului de elasticitate s-a apelat la o metodă recentă şi modernă şi anume la interferometria Doppler. Metoda constă în stabilirea frecvenţei de rezonanţă proprie pentru materialul analizat, pe baza acestei valori putându-se calcula valoarea modulului de elasticitate. Vibraţiile materialului, datorate excitaţiei externe sunt preluate şi prelucrate cu ajutorul unui sistem pe bază de raze laser. După ce oscilaţiile proprii au fost stabilizate (vezi fig. 3.7), prin aplicarea transformatei Fourier s-a putut determina frecvenţa proprie de oscilaţie (vezi fig. 3.8).

0.075

-0.175-0.15

-0.125-0.1

-0.075-0.05

-0.0250

0.0250.05

Time0.0126420.005021 0.006 0.007 0.008 0.009 0.01 0.011 0.012

VoltageWaveform Graph

Fig. 3.7 Oscilaţiile proprii în timp ale oţelului rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8)


36

0.002

0

0.00025

0.0005

0.00075

0.001

0.00125

0.0015

0.00175

Time17465.851484959.490595 6000 8000 10000 12000 14000 16000

Voltage (Power Spectrum)Waveform Graph 2

Fig. 3.8 Transformata Fourier pentru determinarea frecvenţei proprii a oţelului rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8)

Conform figurii 3.8 frecvenţa de rezonanţă proprie pentru oţelul rapid marca W 1.3247 (HS 2-9-1-8) este de 10.449,20 Hz. Viteza oscilaţiei sonore este: 338,381.52,449.10105,25722 3

0 =⋅⋅⋅=⋅⋅= −νlv [m/s] (3.8) unde: v – viteza oscilaţiei sonore; l – lungimea materialului (257,5 . 103 m pentru cazul de faţă); ν0 – frecvenţa de rezonanţă proprie. Legătura între viteza oscilaţiei sonore şi modul de elasticitate este dată de relaţia:

52 1029457,298,229456 ⋅==⋅=⇒= ρρ

vEEv , [MPa] (3.9)

unde: ρ - densitatea oţelului rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) = 7.923,567 kg/m3.

Modulul de elasticitate (E) al oţelului rapid HS 2-9-1-8 este de 2,29 . 105 MPa. Această valoare este superioară celei generice, deoarece numărul elementelor de aliere dar şi volumul lor în compoziţia oţelului este mai mare în cazul oţelului rapid analizat. 3.4 Simularea deformării plastice pentru oţelul rapid HS 2-9-1-8

Pentru a se putea realiza simularea deformării plastice a oţelului rapid marca W 1.3247 (HS 2-9-1-8) este nevoie să se cunoască rezistenţa la deformarea plastică a oţelului analizat, în intervalul de temperatură dorit. Acesta este scopul pentru care anterior s-a determinat relaţia (3.7). Simularea este realizată cu scopul de a se studia comportarea oţelului la deformarea plastică, în vederea obţinerii de semifabricate destinate realizării frezelor disc, prin tratamente termomecanice. Prin deformare plastică se obţin semifabricate aproape de forma finală (alezajul central şi dinţii obţinându-se prin deformare plastică), iar după tratamentul termomecanic şi revenire fiind necesare doar prelucrările de aşchiere de finisare. Pentru procesul de simulare, semifabricatul care se doreşte a se deforma plastic este divizat în entităţi geometrice elementare, linii, suprafeţe, care la rândul lor sunt divizate în elemente finite [92]. O altă etapă a analizei cu elemente finite, este cea în care semifabricatului i se atribuie proprietăţile de material, în cazul de faţă proprietăţile fizice ale oţelului rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8): modulul de elasticitate longitudinal (E), coeficientul


37

Poisson şi în funcţie de tipul problemei care se simulează rezistenţa la rupere, curgere sau deformare la diverse temperaturi. Următoarea etapă este cea de încărcare a modelului care constă în introducerea de forţe sau presiuni în noduri, de asemenea stabilirea temperaturilor din fiecare nod mai ales pentru cazul analizat, în care este vorba de deformarea plastică la cald. Se aplică forţele de frecare care apar între diferitele suprafeţe aflate în contact. Se mai stabileşte tipul utilajului pe care se va face deformarea. Cu toate aceste informaţii, se poate trece la procesarea datelor, în urma căreia prin rezolvarea problemei, sunt furnizate datele de ieşire care pentru simularea deformării plastice a semifabricatului destinat frezei disc sunt deplasări şi tensiuni. În figura 3.9 se prezintă etapa de început, în figura 3.10 etapa intermediară iar în figura 3.11 rezultatul procesului de simulare.

Fig. 3.9 Semifabricatul destinat procesului de simulare a deformării plastice din oţel rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8)

În figura 3.9 în partea centrală (culoare albastră) este semifabricatul destinat deformării plastice. În partea stângă este figurată forma sculei de deformare care este ataşată părţii mobile a utilajului de deformare. În partea dreaptă a figurii este reprezentată cealaltă parte a sculei, masa (partea fixă) utilajului de deformare, în cazul de faţă este vorba de o suprafaţă plană.

În figura 3.10 se poate observa forma semifabricatului de pornire şi modul în care el a fost deformat până în acest moment. Deoarece simularea deformării este făcută cu frecare, se constată că diametrul cel mai mare al semifabricatului este în partea centrală. Deoarece figura prezintă tensiunile totale echivalente se constată că valori ridicate apar doar în zona care reprezintă generarea alezajului central al frezei disc. În restul volumului semifabricatului tensiunile sunt relativ scăzute, doar în zona centrală apărând tensiuni totale echivalente medii. Etapa intermediară arată că deformarea plastică la cald a oţelului rapid marca W 1.3247 (HS 2-9-1-8) poate fi făcută fără probleme majore dacă procesul tehnologic este condus cu atenţie


38

Fig. 3.10 Etapa intermediară a simulării deformării plastice a semifabricatului din oţel rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8)

.

Fig. 3.11 Etapa finală a simulării deformării plastice a semifabricatului din oţel rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8)


39

Etapa finală arată o diminuare semnificativă a tensiunilor totale echivalente din zona centrală. În figura 3.12 se prezintă semifabricatul din oţel rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) obţinut prin tratament termomecanic şi pentru care s-a aplicat simularea descrisă anterior.

Fig. 3.12 Semifabricat din oţel rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) obţinut prin tratament termomecanic (deformare plastică urmată de călire)

3.5 Concluzii

În acest capitol s-a reuşit să se modeleze din punct de vedere matematic, pe baza datelor furnizate de încercările experimentale efectuate pe oţelul rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8), legătura dintre viteza, temperatura de deformare şi rezistenţa la deformare plastică la cald. Relaţia matematică stabilită este un instrument eficient atât pentru proiectanţii de scule aşchietoare cât şi pentru producătorii unor astfel de scule. A fost necesară şi s-a reuşit determinarea uneia din proprietăţile fizice ale oţelului rapid studiat şi anume modulul de elasticitate longitudinal (E), valoare necesară în numeroasele calcule de proiectare care implică utilizarea oţelului rapid W 1.3247.

Fig. 3.13 Dimensiunile pe axa y a semifabricatului din oţel rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) deformat plastic prin refulare


40

De asemenea, pe baza informaţiilor acumulate în timpul acestui studiu s-a putut simula

deformarea unui semifabricat cilindric din oţel rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) în vederea transformării lui în freză disc cu alezaj.

Rezultatul acestei simulări este prezentat în figura 3.13 din care se poate constata evoluţia dimensiunilor epruvetei pe axa y. Figura prezintă deformarea prin refulare a unui semifabricat cilindric cu dimensiunile 25 x 40 (φ x h) din oţel rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8). Înălţimea semifabricatului a fost micşorată de la 40 mm la 8 mm adică s-a redus cu 32 mm.

Fig. 3.14 Dimensiunile pe axa y a semifabricatului din oţel rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) deformat plastic prin refulare – detaliu

În figura 3.14, prin detalierea valorilor coordonatelor pe axa y, se constată că în urma refulării semifabricatului de la 40 mm la 8 mm, punctele de pe generatoarea semifabricatului s-au deplasat (raza semifabricatului a crescut) în timpul refulării cu 12,98 mm. Conform calculelor diametrul la finalul refulării este de: ( ) 96,5098,125,122)(2 0 =+⋅=+⋅= drrφ [mm] La finalul refulării, prin simulare diametrul semifabricatului este de 50,96 mm iar în cazul refulării reale (vezi fig. 3.12) semifabricatul are diametrul de 52,33 mm. Eroarea în cazul de faţă este 2,7%, o valoare redusă ţinând cont că la începutul acestui studiu, informaţiile care se cunoşteau despre oţelul rapid studiat erau aproape inexistente.


