tratamente termice la oteluri si fonte

Capitolul 6 Tratamentele termice la oţeluri şi fonte

257

Capitolul 6

TRATAMENTELE TERMICELA OŢELURI ŞI FONTE

6.1. Introducere

Tratamentele termice (TT) sunt succesiuni de operaţii tehnologice carese aplică pieselor metalice şi care constau în încălzirea acestora la anumitetemperaturi, menţinerea lor la aceste temperaturi şi răcirea în condiţii binedeterminate, în scopul aducerii materialului metalic din care sunt confecţionate lastarea structurală corespunzătoare asigurării proprietăţilor fizice, mecanice sautehnologice impuse de domeniul şi condiţiile de utilizare ale acestor piese.

Modul în care trebuie conduseoperaţiile corespunzătoare aplicăriiunui tratament termic se descrie deobicei într-o diagramă, având înabscisă timpul şi în ordonatătemperatura, în care se indică valoriletuturor parametrilor de regim care secontrolează. În figura 6.1 se prezintădiagrama unui tratament termicsimplu şi parametrii de regim aiacestuia: temperatura la care seface încălzirea ti, timpul necesarîncălzirii la ti a pieselor supuse

tratamentului ττττi (cunoscând valorile parametrilor ti şi τi se poate stabili o valoare

medie a vitezei de încălzire i

ii

tv

τ= ), timpul (durata) de menţinere la ti a

Fig. 6.1. Diagrama unui tratament termic simplu

ELEMENTE DE ŞTIINŢA ŞI INGINERIA MATERIALELOR

258

pieselor supuse tratamentului ττττm şi viteza de răcire a pieselor dupămenţinerea la ti vr (sau mediul în care se face răcirea pieselor dupămenţinerea la ti).

In funcţie de tipul şi natura transformărilor structurale pe care le produc înmaterialele metalice din care sunt confecţionate piesele, tratamentele termice sepot clasifica în următoarele categorii:

* Recoacerea fără schimbare de fază; este tratamentul temic prin carematerialul metalic al pieselor tratate, aflat într-o stare structurală nestabilă,produsă de diferitele prelucrări la care a fost supus anterior, este adus într-ostare stabilă, fără realizarea în acest scop a vreunei transformări de fază;

* Recoacerea cu schimbare de fază; este tratamentul termic ce constădin încălzirea materialului pieselor tratate deasupra unuia din punctele sale(critice) de transformare în stare solidă şi răcirea ulterioară cu viteză suficient demică, pentru atingerea unei stări structurale de echilibru;

* Călirea; este tratamentul termic ce constă din încălzirea materialuluipieselor tratate desupra unuia din punctele sale (critice) de transformare în staresolidă sau deasupra temperaturii la care se produce dizolvarea în matriceastructurală de bază a fazelor secundare şi răcirea ulterioară rapidă (cu vitezăsuficient de mare), pentru obţinerea unei stări structurale în afară de echilibru;

* Revenirea; este tratamentul termic ce constă din încălzirea materialuluipieselor călite la o temperatură inferioară punctului său (critic) minim detransformare în stare solidă sau temperaturii la care se produce dizolvarea înmatricea structurală de bază a fazelor secundare şi răcirea ulterioară cu o vitezăconvenabilă pentru obţinerea unei stări structurale mai apropiate de echilibru;

* Tratamentul termochimic; este tratamentul termic ce se efectueazăîntr-un mediu activ din punct de vedere chimic şi care are ca rezultat modificareacompoziţiei chimice, structurii şi proprietăţilor straturilor superficiale alepieselor metalice tratate.

În acest capitol se prezintă informaţiile de bază privind tipurile detratamente termice care se pot aplica la piesele din oţeluri şi fonte, fiecare tip fiindîncadrat (pentru sistematizarea expunerii) în una din categoriile generale declasificare a tratamentelor termice precizate şi definite mai sus.