41

CAPITOLUL 4

Influenţa tratamentului termomecanic asupra microstructurii şi proprietăţilor mecanice

ale oţelului rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8)

4.1 Microstructura oţelurilor rapide marca HS 2-9-1-8 deformate plastic Microstructura oţelurilor rapide marca W 1.3247 (HS 2-9-1-8) a fost studiată pentru două cazuri de procedee tehnologice aplicate epruvetelor:

- primul în care epruvetele au fost deformate plastic, după care a urmat răcirea cu cuptorul până la temperatura ambiantă;

- al II-lea în care epruvetele au beneficiat de un tratament termomecanic de temperatură înaltă:

o încălzire la 1200 – 1230oC; o deformare plastică prin forjare liberă cu diverse grade de deformare (50 –

70%) până la 1000oC; o răcire în ulei până la 100oC pentru un set de epuvete şi răcire în aer

comprimat (presiune 5 bari) pentru un alt set de epruvete. o Tratamentul termomecanic a fost urmat de trei reveniri înalte (încălzire la

530 – 540oC urmată de răcire în aer comprimat) cu scopul îndepărtării unei cantităţi cât mai mari de austenită reziduală.

Pentru ca în urma tratamentului termomecanic de temperatură înaltă epruvetele realizate să fie fără defecte au fost respectate următoarele condiţii:

- deformarea plastică a oţelului aflat în studiu s-a făcut în stare de plasticitate maximă (începutul deformării a început la 1200 – 1230oC) şi fără ca straturile mijlocii ale epruvetei să fie supraîncălzite;

- să se dispună de laminate cu macrostructură compactă fără defecte; - deformarea plastică s-a făcut într-un ritm rapid şi peste temperatura de 1000oC; - nu s-a permis în timpul deformării plastice, răcirea locală a unor zone ale epruvetei. Datorită respectării acestor condiţii după tratamentul termomecanic aplicat oţelului

rapid marca W 1.3247 (HS 2-9-1-8) nu s-au constatat defecte de tipul fisurilor.

a) b)

Fig. 4.1 Microstructura oţelului W 1.3247 (HS 2-9-1-8) nedeformat (ε=0%): a) 100 X; b) 400 X


42

Structura oţelurilor rapide aflate la temperatură ambiantă este formată din perlită sorbitică şi carburi secundare. Punerea în evidenţă a microstructurii oţelului W 1.3247 (HS 2-9-1-8) s-a făcut prin utilizarea nitalului ca reactiv de atac. În figura 4.1 se prezintă două microstructuri ale oţelului rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) aşa cum el se prelucrează la fabricarea sculeor aşchietoare în momentul de faţă. În figura 4.2 este prezentată microstructura epruvetei din oţel W 1.3247 (HS 2-9-1-8) deformată plastic cu gradul de deformare de (ε = 55%). Privind microstructura se poate observa că în comparaţie cu figura anterioară microstructura este mai uniformă, cristalele de carburi sunt distribuite cât de cât uniform în masa de perlită sorbitică şi la o mărire de 400 X în zona periferică se conturează un început de fibraj. Şi la această microstructură cristalele de carburi în unele zone sunt mai mari iar în altele mai mici.

a) b)

Fig. 4.2 Microstructura oţelului W 1.3247 (HS 2-9-1-8) deformat plastic (ε=55%): a) centru 100 X; b) periferic 400 X

a) b)

Fig. 4.3 Microstructura oţelului W 1.3247 (HS 2-9-1-8) deformat plastic (ε=60%): a) centru 100 X; b) periferic 100 X


43

În figura 4.3 este prezentată microstructura epruvetei din oţel W 1.3247 (HS 2-9-1-8) deformată plastic cu gradul de deformare de (ε = 60%). Privind microstructura se constată că din punct de vedere dimensional cristalele de perlită sorbitică şi cele de carburi sunt mult mai mici decât la microstructurile prezentate anterioare dar şi uniform distribuite. Microstructura din zona periferică este mult mai fină decât cea din zona centrală datorită faptului că materialul din această zonă a beneficiat de o deformare mult mai mare. De asemenea se constată o fragmentare puternică a cristalelor de carburi, zona de culoare deschisă (cristale de carburi) fiind mult mai prezentă în masa epruvetei.

a) b) c) Fig. 4.5 Comparaţie între microstructurile oţelului W 1.3247 (HS 2-9-1-8) deformat plastic:

a) ε=0% periferie 100 X; b) ε=50% periferie 100 X; c) ε=70% periferie 100 X

În figura 4.5 se prezintă o comparaţie între microstructuri oţelului rapid marca W 1.3247 (HS 2-9-1-8) pentru diverse grade de deformare. Modificările microstructurale ca urmare a deformării plastice cu diverse grade de deformare sunt mai mult decât evidente. O concluzie a microstructurilor analizate este că cea mai bună din punct de vedere al microstructurii este cea a epruvetei cu ε = 70% în care repartiţia constituenţilor este uniformă iar structura este fină.

4.2 Microstructura oţelurilor rapide marca W 1.3247 (HS 2-9-1-8) tratate

termomecanic

O altă analiză microstructurală a fost făcută după ce epruvetelor li s-a aplicat tratamentul termomecanic descris la începutul acestui capitol. Oţelurile rapide se supun, de regulă unei căliri martensitice volumice urmată de o revenire repetată pentru transformarea austenitei reziduale şi obţinerea unei durităţi maxime. După tratamentul termomecanic, răcirea s-a făcut în ulei încălzit la 100oC. Acest tip de răcire precum şi cea în jet de aer comprimat se aplică sculelor de formă simplă (cuţite de strung, burghie, freze), cu diametrul mare (30 .... 40 mm) sau celor cu diametrul mic (2 .... 5 mm). Rolul celor trei reveniri este de a se elimina într-o proporţie cât mai mare austenita reziduală, obligând-o să se transforme în martensită, crescând prin aceasta stabilitatea dimensională, duritatea şi rezistenţa la uzare a sculelor. Revenirile sunt aplicate şi pentru reducerea tensiunilor interne şi a fragilităţii. După tratamentul termomecanic, structura oţelului rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) este formată din martensită cubică, în care apar mici domenii de austenită reziduală şi frecvente carburi ale elementelor de aliere.

Punerea în evidenţă a carburilor se face utilizând reactivul Murakami, care are următoarea compoziţie chimică:


44

- 10 g ferocianură de potasiu; - 10 g hidroxid de potasiu sau sodiu; - 100 ml apă distilată. În urma atacului, carburile se colorează astfel: - (CrFe)7C în cafeniu; - WC necolorat; - Fe3W3C colorat; - (CrFe)4C colorat.

a) b)

Fig. 4.6 Microstructura oţelului W 1.3247 (HS 2-9-1-8) tratat termomecanic: a) ε = 0% b) ε = 50% 400 X

În figura 4.6.a (ε = 0%) în cazul epruvetei nedeformate plastic se poate constata

dimensiunile mari ale carburilor (zonele de culoare închisă) care compun microstructura. În microstructură sunt prezente atât carburi de dimensiuni mari cât şi de dimensiuni mici, iar distribuţia lor este neuniformă (mai dese în zona de periferie a epruvetei). În figura 4.6.b (ε = 50%) se constată faptul că dimensiunile carburilor au scăzut datorită deformării plastice. Şi la această microstructură distribuţia carburilor este neuniformă, în partea dreaptă a epruvetei, constatâdu-se o aglomeraţie de carburi.

a) b)

Fig. 4.7 Microstructura oţelului W 1.3247 (HS 2-9-1-8) tratat termomecanic: a) ε = 60% b) ε = 70% 400 X


45

În figura 4.7.a (ε = 60%) carburile au dimensiuni reduse şi se poate observa o dispunere a lor în şiruri. În partea mediană a epruvetei nu există carburi. Această dispunere este favorabilă sculelor aşchietoare de tipul frezelor. Zona bogată în carburi va conferi dinţilor o rezistenţă la uzură mult mai mare decât zona lipsită de carburi. Ultima microstructură, cea din figura 4.7.b (ε = 70%) prezintă o microstructură cu carburi foarte fine şi dispuse tot în şiruri. În partea inferioară dreptă se constată o aglomerare a carburilor. Ca urmare a tratamentului termomecanic aplicat oţelului rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) structura epruvetelor deformate plastic este mult îmbunătăţită faţă de cea a epruvetei care nu a fost deformată. Îmbunătăţirea constă în dimensiuni mai mici pentru carburile care compun structura oţelului, o repartiţie aproape uniformă a acestor carburi în materialul de bază şi apariţia unor aglomerări sub formă de şiruri. Carburile de dimensiuni mari nu sunt de dorit în componenţa sculelor aşchietoare deoarece ele sunt relativ uşor smulse din masa de bază în timpul procesului de aşchiere sau de tăiere la rece şi acţionând ca particule abrazive, măresc uzura sculei. Acest efect negativ este accentuat în cazul sculelor cu muchii ascuţite care lucrează la avansuri mici, respectiv la secţiuni mici ale aşchiei (burghie speciale, tarozi, alezoare, broşe).

4.3 Duritatea oţelului rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) deformat plastic

Dimensiunile iniţiale ale epruvetelor din oţel rapid marca W 1.3247 (HS 2-9-1-8) conform standardizării DIN/EN SR EN ISO 4957-02 (STAS 7382-88) care au fost supuse deformării plastice au fost:

- diametru – 25 mm; - înălţimea iniţială – 40 mm. Dimensiunile după deformare sunt prezentate în tabelul 4.1. Gradul de deformare al

epruvetelor s-a calculat cu următoarea relaţie:

100⋅−

=i

fi

hhh

ε [%], (4.1)

unde: hi – înălţimea iniţială; hf – înălţimea finală (după deformare). Gradul de deformare s-a calculat pe baza înălţimii deoarece precizia de măsurare este mai mare decât în cazul diametrelor. Tabelul 4.1

Dimensiunile epruvetelor deformate plastic

Marcaj Înălţimea iniţială [mm]

Înălţimea finală [mm]

Grad de deformare [%]

40 40 0 * 40 18 55 ** 40 12 70 *** 40 18 55 **** 40 16 60 ***** 40 20 50


46

Tabelul 4.2

Duritatea epruvetelor din oţel HS 2-9-1-8 deformate plastic

Gradul de deformare [%] Valorile durităţii [HRC] Duritatea medie

[HRC] 21 20 21 23 22 23 19 20 22 22

0

22 20 20 23 23 21,40

29 24 26 31 29 30 25 25 30 29

50

31 25 26 29 31 28

34 29 30 34 32 33 31 30 32 33

55

32 30 30 32 34 31,73

33 32 31 34 34 34 31 32 33 33

60

34 30 32 33 34 32,67

35 33 33 38 35 35 34 32 36 36

70

36 32 33 37 35 34,67

* Valorile durităţii îngroşate din tabel sunt măsurate în zona centrală a epruvetelor.

O primă etapă a cercetărilor a urmărit să determine ce se întâmplă cu duritatea, în cazul în care epruvete din oţel rapid marca HS 2-9-1-8, sunt deformate plastic la cald cu diverse grade de deformare în domeniul de temperatură 1200oC – 1000oC, continuată cu o răcire până la temperatura ambiantă cu cuptorul, a acestora.

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 50 55 60 70

Gradul de deformare [%]

Dur

itate

a [H

RC

]

Oţel marca W 1.3247 (HS 2-9-1-8)

Fig. 4.8 Evoluţia durităţii pentru epruvetele din oţel rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) deformate plastic


47

După acestă prelucrare tehnologică duritatea epruvetelor având gradul de deformare de 50% este cu 31% mai mare decât duritatea epruvetelor nedeformate. Creşterea de duritate în cazul epruvetelor deformate cu 70% faţă de cele deformate cu 50%, este de 24%. Creşterea substanţială de duritate este între gradul de deformare 0 şi 50%. Pentru grade de deformare cuprinse între 50 şi 70% creşterea de duritate nu este atât de pregnantă ca în cazul intervalului prezentat anterior. Testul a arătat că prelucrarea prin deformare plastică conduce la creşterea durităţii semifabricatului mai ales în zonele de periferie. Următorul set de epruvete din oţel rapid marca W 1.3247 (HS 2-9-1-8) a fost supus unui tratament termomecanic de temperatură înaltă care a constat în:

- încălzire la 1200 – 1230oC; - deformare plastică prin forjare liberă cu diverse grade de deformare (50 – 70%)

până la 1000oC; - răcire în ulei până la 100oC pentru un set de epuvete şi răcire în aer comprimat

(presiune 5 bari) pentru un alt set de epruvete. Tratamentul termomecanic a fost urmat de trei reveniri înalte (încălzire la 530 – 540oC

urmată de răcire în aer comprimat) cu scopul îndepărtării unei cantităţi cât mai mari de austenită reziduală. După încheierea tratamentului termomecanic s-a măsurat duritatea epruvetelor, evoluţia durităţii acestor epruvete fiind prezentată în tabelul 4.3 şi tabelul 4.4. Tabelul 4.3

Duritatea epruvetelor din oţel rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) tratate termomecanic şi călite în ulei

Gradul de deformare [%] Valorile durităţii [HRC] Duritatea medie

[HRC] 63 62 62 61 62 61 62 63 62 62

0

61 62 63 63 61 62

64 63 63 64 65 64 63 63 65 64

50

65 64 63 65 65 64

66 65 65 66 66 66 64 65 66 65

55

66 65 65 66 66 65,47

67 65 65 67 67 65 64 65 67 67

60

65 65 65 66 66 65,73

67 66 65 67 67 67 66 66 67 67

70

67 65 66 67 67 66,47

* Valorile durităţii îngroşate din tabel sunt măsurate în zona centrală a epruvetelor. Analizând tabelele 4.3 şi 4.4, se constată că în cazul epruvetelor din oţel rapid marca W 1.3247 (HS 2-9-1-8) cărora li s-a aplicat tratamentul termomecanic prezentat anterior, duritatea acestora creşte pe măsură ce gradul de deformare se măreşte (vezi fig. 4.9). Tratamentul termomecanic aplicat are ca rezultat mărirea durităţii epruvetelor deformate plastic faţă de cele nedeformate cu până la 7% pentru un grad de deformare de 70% în cazul răcirii în ulei şi cu până la 9% pentru epruvetele deformate cu 70% răcite în aer comprimat. Creşterea de duritate în cazul epruvetelor deformate cu 70% faţă de cele


48

deformate cu 50%, este de 3,9% pentru călirea în ulei şi de 5,20% pentru călirea în aer comprimat. Similar cu comportamentul epruvetelor deformate plastic, în cazul epruvetelor tratate termomecanic pe măsură ce gradul de duritate creşte se măreşte şi duritatea. De asemenea în zonele centrale duritatea este sensibil mai mică decât în zonele periferice, ceea ce este un lucru pozitiv mai ales pentru sculele de tipul frezelor disc, la care dinţii sunt dispuşi pe circumferinţa frezei, în zona centrală fiind poziţiont alezajul pentru fixarea ei în arborele principal al frezei.

54

56

58

60

62

64

66

68

Dur

itate

[HR

C]

0 50 55 60 70Gradul de deformare [%]

Călire în ulei Călire în aer

54

56

58

60

62

64

66

68

0 50 55 60 70

Gradul de deformare [%]

Dur

itate

a [H

RC

]

Călire în ulei Călire în aer

Fig. 4.9 Evoluţia durităţii epruvetelor din oţel rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8)

tratate termomecanic şi răcite în ulei şi aer comprimat


49

Deşi creşterile de duritate nu sunt importante, doar de câteva unităţi HRC, va trebui verificată şi influenţa acestei creşteri asupra comportării la uzure a epruvetelor. Deoarece duritatea este o proprietate punctuală, adică oferă informaţii despre această proprietate în punctele în care are loc măsurarea, verificarea comportării epruvetelor cărora li s-a aplicat tratamentul termomecanic se va face şi la uzare.

4.4 Uzura oţelului rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) tratat termomecanic

Încercarea la uzare s-a făcut cu ajutorul instalaţiei din figura 4.10, care a fost obţinută

prin modificarea unei maşini de găurit [99].

Fig. 4.10 Instalaţie pentru determinarea comportării la uzare: 1 – manetă pentru deplasarea pe verticală a părţii superioare, 2 – cutie de viteze cu transmisie prin curele,

3 – ax principal, 4 – dispozitiv pentru determinarea comportării la uzare, 5, 6, 7 – elementele instalaţiei de răcire

Dispozitivul 4 este prezentat în figura 4.11. Modul de funcţionare este următorul:

epruveta care se testează este fixată în suportul por epruvetă 1 care se ataşează arborelui principal al instalaţiei, acesta rotinduse cu turaţia de încercare. Prin acţionarea manetei 1, partea superioară împreună cu suportul port epruvetă coboară comprimând arcul 9, în acest fel asigurânduse forţa cu care se face încercarea. În suportul 7 este plasată epruveta etalon, în cazul de faţă o pastilă din carburi metalice care a rămas aceeaşi pe toată durata încercărilor. Epruveta etalon nu are posibilitatea de a se roti în timpul încercării, singura care se roteşte este epruveta de încercat. Condiţiile de încercare au fost următoarele:

- turaţia – 880 rot/min;


50

- forţa de apăsare a epruvetelor – 300 MPa (30 daN); - timpul de măsurare 30 minute; - fără răcire. Încercările au fost făcute fără răcire deoarece sculele din astfel de oţeluri sunt destinate

să lucreze cu viteze ridicate chiar şi la temperaturi înalte, motiv pentru care s-a recurs la alierea cu cobalt. Temperatura la care au ajuns epruvetele în timpul încercărilor de uzare a fost cuprinsă între 110 – 130oC.