6.2. Recoacerile fără schimbare de fază

Principalele tipuri de recoaceri fără schimbare de fază care se pot aplica lapiesele din oţeluri şi fonte sunt: recoacerea de omogenizare; recoacerea derecristalizare fără schimbare de fază (nefazică) şi recoacerea de detensionare.


259

6.2.1. Tratamentul termic de recoacere de omogenizare

Tratamentul termic de recoacerea de omogenizare (RO) se aplică lalingourile şi piesele (cu mase mari, pereţi groşi şi configuraţie complicată)realizate prin turnare din oţeluri, în scopul diminuării neomogenităţilor chimiceale structurilor dendritice primare ale acestora (v. scap. 2.5.2).

Regimul tehnologic de realizare a acestui tratament se caracterizează prinurmătoarele valori ale parametrilor de regim: ti = 950…1150 oC, vi = 30…50 oC/oră,τm = 20…100 ore (la lingouri) sau τm = 5…40 ore (la piesele turnate) şivr = 30…50 oC/oră (răcire lentă, odată cu cuptorul). Etapa principală a acestuiTT, în care se elimină prin difuzie neomogenităţile chimice ale structurilordendritice primare de turnare, este etapa de menţinere la ti. Din acest motiv,acestă etapă trebuie realizată la temperaturi ti cât mai ridicate, creştereatemperaturii influenţând cel mai puternic intensitatea proceselor de difuzie(v. scap. 1.7). Totuşi, în practică nu se adoptă valori ale ti mai mari decât celeindicate anterior, deoarece la temperaturi mai ridicate se produc, în straturilesuperficiale ale pieselor supuse tratamentului, fenomene nedorite de decarburare(sărăcire în carbon) şi ardere (oxidare intercristalină), datorită interacţiuniichimice a oţelului cu atmosfera cuptorului în care se face tratamentul termic.

Omogenizarea chimică a structurilor dendritice primare produsă de ROdetermină sporirea caracteristicilor de plasticitate şi tenacitate ale lingourilor şipieselor turnate din oţeluri (cresc, de exemplu, valorile caracteristicilor A, Z, KUsau KV şi scad valorile ttr). Aceste efecte favorabile pot fi diminuate (estompate)de realizarea în timpul TT a unor procese secundare, cel mai important dintreacestea fiind creşterea granulaţiei datorită menţinerii îndelungate a lingourilorsau pieselor turnate la temperaturi ridicate. Influenţele negative ale desfăşurăriiunor astfel de procese secundare se pot elimina, dacă, după RO, se aplicălingourilor sau pieselor turnate un TT care determină finisarea granulaţieistructurii oţelurilor din care sunt confecţionate (v. scap. 6.3).

6.2.2. Tratamentul termic de recoacere de recristalizarefără schimbare de fază

Tratamentul termic de recoacerea de recristalizare fără schimbare de fază(RRN) se aplică pieselor (semifabricate sau produse finite) confecţionate din oţeluriprin deformare plastică la rece şi are ca scop principal restabilirea (refacerea)proprietăţilor de plasticitatea ale acestora (diminuarea sau eliminarea efectelorecruisării produse de prelucrarea oţelurilor prin deformare plastică la rece).


260

Parametrii de regim ai RRN se stabilesc astfel încât în timpul etapelor deîncălzire şi menţinere ale acestui TT să se producă procesele (v. scap. 3.5) derestaurare şi recristalizare primară (prin care se formează - în locul structuriifibroase rezultate după prelucrarea oţelurilor prin deformare plastică la rece – ostructură nouă, cu cristale poliedrice şi caracteristici de plasticitate ridicate) şi să nuse desfăşoare procesele de creştere a granulaţiei şi recristalizare secundară (careau influenţe defavorabile asupra caracteristicilor de plasticitate ale pieselor tratate).