În tabelul 4.5 sunt prezentate rezultatele încercărilor. Masele trecute în tabel reprezintă masa medie pentru fiecare grad de deformare şi fiecare interval de încercare. Pentru fiecare încercare s-a dispus de 3 epruvete cu acelaşi grad de deformare.

Uzura s-a calculat cu relaţia (4.2):

100⋅−

=i

fi

mmm

u [%] (4.2)

unde:

- masa iniţială; - masa finală după 30 minute.

Tabelul 4.6

Uzura epruvetelor din oţel rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) tratate termomecanic şi călite în ulei

Uzura epruvetelor [%] Gradul de deformare

[%] 30’ 30’ 30’ 30’ 30’ 30’

0 0,044799 0,035458 0,034619 0,03236 0,033507 0,03834750 0,034883 0,031132 0,032853 0,031152 0,030819 0,03493955 0,031397 0,027381 0,027388 0,029007 0,027135 0,02902360 0,029229 0,024153 0,026702 0,027981 0,027989 0,03181470 0,028204 0,024792 0,023943 0,023521 0,02481 0,028667

0

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

30 30 30 30 30 30

Timpul de încercare [minute]

Uzu

ra [%

]

0% 50% 55% 60% 70%

Fig. 4.12 Evoluţia uzurii în timp pentru epruvetele din oţel rapid

W 1.3247 (HS 2-9-1-8) tratate termomecanic şi călite în ulei


51

În tabelul 4.6 este prezentată evoluţia uzurii pe care epruvetele din oţel rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) au acumulat-o în timpul testului şi care a fost calculată cu relaţia (4.2).

Graficul din figura 4.12 arată că în cazul tratamentului termomecanic cu călire în ulei, aplicat oţelului rapid marca W 1.3247 (HS 2-9-1-8) uzura cea mai mică au avut-o epruvetele care au fost deformate plastic cu gradul de 70%. Comportare asemănătoare au avut şi epruvetele care au fost deformate plastic cu grade de deformare de 55 şi 60%. De asemenea uzura înregistrată a fost aproape constantă pe toată durata încercărilor. După primul interval de încercare (primele 30 minute) când uzura a fost mai mare datorată rodării epruvetei, aceasta a scăzut menţinându-se constantă şi doar după 150 de minute a înregistrat o uşoară creştere. Tabelul 4.7

Uzura totală a epruvetelor din oţel rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) tratate termomecanic şi călite în ulei

Uzura epruvetelor faţă de începutul încercării[%] Gradul de deformare

[%] 30’ 30’ 30’ 30’ 30’ 30’

0 0,044799 0,080241 0,114832 0,147156 0,180613 0,2188950 0,034883 0,066004 0,098835 0,129955 0,160734 0,19561755 0,031397 0,058769 0,086141 0,115124 0,142227 0,17120960 0,029229 0,053376 0,080063 0,108022 0,135981 0,16775270 0,028204 0,052989 0,076919 0,100422 0,125207 0,153838

În cazul uzurii totale (faţă de începutul testului), după 180 de minute de test (tabelul 4.7) uzura în cazul epruvetei căreia nu i s-a aplicat tratamentul termomecanic descris anterior este cu 42% mai mare decât a aceleia căreia i s-a aplicat o deformare plastică de 70% (vezi figura 4.14).

0

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

0 30 30 30 30 30 30

Timpul de încercare [min]

Uzu

ra to

tală

[%]

0% 50% 55% 60% 70%

Fig. 4.14 Evoluţia uzurii totale în timp a epruvetelor din oţel rapid

W 1.3247 (HS 2-9-1-8) tratate termomecanic şi călite în ulei


52

Fiind vorba de material utilizat în construcţia sculelor aşchietoare această diminuare a uzurii înseamnă că tăişul sculei va trebui reascuţit la intervale mai mari de timp decât în cazul în care materialul nu este deformat plastic, adică este vorba de o creştere de productivitate. 4.5 Concluzii După efectuarea testelor de duritate şi de uzură se poate trage o concluzie în ceea ce priveşte evoluţia acestor proprietăţi pentru oţelul rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) tratat termomecanic şi călit în ulei sau aer comprimat. O primă concluzie este că aplicarea tratamentului termomecanic conduce la îmbunătăţirea proprietăţilor analizate, atât în cazul călirii în ulei cât şi în cazul călirii în aer comprimat. Studiind graficul din figura 4.19, se constată că valoarea recomandată pentru gradul de deformare cu care se propune a se deforma oţelul rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) tratat termomecanic şi răcit în aer comprimat, pentru a dispune de valori maxime ale proprietăţilor analizate este cuprins ca şi în cazul călirii în ulei tot între 55 şi 70%. Din studiul efectuat aplicarea unui grad de deformare mai mic de 50% nu se recomandă a se aplica, deoarece creşterea proprietăţilor analizate nu este semnificativă. În figura 4.20 sunt prezentate epruvetele din oţel rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) tratate termomecanic după ce au fost încercate la uzare timp de 180 de minute.

Fig. 4.20 Aspectul epruvetelor din oţel rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) tratate termomecanic, după 180 de minute de încercare la uzare

CAPITOLUL 5

Soluţii propuse de diminuare a zgomotului în secţiile

de deformare plastică la cald

5.1 Zgomotul – generalităţi Zgomotul este un sunet nedorit sau dăunător. Cele două caracteristici importante ale

sale sunt frecvenţa, măsurată în Herţi (Hz), şi intensitatea, măsurată în decibeli (dB). Urechea umană este capabilă să detecteze frecvenţe cuprinse între 20 Hz şi 20.000 Hz.

Frecvenţa joasă produce un sunet grav, iar frecvenţa înaltă, un sunet înalt, ascuţit. Înălţimea sunetului este percepţia pe care o avem asupra frecvenţei sunetului. Frecvenţa de acord normală, la de sus faţă de do central, este de 440 Hz. Sunetele sub 20 Hz (infrasunete) şi cele peste 20.000 Hz (ultrasunete) pot determina disconfort şi leziuni, chiar dacă nu pot fi auzite.


53

Intensitatea sunetului sau tăria acestuia, se exprimă în decibeli (dB), scara acestuia fiind logaritmică. Pentru a lua în considerare sensibilitatea urechii la frecvenţă, intensitatea zgomotului la locul de muncă se măsoară în dB(A), unde 0 dB(A) este pragul de audibilitate. Senzaţia de durere se simte în jurul nivelului de 140 dB(A).

Printre exemplele de niveluri tipice ale sunetului se pot enumera: - conversaţia obişnuită: 60 dB(A); - clasă de copii de şcoală generală: 74 dB(A); - traficul rutier greu: 85 dB(A); - ciocanul pneumatic: 100 dB(A); - decolarea unui avion cu reacţie la 100 metri distanţă: 130 dB(A). 5.4 Incidenţa zgomotului în muncă Pierderea auzului indusă de zgomot, este una dintre cele mai frecvente boli

profesionale din Europa, alături de afecţiunile dermatologice şi afecţiunile osteo-musculo-scheletale.

Tabloul repartiţiei pe ramuri de activitate a cazurilor noi declrarate de boli profesionale (vezi fig. 5.6), se prezintă astfel: 20 cazuri în industria specială (IS), 10 cazuri în industria textilă şi încălţăminte (ITI), 265 cazuri în industria constructoare de maşini şi industria metalurgică (ICMIM), 4 cazuri industria materialelor refractare (IMR), 3 cazuri în alte ramuri de activitate (ARA).

7% 3%

88%

1%1%

IS ITI ICMIM IMR ARA

Fig. 5.6 Repartiţia pe ramuri de activitate a bolilor profesionale noi declarate

în perioada 2005-2009 în judeţul Braşov

5.6 Soluţii propuse de combatere a zgomotului Deoarece zgomotul este unul din factorii de disconfort din secţiile de deformări plastice la cald, ceilalţi fiind temperaturile ridicate, fumul şi particulele în suspensie, în continuare se propune o soluţie modernă, eficientă şi facilă de combatere a acestui factor de risc (noxă). Modalităţile generale de combatere a zgomotului în atelierele de deformări plastice la cald sunt:


54

- metode de combatere a zgomotului la sursă; - metode de combatere a zgomotului pe căile de propagare; - metode de combatere a zgomotului la receptor. Deoarece utilajele folosite la deformarea plastică la cald au dimensiuni de gabarit

importante, metoda de combatere a zgomotului la sursă este improprie. Este dificil de carcasat astfel de utilaje, mai ales că zgomotul este generat de întreg ansamblul utilajului. Combaterea la receptor ar fi eficientă doar pentru operatorul căruia i se adresează, restul operatorilor din zonă fiind insuficint protejaţi. Concluzia este că doar metoda de combatere a zgomotului pe căile de propagare poate fi luată în considerare, mai precis prin folosirea de ecrane fonoizolante (fonoabsorbante). Acestea sunt adevărate bariere acustice între sursa de zgomot şi receptor, eficienţa acestor ecrane modificându-se în funcţie de dimensiunile lor şi frecvenţa acustică a sursei. Soluţia propusă în cadrul tezei de doctorat, este aceea de realizare a unui ecran (panou) fonoizolant bazat pe materiale cunoscute, dar asociate într-o structură compozită. Panoul proiectat, realizat şi testat în cadrul acestor cercetări şi care a fost denumit „panou spongi-flu” (vezi fig. 5.7), este compus din următoarele elemente:

- placă din polistiren expandat cu rolul de carcasă a materialului fonoabsorbant pe de o parte şi de barieră termică pe de altă parte;

- material cu capacitate ridicată de înmagazinare a elementului fonoizolant; - material fonoizolant.

a) b)

Fig. 5.7 Ecran fonoizolant de tip spongi-flu: a) vedere frontală, b) vedere laterală

Ecranul spongi-flu proiectat şi testat, urmează să fie brevetat după ce toate testele necesare şi cerute vor fi încheiate. Caracteristicile fizice ale panoului realizat sunt următoarele:

- densitate de 31,85 kg/m3 pentru nivelul 1 de atenuare a zgomotului; - densitate de 41 kg/m3 pentru nivelul 2 de atenuare a zgomotului; - masa de 3,75 kg/m2 pentru nivelul 1 de atenuare a zgomotului; - masa de 4,20 kg/m2 pentru nivelul 2 de atenuare a zgomotului. Nivelul 1 sau 2 de atenuare a zgomotului depinde de volumul de material

fonoabsorbant pe care panoul îl conţine. Dimensiunile panoului realizat sunt (L x h x g) 0,50 x 0,58 x 0,18 m, ceea ce înseamnă că grosimea stratului absorbant este de 0,075 m (7,5 cm), restul grosimii constituind-o pereţii carcasei panoului. Panoul a fost testat pentru a se constata eficienţa lui la diminuarea zgomotului. Schema testului este prezentată în figura 5.8.


55

Fig. 5.8 Schema de amplasare a ecranului fonoizolant între

sursa de zgomot Z şi receptorul O

Pentru determinarea capacităţii de atenuare a ecranului, în cazul de faţă, receptorul este reprezentat de sonometrul de tip VoltCraft MS4 IN DT 8820, care are domeniul de măsurare a nivelului sonor între 35 şi 100 dB.

Instrumentul folosit la determinările pentru măsurarea nivelului sonor este sonometrul prezentat în figura 5.9. Acest aparat este portabil şi are un răspuns faţă de sunet ca şi răspunsul urechii umane, dar poate efectua şi măsurări obiective şi reproductibile ale nivelului sonor.

Din schema bloc a unui sonometru reiese că sunetul de măsurat este convertit într-un sunet electric identic prin intermediul unui microfon.

Tehnica de determinare a atenuării zgomotului a fost următoarea: pe tot parcursul

testului s-a generat un zgomot având nivelul sonor de 79,90 dB. După dispunerea ecranului foinzolant de tip spongi-flu între sursa de zgomot (Z) şi receptor (O), sonometrul arăta un nivel sonor de doar 77,10 dB. În aceste determinări, valoarea lui l1 a fost de 1,70 m iar valoarea lui l2 de 0,3m.

Pentru a determina coeficientul de atenuare a zgomotului pe care ecranul fonoizolant îl are, se pleacă de la schema din figura 5.10, care prezintă modul de diminuare a zgomotului la trecerea printr-un material. Legea atenuării zgomotului este o lege de tip exponenţial şi este dată în următoarea relaţie: deJJ ⋅−⋅= μ

0 , (5.1) unde: J0 – intensitatea acustică (tăria sunetului) [W/m2]; J – intensitatea acustică [W/m2];

Fig. 5.9 Sonometrul VoltCraft MS4 IN

DT 8820

Fig. 5.10 Schema atenuării

intensităţii acustice

Z O l1 l2

h1 h2

J0 J d


56

μ – coeficientul de atenuare al materialului fonoizolant; d – grosimea materialului fonoizolant.

Prin trecerea de la intensitatea acustică la nivelul sonor relaţia (5.3) devine: dNN ⋅⋅⋅−= μ434,0100 . (5.4) Din relaţia (5.4) se poate calcula valoarea coeficientului de atenuare a materialului fonoizolant cu relaţia:

dNN⋅−

=34,40μ . (5.5)

Pentru ecranul spongi-flu propus valorile necesare relaţiei (5.5) sunt: N0 – nivelul sonor incident 79,90 dB; N – nivelul sonor emergent 77,10 dB; d – 0,075 m (7,5 cm). Valoarea coeficientului de atenuare μ pentru ecranul fonoizolant realizat în cadrul acestor încercări este de 8,60 (μ = 8,60). Folosind un ecran fonoizolant cu grosime dublă adică de 0,15 m (15 cm) diferenţa între nivelul sonor incident şi cel emergent ar fi de 5,60 dB la aceeaşi suprafaţă a panoului, iar la o grosime de trei ori mai mare atenuarea ar fi de 8,40 dB. 5.7 Optimizarea dimensiunilor ecranului fonoizolant de tip spongi-flu

Pentru a putea stabili o strategie coerentă, realistă şi cu efecte concrete asupra ambianţei mediului fizic, de la orice loc de muncă, este necesar să se cunoască nivelul şi caracteristecile fizice ale acestui factor de risc „zgomotul”. De asemenea faţă de acest factor de risc trebuie protejaţi şi ceilalţi participanţi ai procesului de muncă. De aceea a fost adoptată soluţia ecranelor fonoizolante. În Anexa 4 este prezentată atenuare nivelului sonor realizată de ecranul fonoizolant de tip spongi-flu, cu grosimea materialului fonoizolant de 0,22 m (22 cm) şi calculată pentru diferite valori ale suprafeţei ecranului şi distanţe faţă de sursa de zgomot şi receptor. Studiind tabelul se constată că pentru simularea realizată, atenuarea cea mai puternică este de 19,10 dB şi se obţine pentru un ecran fonoizolant cu înălţimea de 3 m şi lungimea de 6 m montat la un metru de sursa de zgomot şi la un 1,5 m de receptor. Realizarea fizică a acestor ecrane nu implică dificultăţi, masa lui fiind de 127 kg.

Cu o astfel de reducere a nivelului sonor, zgomotul dintr-o secţie de deformări plastice care se situează la 100 – 110 dB va putea ajunge la 80 – 90 dB. Valoarea inferioară de 80 dB nu este ridicată şi poate fi suportată fără probleme de personalul care lucrează în zona respectivă. În funcţie de dimensiunile ecranului fonoizolant şi de modul de amplasare a lui faţă de sursa de zgomot şi receptor există şi valori de reducere a nivelului sonor mai mici.

Amplasarea ecranului la distanţe mai mici sau mai mari faţă de sursa de zgomot depinde de suprafaţa zonei de producţie, de dotarea acesteia cu utilaje de deformare plastică, de structura producţiei. În funcţie de aceste informaţii se poate alege dimensiunea ecranului precum şi distanţele de atenuare astfel ca reducerea zgomotului să fie cât mai mare.