La stabilirea parametrilor de regim ai RRN şi a prescripţiilor privindrealizarea acestui TT trebuie luate în considerare următoarele aspecte:

* temperatura de încălzire se adoptă utilizând criteriul ti > trp, trp fiindtemperatura de recristalizare primară a oţelului din care sunt confecţionate pieselesupuse TT (conform datelor prezentate în scap 3.5, Trp ≅ 0,4⋅Ts, Trp = trp + 273 şiTs = ts + 273 fiind temperaturile absolute de recristalizare primară, respectiv desolidificare - topire ale materialului pieselor supuse TT); dacă materialul pieselorsupuse RRN prezintă transformări de fază în stare solidă se impune suplimentarcondiţia ca ti să fie inferioară punctului (critic) minim de transformare în staresolidă al materialului, în cazul pieselor din oţeluri rezultând prescripţia ti < A1;

* la alegerea valorilor parametrilor de regim ai RRN trebuie să se ţinăseama şi de faptul că dimensiunea cristalelor poliedrice obţinute prinrecristalizarea primară a materialului pieselor ecruisate prin deformare plastică larece depinde atât de temperatura de încălzire ti, aşa cum se arată în figura 6.2, câtşi de durata menţinerii la această temperatură τm; de asemenea, trebuie să se ţinăseama că gradul de deformare plastică la rece al materialului pieselor supuse TTinfluenţează mărimea granulaţiei structurii ce se obţine după recristalizareaprimară şi nivelul caracteristicilor de plasticitate şi tenacitate ale pieselor tratate şi,ca urmare, trebuie evitată deformarea plastică la rece cu realizarea gradului criticde deformare al materialului pieselor, care conduce la o structură de recristalizareprimară cu cristale poliedrice de dimensiuni mexime şi cu valori minime alecaracteristicilor de plasticitate şi tenacitate (v. scap. 3.5);

de – dimensiunea cristalelor dupăecruisarea prin deformare plastică la rece;

df - dimensiunea cristalelor poliedriceobţinute după RRN la ti ( trp < ti < A1).

df’ – dimensiunea cristalelorobţinute după RRN la ti’ > trp; t’i < ti

Fig.6.2. Modificarea dimensiunilor grăunţilor cristalini la aplicarea recoacerii de recristalizare fără schimbare de fază


261

* dacă granulaţia structurii realizate prin RRN la o temperatură deîncălzire ti este prea grosolană şi nu asigură valorile dorite ale caracteristicilor deplasticitate, repetarea TT la o temperatură t’i < ti nu aduce nici o ameliorare acalităţii pieselor; soluţia în acest caz o constituie reecruisarea materialului pieselorprin deformare plastică la rece, urmată de RRN la t’i < ti, caz în care va rezulta ostructură de recristalizare primară cu granulaţie mai fină (v. fig. 6.2) şi cucaracteristici de plasticitate şi tenacitate îmbunătăţite considerabil.

Ţinând seama de toate aspectele anterior prezentate, au rezultat următoareleprescripţii pentru regimul RRN ce se aplică la semifabricatele din oţeluri ecruisate prindeformare plastică la rece: ti = 650…700 oC, τi + τm = 1…4 ore şi răcirea în aer liniştit.

6.2.3. Tratamentul termic de recoacere de detensionare

Tratamentul termic de recoacere de detensionare (RD) se aplică pieselordin oţeluri sau fonte şi are ca scop redistribuirea şi diminurea intensităţiitensiunilor mecanice reziduale de speţa I (numite şi tensiuni rezidualemacroscopice sau macrotensiuni reziduale) existente în acestea.

Tensiunile reziduale de speţa I sunt produse în piesele confecţionate dinoţeluri sau fonte de modificările neegale (în timp şi în spaţiu) ale dimensiuniloracestor piese, ca urmare a încălzirii sau răcirii lor neuniforme sau locale, adeformării plastice, a producerii nesimultane a unor transformări de fază în masaacestora etc., ce se realizează în cursul diverselor operaţii tehnologice deprelucrare la care sunt supuse (turnare, forjare, matriţare, sudare, aşchiere,tratamente termice etc.).