57

CAPITOLUL 6

Concluzii generale şi contribuţii originale

6.1 Concluzii generale Admiţând rolul, diversitatea şi importanţa covârşitoare a sculelor aşchietoare, în

procesul realizării bunurilor materiale, orice efort depus în vederea creşterii fiabilităţii acestora este justificat şi merită întreaga atenţie a specialiştilor. În momentul de faţă, direcţiile de cercetare şi dezvoltare din domeniul sculelor aşchietoare sunt focalizate pe eficientizarea şi optimizarea configuraţiei părţii aşchietoare a sculei iar pe de altă parte pentru îmbunătăţirea proprietăţilor mecanice a materialului din care acestea sunt realizate. Un alt aspect care trebuie remarcat este că, otimizarea părţii aşchietoare a sculei nu ar avea rezultatele scontate dacă nu ar fi puternic susţinută de proprietăţile mecanice şi tehnologice ale materialului din care aceasta este fabricată. Din cele prezentate, se desprinde concluzia că rolul major în performanţele sculelor aşchietoare îl deţine materialul acestora. Acesta este motivul pentru care studiile din această teză s-au îndreptat spre un material destinat sculelor aşchietoare, mai precis spre un oţel din categoria celor rapide, deoarece performanţele acestui material sunt net superioare altor materiale din care sculele aşchietoare sunt fabricate. Oţelurile rapide fiind într-o continuă evoluţie, pentru studiile din această lucrare s-a apelat la cel mai nou oţel rapid care se elaborează şi utilizează la noi în ţară şi anume oţelul rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8). Alierea suplimentară cu cobalt, îi conferă oţelului rapid proprietăţi suplimentare faţă de celelalte oţeluri rapide. Principalele elemente de aliere fiind carburigene (au afinitate mare faţă de atomii de carbon), în oţelul rapid studiat se formează carburi, caracterizate printr-o duritate mai mare decât a cementitei şi o fragilitate redusă. Cu toate că elementele de aliere determină scăderea deformabilităţii oţelului rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) studiat, în urma documentării din primul capitol s-a tras concluzia că există intervale de temperatură la care procesul tehnologic de deformare plastică poate fi aplicat. Deformarea plastică la cald a oţelurilor de scule nu a cunoscut o aplicabilitate mai mare din cauza rezistenţei mari la deformare, a domeniului îngust de temperaturi în care acest procedeu se poate aplica, dar şi a lipsei de informaţii referitoare la valorile unor proprietăţi tehnologice necesare desfăşurării în bune condiţii a acestui proces. Stadiul actual a mai arătat şi faptul că în cazul multor oţeluri aplicarea tratamentelor termomecanice determină atât îmbunătăţirea microstructurii cât şi a proprietăţilor mecanice ale materialelor pe care sunt aplicate. Tratamentele termomecanice permit realizarea unor configuraţii diverse de proprietăţi, efectele lor fiind hotărâte de succesiunea deformare plastică, transformare de fază şi de parametrii tehnologici de bază ai tratamentului termomecanic (temperatura şi gradul de deformare şi durata menţinerii postdeformaţionale). Din aceste motive în teza de doctorat am încercat să cuplez deformarea plastică cu tratamentul termic într-o singură operaţie, pe scurt în tratament termomecanic şi să-l aplic oţelului rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) în vederea creşterii anumitor proprietăţi ale acestui oţel. Pentru a fi cât mai aproape de ceea ce se întâmplă în producţie, deformarea plastică care a fost aplicată oţelului rapid a fost cea cu şoc. Asupra acestui tip de deformare plastică, puţin cercetători au efectuat teste, majoritatea studiind deformarea plastică cu viteze reduse (o deformare plastică statică), nu una dinamică ca în cazul deformării plastice la cald cu şoc. Concluziile generale care pot fi trase în urma abordării din punct de vedere teoretic şi experimental al aplicării tratamentului termomecanic pe oţelul rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) sunt:


58

- cu toate că acest oţel are un conţinut ridicat de elemente de aliere care-l fac greu deformabil, în urma cercetărilor experimentale s-a constatat că el poate fi deformat plastic în condiţii bune;

- acest oţel are o rezistenţă ridicată la deformare care are tendinţa majorităţii oţelurilor, practic scade cu creşterea temperaturii;

- pentru acest oţel rezistenţa la deformare scade puternic în intervalul de temperatură 900 – 1050oC, ceea ce înseamnă că sfârşitul deformării plastice este bine să se încheie în jurul temperaturii de 1000oC;

- de asemenea rezistenţa de deformare depinde şi de viteza de deformare, rezistenţa micşornându-se cu scăderea vitezei de deformare;

- rezistenţa la deformare depinde şi de gradul de deformare aplicat oţelului rapid, mai precis pe măsură ce acesta din urmă creşte are loc şi mărirea rezistenţei la deformare;

- deformarea plastică a oţelului rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) cu grade de deformare ridicate determină pe lângă o finisare a structurii şi o dispunere favorabilă a carburilor (apariţia de şiruri), acest aspect conducând la creşterea valorilor proprietăţilor mecanice şi tehnologice;

- duritatea şi rezistenţa la uzare a oţelului rapid studiat cresc lent cu mărirea gradului de deformare. Însă creşterea lentă a durităţii (cu 7,2%) pentru un grad de deformare de 70%, se transformă într-o uzură mai lentă (rezistenţă la uzare mare) de 40%, ceea ce înseamnă o fiabilitate a sculei aşchietoare mai ridicată;

- pe baza evoluţiei proprietăţilor mecanice şi tehnologice se stabileşte gradul de deformare optim care va fi aplicat oţelului rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) studiat şi care este cuprins între 55 şi 70%;

- ca urmare a dezvoltării în concepţie proprie a unei structuri de ecran fonoizolant, nivelul sonor din secţiile de deformare plastică la cald poate fi redus în anumite condiţii cu până la 19 dB. Acest aspect conduce la reducerea surmenajului tehnologic indus de poluarea acustică şi la scăderea numărului accidente de muncă şi a îmbolnăvirilor profesionale datorate zgomotului.

Toate aceste concluzii conduc la constatarea, că aplicarea tratamentului termomecanic oţelului rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) este benefică. Beneficiul adus se referă la microstructură, proprietăţi mecanice şi tehnologice dar şi la o folosire mai judicioasă a unui oţel scump, datorită numeroaselor elemente de aliere. Tratamentul termomecanic aplicat oţelului rapid studiat înseamnă şi o aducere a semifabricatului la o formă mai apropiată de cea finală (de a sculei aşchietoare) care înseamnă operaţii de aşchiere ulterioare reduse adică economie de material de cel puţin 30% (conform unor studii) prin netransformarea lui în aşchii. Această economie poate ajunge chiar şi la 45% în cazul anumitor scule aşchietoare ceea ce înseamnă un pas înainte în folosirea raţională a oţelurilor înalt aliate. 6.2 Contribuţii originale Această lucrare, conţine atât elemente consacrate în domeniu, cât şi aspecte noi definite sau asimilate din domenii conexe, care să asigure îndeplinirea în totalitate a obiectivelor propuse iniţial.

Finalizarea cercetărilor prezentate în această teză de doctorat a fost posibilă datorită următoarelor contribuţii originale:

cu ajutorul legilor deformării plastice şi a ipotezelor plasticităţii s-a pus la punct aparatul matematic necesar calculării rezistenţei la deformare plastică la cald, în urma stabilirii pe cale experimentală a limitei de curgere la refularea cu şoc;

pentru oţelul rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) s-a determinat funcţia de două variabile care face legătura între rezistenţa la deformare, temperatură şi viteza de


59

deformare. Din cauza volumului mare de calcule parametrii funcţiilor s-au determinat cu ajutorul unor softuri specializate;

pe baza interferometriei Doppler s-a stabilit modulul de elasticitate pentru oţelul rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8);

folosind programe softwear adecvate şi pe baza datelor achiziţionate pe cale experimentală şi obţinute prin calcule folosind relaţiile determinate, s-a putut simula deformarea plastică prin refulare a unui semifabricat cilindric din oţelul rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8), cu scopul transformării într-o freză disc cu alezaj;

studiul microstructurii oţelului rapid tratat termomecanic; stabilirea pentru oţelul rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) cu diverse grade de

deformare a valorilor durităţii şi uzurii unele din principalele proprietăţi mecanice şi tehnologice;

stabilirea pentru oţelul rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8) studiat, a gradului de deformare optim cu care acesta trebuie prelucrat, astfel încât proprietăţile mecanice analizate să fie maxime;

determinarea atenuării nivelului sonor care poate fi realizat în incintele destinate deformării plastice, prin utilizarea unui ecran fonoizolant cu o structură dezvoltată în concepţie proprie.

Lucrarea poate fi considerată o etapă semnificativă în cadrul cercetărilor referitoare la caracteristicile fizice şi mecanice ale otelului rapid W 1.3247 (HS 2-9-1-8), precum şi la aplicarea tratamentelor termomecanice asupra acestui tip de oţel. De asemenea prin dezvoltarea unei structuri proprii de ecran fonoizolant au fost făcuţi paşi importanţi în vederea diminuării factorului de poluare sonoră a mediului de muncă, cu repercusiuni directe asupra îmbunătăţirii sănătăţii şi securităţii în muncă a operatorilor.