Tensiunile reziduale din piesele metalice sunt echilibrate, evidenţiereaprezenţei acestora fiind posibilă numai prin stricarea echilibrului acestora, deexemplu, prin secţionarea sau găurirea pieselor.Redistribuirea şi diminuarea intensităţii acestor tensiuni prin aplicarea RD esteimpusă de faptul că, în timpul utilizării pieselor, tensiunile reziduale se potcumula nefavorabil cu tensiunile mecanice produse de solicitările de exploatare şipot să fie cauza apariţiei unor fenomene nedorite de degradare a acestora prindeformare excesivă, fisurare sau rupere.

Încălzirea pieselor din oţeluri sau fonte poate produce detensionareaacestora pe baza desfăşurării unor procese de deformare plastică locală, carepresupun consumarea unei cantităţi importante din energia asociată câmpului detensiuni reziduale existent în materialul acestor piese. Există două mecanisme derealizare a proceselor de deformare plastică locală prin care se producedetensionarea pieselor încălzite la o temperatură ti şi menţinute o durată τm laaceastă temperatură:

* mecanismul deformării plastice propriu-zise, care funcţionează atunci


262

când, la temperatura ti, nivelul limitei de curgere a materialului pieslor, itpR este

inferior intensităţii tensiunilor reziduale existente în structură σrez;* mecanismul deformării prin difuzie-fluaj, care funcţionează întotdeauna la

detensionarea termică a pieselor, dar are o contribuţie substanţială la relaxareatensiunilor reziduale în special când, la temperatura de încălzire ti, σrez < it

pR .La detensionarea prin primul mecanism, consumarea energiei câmpului detensiuni reziduale prin realizarea proceselor de deformare plastică locală amaterialului pieselor determină reducerea intensităţii tensiunilor reziduale lanivelul it

pR , aşa cum arată schema din figura 6.3. Eficienţa detensionării, exprimată

prin gradul de relaxare a tensiunilor reziduale 100rez

rdrezGRσ

σσ −= (în %), în care σrd

reprezintă intensitatea tensiunilor reziduale după detensionare, este în acest cazdependentă direct de valoarea temperaturii ti şi este influenţată în mică măsură dedurata τm.

În cazul în care se doreşte detensionarea pieselor din oţeluri sau fonte înconformitate cu acest mecanism, parametrii de regim ai RD se adoptă pe bazaurmătoarelor precsripţii: ti = 500 …650 oC, vi = 30 … 50 oC/oră (viteză redusă deîncălzire pentru a nu se induce în piese noi tensiuni reziduale), sKmm ⋅=τ (s fiindgrosimea maximă, în mm, a pieselor supuse RD, iar Km – o constantă, având în modobişnuit, valoarea Km = 2,5 min/mm) şi răcirea lentă, odată cu cuptorul sau în aerliniştit (pentru a nu se genera noi tensiuni reziduale în piesele tratate).

Detensionarea prin cel de al doilea mecanism are la bază procesul dedeformare plastică “prin fluaj”, determinat de desfăşurarea unor fenomene dedifuzie a atomilor materialului pieselor, care crează condiţiile pentru deplasarea

Fig. 6.3. Schema reducerii intensităţii tensiunilor rezidualela încălzirea pieselor metalice


263

prin căţărare a dislocaţiilor şi depăşirea barierelor ce le diminuează mobilitatea,anihilarea prin interacţiune reciprocă a dislocaţiilor de semne contrare şi creştereaplasticităţii materialului, generarea de noi vacanţe şi dislocaţii pentru menţinereaposibilităţilor de deformare plastică a materialului pieselor. Considerând căprocesul de fluaj se realizează în condiţiile menţinerii unor deformaţii totale

constante ale materialului, εT = εe + εl = Erezσ

+ εl, rezultă că, desfăşurarea

fenomenelor (descrise anteriaor) de creştere a componentei plastice εp adeformaţiei totale εT conduce la relaxarea (diminuarea) continuă a tensiunilorreziduale σrez . Deoarece are la bază desfăşurarea unor procese de difuzie,eficienţa detensionării prin cel de-al doilea mecanism este influenţată esenţial dedurata τm (durata menţinerii pieselor la temperatura ti).