60

BIBLIOGRAFIE - SELECTIVĂ

1. Adrian, M., ş.a., (1983) Bazele proceselor de deformare plastică, Bucureşti, Ed. Tehnică

2. Atanasiu, C., ş.a., (1982) Încercarea materialelor: Vol. 1, Bucuresti, Ed.Tehnică 3. Atroşenco, A.P., (1982) Tratamentul termomecanic, rezervă de creştere a rezistenţei

oţelurilor, URSS, Kuynesno stampovonoe proizvodstro, nr. 7 4. Atroşenco, A.P., Atroşenco, S.A.& Fedorov, V.V(1986) Durificarea termomecanică

a pieselor din construcţia de maşini, URSS, Vesnik Maşinostroitet, nr. 4 5. Atroşenco, A.P., (1983) Forjarea în matriţa cu deşeuri puţine a prefabricatelor din

oţeluri greu deformabile, URSS, Kuynesno stampovonoe proizvodstro, nr. 9 6. Badea, S., (1978) Unele probleme privind deformabilitatea la cald a materialelor

metalice, Metalurgia, nr. 2 7. Ballesteros, S.N., (2002) Evolucion microestructural de aceros inoxidables austeno-

ferriticos sometidos a tratamientos termicos y termomecanicos, Barcelona, Universidad Politecnica de Catalonia, Espana

8. Bazik, A.S., (1981) Influenţa deformaţiilor în condiţiile superplasticităţii asupra structurii şi caracteristicilor oţelurilor rapide, U.R.S.S., Metallovedenie i termiceskaia obrabotka metallov, nr. 3

9. Bernştein, M.L., (1983) Tratamentul termomecanic al oţelului, Moscova, Metallurghia 10. Cătană, D., (1997) Contribuţii la obţinerea sculelor aşchietoare prin deformare

plastică, Braşov, Teză de doctorat 11. Cătană, D., ş.a., (1999) Tehnologia materialelor. Tehnologii industriale, Braşov, Ed.

Universităţii Transilvania 12. Cătana, D., Popescu, R., Cătană, D.A., (2008) Residual stress calculation for butt

welding, Annals of DAAAM for 2008&Proceedings of the 19thInternational DAAAM Symposium „Inteligent Manufacturing&Automation:Focus Next Generation of Intelligent Systems and Solution” 22/25th October, Trnava, Slovakia, published DAAAM International Viena, Ed. B.Katalinic, pp.207-208, ISSN 1726-9679, ISBN 978-3-901509-68-1 ISI

13. Cătana, D., Cătană, D.A., (2009) Temperature and speed influence on plastic deformation strength of high speed steel, Annals of DAAAM for 2008 & Proceedings of the 20th International DAAAM Symposium „Inteligent Manufacturing& Automation: Focus on Theory, Practice and Education” 25-28th November, Vienna, Austria, published DAAAM International Viena, Ed. B. Katalinic, p. 211-212, ISSN 1726-9679, ISBN 978-3-901509-70-4 ISI

14. Cătană, D.A, Cătană, D., (2009) Casting method influence on microstructure of antifriction alloys, The Seventh International Congresse in Material Science and Engineering, Iaşi, May 28th-31st, tomul LV(LIX), fasc 1, published by the Gheorghe Asachi Tehnical University of Iasi, ISSN-1453-1690

15. Cătană, D., Cătană, D.A., (2010) Thermomechanic tratament influence on microstructure and mechanical properities of high speed steels, Metalurgia International XV ISSN 1582-2214, Pg. 44 ISI

16. Cătană, D.A., (2010) Statistical weights method to assesment global risk level, IOHA 8TH International Scientific Conference Health, Work and Social Responsibility 28th

September - 2nd Octomber 2010 Roma, Italy 17. Chelu, Gh., ş.a., (1993) Cercetări cu privire la deformabilitatea oţelurilor de scule

pentru lucru la cald, R.S.R., Metalurgia, nr. 4


61

18. Cheşa, I., (1984) Alegerea şi utilizarea oţelurilor, Bucureşti, Ed. Tehnică 19. Cheşa, I., ş.a., (1989) Mărci şi produse din oţel, Bucureşti, Ed. Tehnică 20. Chiriţă, V., ş.a., (1983) Matriţarea la cald a metalelor şi aliajelor, Bucureşti, Ed.

Didactică şi Pedagogică 21. Cijikcov, I.M., (1969) Procesele de deformare plastică a oţelurilor aliate şi a aliajelor

neferoase speciale, Bucureşti, Ed. Tehnică 22. Cincă, L., (1969) Tratamentul termomecanic al aliajelor de Cu, Metalurgia, nr. 12 23. Cincă, L., (1976) Contribuţii la studiul posibilităţilor de creştere a proprietăţilor

aliajelor Cu-Al din domeniul bifazic prin tratament termomecanic, Bucureşti, Teză de doctorat

24. Cincă, L., (1976) Influenţa tratamentului termomecanic izoterm asupra caracteristicilor mecanice ale bronzului cu 10% Al, R.S.R, Metalurgia, nr. 12

25. Cincă, L., (1976) Posibilităţi de creştere a performanţelor bronzurilor Al prin tratament termic şi termomecanic, R.S.R., Metalurgia, nr. 11

26. Ciucă, L., (1968) Tratamentul termocanic al oţelului 09G2, Metalurgia, nr. 8 27. Ciocârlia, C., ş.a., (1985) Aliaje dure sinterizate din carburi metalice, Bucureşti, Ed.

Tehnică 28. Comăneci, I.R., (1999) Studii şi cercetări privind aplicarea tratamentelor

termomecanice în construcţia de maşini, Iaşi, Teză de doctorat 29. Controvici, I., (1953) Tratamentul termic al oţelurilor şi al fontei, Bucureşti, Ed.

Tehnică 30. Darabonţ, A, Pece, S. & Dăscălescu, A., (2001) Managementul securităţii şi sănătăţii

în muncă, Vol. I, II, Bucureşti, Ed. Agir 31. Darabonţ, A., ş.a., (1983) Măsurarea zgomotului şi vibraţiilor în tehnică, Bucureşti,

Ed. Tehnică 32. Deutch, I., (1976) Rezistenţa materialelor, Bucureşti, Ed. Didactică şi Pedagogică 33. Drăgan, I., (1979) Tehnologia deformării plastice, Bucureşti, Ed. Didactică şi

Pedagogică 34. Dumitraş, C., Militaru, C., (1983) Aşchierea metalelor şi fiabilitatea sculelor

aşchietoare, Bucureşti, Ed. Tehnică 35. Dulămiţă, T., ş.a., (1963) Alegerea şi tratamentul termic al oţelurilor de scule,

Bucureşti, Ed. Tehnică 36. Dulămiţă, T., ş.a., (1990) Oţeluri de scule, Bucureşti, Ed. Tehnică 37. Dulămiţă, T., ş.a., (1990) Tratamente termice şi termochimice, Bucureşti, Ed. Tehnică 38. Ghidon, E.D., ş.a., (1965) Deformarea plastică a oţelului de construcţii, Moscova,

Metallovedenie i termiceskaia obrabotka metallov, nr. 2 39. Ghizdavu, V., (1967) Prelucrarea metalelor cu puteri şi viteze mari, Bucureşti, Ed.

Tehnică 40. Giacomelli, I., Munteanu, A., (1980) Tratamente termice, Universitatea din Braşov 41. Gulaev, A.P., Şigarev, A.S., (1963) Influenţa tratamentului termomecanic asupra

modificărilor structurale, Moscova, Metallovedenie i termiceskaia obrabotka metallov, nr. 4

42. Gulaev, A.P., Şigarev, A.S., (1961) Tratamentul termomecanic al oţelurilor şi influenţa sa asupra structurii şi proprietăţilor oţelurilor, Moscova, Metallovedenie i termiceskaia obrabotka metallov, nr. 5

43. Micu, D.A., Cătană, D., (2009) Thermo-mechanic treatments influence on plastic deformation strength of high speed steel , Bulletin of the Transilvania University of Braşov, Series I: Engineering Sciences, Mechanical Engineering, Industrial Engineering, Materials Science and Engineering, Electrical Engineering, Electronics and Automatics Engineering, Civil Engineering, ISSN 2065-2119


62

44. Migachev, B.A., (1987) Influecce of deformation condition on the quality of high speed steel forgings, U.R.S.S., Kuznecno Stampovocnoe Proizvodsvo, nr. 2

45. Mitelea, I., ş.a., (1976) Influenţa gradului de deformare la rece asupra martensitei din oţelurile criogenice aliate cu Ni şi Ni-Co, R.S.R, Metalurgia, nr. 11

46. Mitelea, I., ş.a., (1976) Acţiunea tratamentului termomecanic asupra densităţi de dizlocaţi în oţelurile criogenice aliate cu Ni şi Ni-Co, Metalurgia, nr. 12

47. Mitelea, I., ş.a., (1976) Influenţa tratamentului termomecanic preliminar asupra stratului nitrat şi a rezistenţei la uzură a oţelului, Metalurgia, nr. 11

48. Mogan, Gh.L., (1997) Metoda elementelor finite în inginerie, Braşov, Ed. Lux Libris 49. Mokritkîi, B., ş.a., (1990) Tehnologia durificări termomecanice a sculelor aşchietoare,

U.R.S.S., Maşinostroitel, nr. 2 50. Munteanu, T.R., (2007) Aspecte medicale şi legislative ale expunerii la zgomot,