În cazul în care se doreşte detensionarea preponderentă a pieselor dinoţeluri sau fonte prin acest mecanism, valorile temperaturilor de încălzire suntreduse (ti în vecinătatea temperaturii ambiante), iar duratele de menţinere suntfoarte mari (τm = 0,5 …2,0 ani).

6.3. Recoacerile cu schimbare de fază

Principalele tipuri de tratamente termice de recoacere cu schimbare de fazăcare se pot aplica la piesele din oţeluri sau fonte sunt: recoacerea completă,recoacerea incompletă, recoacerea de globulizare a cementitei, recoacereaizotermă, normalizarea şi recoacerea de grafitizare.

6.3.1. Tratamentul termic de recoacere completă

Tratamentul temic de recoacere completă (RC) se aplică de obiceipieselor (semifabricate sau produse finite) din oţeluri hipoeutectoide şi constă înîncălzirea acestora la ti = A3 + 30…50 oC, menţinerea la această temperatură odurată τm = 5…10 min (pentru uniformizarea temperaturii în toată masapieselor şi formarea unei structuri cu austenită omogenă şi granulaţie fină) şirăcirea cu viteză mică (odată cu cuptorul), pentru a se asigura realizarea structuriide echilibru ferito - perlitice, cu duritate scăzută. Principalele scopuri ale aplicăriiRC sunt; a) obţinerea structurii de echilibru (ferito - perlitică) la piesele dinoţeluri; b) înlăturarea structurilor neomogene şi finisarea granulaţiei pieselor turnate,turnate şi supuse RO, prelucrate prin deformare la cald sau sudate; c) micşorareadurităţii pieselor din oţeluri hipoeutectoide cu %Cm ≥ 0,35 %, în vedereaîmbunătăţirii prelucrabilităţii prin aşchiere a acestora. Diagrama RC este


264

prezentată în figura 6.4 (linia diagramei corespunzătoare etapei de răcire estesuprapusă peste diagrama TTT la răcirea austenitei oţelului tratat, pentru ilustrareamai sugestivă a structurii ce rezultă în urma aplicării tratamentului).

Fig.6.4. Diagrama tratamentelor termice de recoacere completă (RC) şi de normalizare (N)RC se poate aplica şi la piesele din oţeluri hipereutectoide care prezintă

granulaţie grosolană datorită prelucrării lor prin deformare plastică la temperaturiprea ridicate. In acest caz, ti = Acem + 30…50 oC, iar structura finală a pieselortratate este structura de echilibru, formată din perlită şi cementită secundară.

6.3.2. Tratamentul termic de recoacere incompletă

Tratamentul termic de recoacere incompletă (RI) se aplică, de obicei, lapiesele din oţeluri hipoeutectoide, înlocuind RC, când granulaţia oţelului estesuficient de fină şi trebuie realizată numai structura de echilibru ferito - perlitică,cu duritate scăzută. Parametrii de regim sunt similari celor utilizaţi la RC, cuexcepţia temperaturii de încălzire, care se adoptă ti = A1 + 30…50oC. Diagrama RIeste prezentată în figura 6.5.

6.3.3. Tratamentul termic de recoacerede globulizare a cementitei

Tratamentul termic de recoacere de globulizare a cementitei (RGC) seaplică pieselor din oţeluri hipereutectoide în scopul obţinerii unei structuri cuperlită globulară (cristale globulare fine de cementită, uniform distribuite într-omasă de ferită), care prezintă duritate minimă, are caracteristici optime pentru


265

aplicarea unor tratamente termice ulterioare şi se prelucrează mai uşor prin aşchiere.Parametrii de regim la aplicarea acestui tratament sunt: încălzirea la ti = A1 + 30…50 oC(încălzirea imediat deasupra temperaturii A1), menţinerea la această temperatură odurată τm = 5…10 min pentru uniformizarea temperaturii în masa pieselor şifinalizarea transformării perlitei în austenită) şi răcirea cu traversarea foarte lentă apunctului critic A1 sau efectuarea a 3…4 pendulări ale temperaturii în jurulpunctului critic A1, urmată de răcirea în aer liniştit (în etapa de răcire trebuie să seasigure condiţiile necesare realizării proceselor de difuzie şi reducerii energiei liberea sistemului prin globulizarea cementitei rezultate la transformarea austenitei).Diagrama RGC este prezentată în figura 6.6.