Buletinul Agir, nr. 4 51. Nica, N., (1987) Contribuţii la fabricarea prin turnare continuă combinată cu

deformarea plastică a semifbricatelor pentru scule aşchietoare, Braşov, Teză de doctorat

52. Ogorodnikov, V.A., (1987) Presarea oţelurilor pentru scule, U.R.S.S., Kuznecno Stampovocnoe Proizvodsvo, nr. 8

53. Ogorodnikov, V.A., (1987) Extruziunea oţelurilor pentru scule, U.R.S.S., Kuznecno Stampovocnoe Proizvodsvo, nr. 4

54. Ogorodnikov, V.A., (1983) Determinarea limitei de curgere a oţelurilor în zona temperaturilor de forjare, U.R.S.S., IZV V.U.Ciornaia, Metallurgia, nr. 1

55. Olah, A., (2005) Studii şi cercetări privind nitrocarburarea oţelurilor, Braşov, Teză de doctorat

56. Olah, A., (2006) Nitrocarburarea oţelurilor, Braşov, Ed.Lux Libris ISBN 973-9458-49-1

57. Palfalvi, A., (1988) Metalurgia pulberilor, Bucureşti, Ed. Tehnică 58. Păunescu, M., (2004) Cercetarea accidentului de muncă, Bucureşti, Ed. Promun 59. Payson, P., (1968) The metallugie of tool steel, New York 60. Pece, Ş.T., Dăscălescu, A., (1994) Protecţia muncii, Bucureşti, Ed. Didactică şi

Pedagogică 61. Petreanu, V., Grigoriu, I., (1993) Rolul organizării în prevenirea accidentelor de

muncă, Bucureşti, INID 62. Picoş, C., ş.a., (1979, 1982) Normarea tehnică pentru prelucrări prin aşchiere, Vol. I,

II, Bucureşti, Ed. Tehnică 63. Popescu, I., (1986) Bazele cercetării experimentale în tehnologia construcţiilor de

maşini, Universitatea din Braşov 64. Popescu, N., Gheorghe, C. & Popescu, O., (1990) Tratamente termice

neconvenţionale, Bucureşti, Ed. Tehnică 65. Popescu, V., ş.a., (1978) Cercetări privind influenţa temperaturi şi a vitezei de

deformaţie asupra rezistenţei la deformare a oţelurilor de scule, R.S.R., Metallurgia, nr. 1

66. Şaban, R., ş.a., (1984) Cercetări experimentale privind mărimea şi distribuţia carburilor la deformarea plastică a unui oţel rapid cu conţinut scăzut de elemente de aliere, R.S.R., Metalurgia, nr. 12

67. Şaban, R., ş.a., (1989) Cercetări experimentale privind influenţa alieri cu niobiu şi siliciu asupra plasticităţii şi rezistenţei la deformare a unui oţel rapid din clasa 3-3-2, R.S.R., Metalurgia, nr. 6


63

68. Şăban, R., ş.a., (1990) Cercetări experimentale privind influenţa modificării structurii primare asupra morfologiei şi distribuţiei carburilor oţelului rapid Rp3 în diferita stări tehnologice de prelucrare metalurgică la cald, R.S.R., Metalurgia, nr. 1

69. Schmatz, D.J., Zackay, V.F., (1959) Deformarea austenitei subrăcite a oţelurilor superrezistente, Metall Progress, Vol. 76, nr. 3

70. Schmatz, D.J., Zackay, V.F., (1959) Proprietăţile mecanice ale austenitei metastabile deformate în oţeluri superrezistente, Transaction of the American Society of Metals, Vol. 51

71. Secară, Gh., (1986, 1987) Aşchierea metalelor, Universitatea din Braşov, Vol I, II, III 72. Secară, Gh., (1979) Proiectarea sculelor aşchietoare, Bucureşti, Ed. Didactică şi

Pedagogică 73. Shurygin, E.N., ş.a., (1989) Use of superplasticity to produce tool blanks from high

speed steel chips, U.R.S.S., Kuznecno Stampovocnoe Proizvodsvo, nr. 1 74. Sokolkov, E.N., Sadovski, V.D., (1957) Influenţa deformări plastice la cald prin

întindere fără recristalizarea austenitei, asupra rezilienţei oţelurilor aliate de construcţii, U.R.S.S., Fizika metallov i metallovedenie, Vol. IV, nr. 1(10)

75. Sokolkov, E.N., ş.a., (1961) Influenţa deformării plastice la cald a austenitei asupra proprietăţilor oţelurilor de construcţii, Moscova, Metallovedenie i termiceskaia obrabotka metallov, nr. 5

76. Vermeşan, G., (1975) Contribuţii la studiul deformaţiei plastice asupra tratamentelor termochimice, Cluj-Napoca, Teză de doctorat

77. Zamfir, S., (1977) Contribuţii privind aplicarea tratamentului termomecanic de temperatură joasă aplicat oţelului 7NC180, Metalurgia, 6

78. Zamfir, S., (1976) Influenţa deformări plastice asupra structuri şi proprietăţilor oţelului austenitic 7NC180, Metalurgia, 12

79. Romanescu, I., Brevet de invenţie, 100745, 28.02.1991 80. Romanescu, I., Brevet de invenţie, 102268, 30.09.1991 81. Simion, M., Brevet de invenţie, 104254, 25.01.1992 82. Cercetări metalurgice şi de noi materiale, Vol. I, II, Bucureşti, 1993 83. Deformări plastice, Informare documentară, nr. 78-100, Bucureşti, OID-CM, 1989 84. Deformarea plastică a metalelor şi aliajelor, Moscova, Metalurgia, 1981 85. Teoria deformării plastice a metalelor, Moscova, Masinostroenie, 1983 86. Traitement Termiquees, Septembrie ... Decembrie, 1993, Martie, Mai, Septembrie,

1994 87. ***http://www.zgomot.protectimuncii.ro 88. ***http://www.osha.europa.eu 89. ***http://www.protectiamuncii.ro 90. ***Directiva 86/188/CEE referitoare la protecţia lucrătorilor contra riscurilor

datorate expuneri la zgomot în timpul lucrului 91. ***SR EN ISO 4957-02 Oţeluri rapide pentru scule 92. ***Survey of high speed steel grades Bohler 93. ***STAS 1660-80 Încercările metalelor


64

CURRICULUM VITAE

Date personale Nume CĂTANĂ Prenume Dorina – Adriana Data naşterii 6 martie 1966 Locul naşterii Dumbrăviţa, jud. Braşov Starea civilă Căsătorită Naţionalitatea Română E-mail [email protected] Studii liceale 1980 – 1984 Liceul „Andrei Şaguna”, Braşov Studii universitare 1984 – 1990 Universitatea Transilvania din Braşov, Facultatea Tehnologia

Construcţiilor de Maşini, Specializarea TCM Specializări 2010 ECDL Start Certificate 2008 Specialist în Domeniul SSM 2008 Curs postuniversitar „Audit în Securitatea Muncii”, Universitatea

Transilvania din Braşov 2007 Curs postuniversitar „Evaluare Nivel Risc”, Universitatea

Transilvania din Braşov 2007 Curs postuniversitar „Managementul Sănătăţii, Securităţi şi

Relaţiilor în Muncă”, Universitatea Transilvania din Braşov Activitate profesională 2007 – prezent Consilier superior Casa Judeţeană de Pensii Braşov,

Compartimentul Accidente de Muncă şi Bolii Profesionale 2007 Specialist SSM SC Arabesque SRL 1990 – 2007 SC Rulmentul SA (inginer tehnolog, responsabil asigurarea

calităţii, adjunct sef secţie), secţia Colivii – Galvanotehnică Activitate ştiinţifică Articole publicate 6 articole (din care 3 lucrări ISI)


65

CURRICULUM VITAE

Personale date Surname CĂTANĂ First name Dorina – Adriana Date of birth March 6, 1966 Place of birth Dumbrăviţa, Braşov Family Status Married Nationality Romanian E-mail [email protected] High school 1980 – 1984 “Andrei Şaguna” High school, Braşov Higher education 1984 – 1990 Transilvania University of Braşov, Faculty of Manufacturing

Engineering, Specialization TCM Specialization courses 2010 ECDL Start Certificate 2008 SSM Expert 2008 Course of “Audit Work Safety”, Transilvania University of Braşov 2007 Course of „Risk Assessment Level”, Transilvania University of

Braşov 2007 Course of “Health Management, Security and Work Relations”

Transilvania University of Braşov Work experience 2007 – present Senior adviser at Contry House of Pensions Braşov, Departement of

Work Accidents and Occupational Disease 2007 SSM Expert SC Arabesque SRL 1990 – 2007 SC Rulmentul SA (engineer, responsabil for quality assurance,

adjunct department head), Department of Cages – Galvanotechnics Scientific activity Conference papers 6 articles (from witch 3 ISI paper)

proiect de diploma

Documents