Fig. 6.5. Diagrama tratamentului termic de recoacere incompletă (RI)

Fig. 6.6. Diagrama tratamentului termic de recoacere de globulizare a cementitei (RGC)


266

6.3.4. Tratamentul termic de recoacere izotermă

Tratamentul termic de recoacere izotermă (RIz) se aplică pieselor dinoţeluri hipoeutectoide şi constă în încălzirea şi răcirea în condiţii similare aplicăriiRC, răcirea rapidă la o temperatură de menţinere izotermă tiz = A1 − 30…100 oC,menţinerea la această temperatură până la terminarea transformării austeniteiprin mecanismul cu difuzie şi răcirea ulterioară în aer. Diagrama RIz esteprezentată în figura 6.7.

Fig. 6.7. Diagrama tratamentului termic de recoacere izotermă (RIz)Avantajele aplicării acestui tratament termic în locul RC constau în

obţinerea unor structuri uniforme în toată masa pieselor şi reducerea timpului totalde tratament la piesele din oţeluri aliate. In anumite cazuri (de exemplu, larealizarea cablurilor, corzilor de pian etc. din sârmă din oţeluri cu %Cm = 0,5…0,7 %),după RIz (cu menţinerea în băi de săruri topite la tiz = 450…550 oC se aplicăoperaţii de prelucrare prin deformare plastică la rece şi se obţin produse curezistenţa mecanică foarte ridicată (Rp > 1200 N/mm2 şi Rm = 1500…2000 N/mm2)şi caracteristici de elasticitate excelente; succesiunea de operaţii RIz + deformareplastică la rece alcătuieşte un tratament termomecanic (o combinaţie detratament termic şi prelucrări prin deformare plastică), cunoscut sub numelede patentare.


267

6.3.5. Tratamentul termic de normalizare

Tratamentul termic de normalizare (N) ) se aplică pieselor din oţeluri(hipoeutectoide şi hipereutectoide) şi constă în încălzirea şi menţinerea în condiţiisimilare aplicării RC şi răcirea ulterioară în aer pentru a se asigura formarea uneistructuri cvasieutectoide de tip sorbitic, cu precipitări minime de ferită (în cazuloţelurilor hipoeutectoide) sau de cementită secundară (în cazul oţelurilorhipereutectoide). Diagrama N în cazul pieselor din oţeluri hipoeutectoide esteprezentată în figura 6.4.

In urma aplicării acestui tratament se obţin durităţi şi rezistenţe mecanicemai mari decât cele obţinute prin RC, fără a fi afectate în mod inadmisibilcaracteristicile de plasticitate şi tenacitate. Ca urmare, N poate constituitratamentul termic final al pieselor din oţel având secţiuni mari şi formecomplicate (care se deformează sau se fisurează în cazul aplicării tratamentului decălire martensitică şi revenire). De asemenea, N se utilizează ca tratamentpremergător, ce realizează structuri favorabile pentru aplicarea unor tratamentetermice sau prelucrări ulterioare; de exemplu, la piesele din oţeluri hipoeutectoide,N asigură o structură favorabilă pentru aplicarea tratamentului termic de căliremartensitică şi îmbunătăţeşte prelucrabilitatea prin aşchiere (în special la oţelurilecu %Cm < 0,3 %), iar la piesele şi sculele din oţeluri hipereutectoide, N asigurăstructura necesară aplicării mai eficiente a RGC.

Tratamentul termic de normalizare se poate aplica şi pieselor turnate dinfonte modificate cu grafit nodular feritice sau ferito - perlitice, pentru creştereacaracteristicilor de rezistenţă mecanică ale masei metalice de bază a structuriiacestora; în acest caz piesele se încălzesc la ti = 850…900 oC > A1 (obţinându-seo structură alcătuită din austenită şi grafit), sunt menţinute la această temperaturăo durată τm = 1…5 ore (pentru saturarea în carbon a austenitei, aşa cum s-a arătatîn scap. 5.1.3) şi sunt răcite apoi cu viteză suficient de mare (în aer liniştit, dacăgrosimea pereţilor pieselor este sub 10 mm sau în jet de aer, dacă piesele tratate aupereţii groşi) pentru transformarea austenitei în perlită lamelară sau sorbită şicreşterea durităţii la 200…250 HB.

6.3.6. Tratamentele termice de recoacere de grafitizare

Tratamentele termice de recoacere de grafitizare (RG) se aplică pieselorturnate din fonte (cu sau fără grafit în structură) şi au ca scop principaldeclanşarea şi realizarea unor procese de grafitizare controlată (generarea şi/saudezvoltarea formaţiunilor de grafit prin transformarea cementitei).


268

Recoacerile de maleabilizare (RM), prin care piesele turnate din fontealbe capătă structură de fonte maleabile (cu grafit sub formă de aglomerări saucuiburi) sunt principalele tipuri de RG şi au fost descrise detaliat în scap. 4.5.

In afară de RM, se mai aplică următoarele variante de RG:* la piesele din fonte cenuşii sau modificate (cu grafit lamelar sau

nodular) care au după turnare structuri de fonte pestriţe (v. scap. 4.6) se aplică oRG constând din încălzirea la ti = 850…950 oC > A1, menţinerea la aceastătemperatură o durată τm = 1…5 ore (pentru transformarea cementitei în grafitprintr-un proces asemănător celui care are loc la RM, dar accelerat de prezenţasiliciului în compoziţia fontelor) şi răcirea cu o viteză convenabilă obţinerii unorstructuri ferito - perlitice sau perlitice ale masei metalice de bază a pieselor tratate,cu caracteristici bune de rezistenţă mecanică şi tenacitate;

* la piesele turnate din fonte modificate cu grafit nodular ferito-perliticesau perlitice se aplică o RG constând din încălzirea la ti = 670…720oC,menţinerea la această temperatură o durată τm = 1…5 ore şi răcirea în cuptor sauîn aer; conform celor arătate în scap. 5.1.4, în cazul acestor aliaje transformareaeutectoidă are loc într-un interval de temperaturi A1i - A1s, şi, deoarece temperatura tise află în acest interval, în care este posibilă grafitizarea parţială sau totală acementitei din perlită, prin aplicarea acestui tratament se micşorează conţinutulprocentual de perlită al structurii şi cresc caracteristicile de plasticitate şitenacitate ale pieselor (diminuându-se însă caracteristicile de rezistenţă mecanică).

6.4. Călirea martensitică

6.4.1. Parametrii de regim şi condiţiile de aplicare

Tratamentul termic de călire martensitică (C) se aplică cu precăderepieselor din oţeluri (putându-se aplica însă, uneori, şi la piesele din fonte) şiconstă din încălzirea acestora peste temperatura corespunzătoare unuia dinpunctele critice de transformare în stare solidă ale materialului din care suntconfecţionate, menţinerea un anumit timp la această temperatură şi apoi răcirea cuo viteză vr > vrc (v. scap. 5.2.2), în scopul obţinerii unei structuri martensitice (înafară de echilibru), cu anumite proprietăţi fizice, mecanice şi tehnologice.

Realizarea corectă a călirii necesită stabilirea corespunzătoare aprincipalilor parametri de regim (ti, vi, τm şi vr) şi a condiţiilor de desfăşurare aacestui tratament:

A. În cazul pieselor din oţeluri hipoeutectoide, temperatura de încălzirecare asigură obţinerea unei structuri cu austenită omogenă şi granulaţie fină, ce setransformă prin răcire rapidă într-o structură de călire cu martensită fină şi


269

cantităţi neglijabile de austenită reziduală, favorabilă aplicării eficiente a TTulterior de revenire, este ti = A3 + 30…50 oC (călire completă). Dacă încălzirease face la o temperatură ti, astfel încât A1 < ti < A3 (călire incompletă), se obţineo structură cu austenită şi ferită, ce se transformă prin răcire rapidă într-o structurăde călire cu martensită (dură şi fragilă), austenită reziduală şi ferită (moale şitenace). O astfel de structură are duritate insuficientă şi conduce la obţinerea unorstructuri nefavorabile, cu caracteristici mecanice necorespunzătoare, dupătratamentul termic de revenire ce se aplică ulterior călirii. Dacă încălzirea se facela ti >> A3 (călire cu supraînălzire), se obţine o structură cu austenită omogenăgrosolană, ce se transformă prin răcire rapidă într-o structură de călire cumartensită aciculară grosolană şi austenită reziduală în cantitate mare, avândduritate necorespunzătoare şi o mare tendinţă spre fisurare.

În cazul pieselor din oţeluri hipereutectoide, temperatura de încălzire învederea călirii se adoptă ti = Al + 30…50 oC (călire incompletă). Structuraobţinută prin călirea pieselor din astfel de oţeluri de la această temperatură vaconţine martensită, cementită secundară şi austenită reziduală. Prezenţa cementiteisecundare (constituent cu duritatea mai mare decât a martensitei) conduce lacreşterea durităţii pieselor călite şi îmbunătăţirea unor proprietăţi ale acestora (deexemplu, se măreşte rezistenţa la uzare). Această influenţă pozitivă se manifestăînsă numai în cazul în care cementita secundară este globulizată în prealabil prinaplicarea unei RGC sau a unui tratament termic complex ,de tipul N + RGC.Incălzirea pieselor din oţeluri hipereutectoide la ti > Acem (călire completă) nu esteindicată, deoarece favorizează creşterea granulaţiei austenitice, determinândobţinerea unei structuri finale cu martensită grosolană şi multă austenită reziduală(cu proprietăţi mecanice necorespunzătoare) şi crează posibilitatea ca, la răcire, săfie generate tensiuni reziduale cu intensităţi ridicate, care pot produce deformareasau fisurarea pieselor călite.

Argumentele anterior prezentate conduc la definirea domeniuluitemperaturilor optime de încălzire a pieselor din oţeluri în vederea aplicării călirii,indicat în figura 6.8.

B. Viteza de încălzire vi a pieselor din oţeluri în vederea C este limitatăsuperior de o valoare admisibilă vad, ce reprezintă viteza de încălzire maximăpentru care tensiunile reziduale, generate de încălzirea neuniformă a secţiuniipieselor, nu produc fisuri sau deformaţii nepermise ale acestora. Pentru realizareaC în condiţii optime din punct de vedere tehnico-economic este necesar cavaloarea vitezei de încălzire a pieselor în agregatul (cuptorul) folosit în acest scopsă fie inferioară vitezei admisibile vad (obţinerea unor piese de calitate dupătratament), dar cât mai apropiată de aceasta (realizarea tratamentului în condiţiileunei bune productivităţi).


270

Fig. 6.8. Domeniul temperaturilor de încălzire pentru călirea martensitică a oţelurilor

C. Durata τm a menţinerii la ti trebuie să fie suficient de mare pentruasigurarea finalizării transformărilor structurale la încălzire (obţinerea uneiaustenite omogene) şi uniformizarea temperaturii în masa pieselor supuse TT; înmod obişnuit, τm = 5…10 min.

D. In timpul desfăşurării etapelor de încălzire şi menţinere pot avea locreacţii chimice între componentele oţelului din care sunt confecţionate piesele şicomponentele atmosferei cuptorului, cele mai defavorabile efecte ale acestorafiind oxidarea şi decarburarea superficială a pieselor tratate. Pentru prevenireadesfăşurării acestor procese şi a efectelor lor negative asupra calităţii pieselortratate, se pot lua următoarele măsuri tehnologice: a) folosirea cuptoarelor cuatmosferă controlată (protectoare); b) realizarea etapelor de încălzire şimenţinere în băi de săruri topite; c) împachetarea pieselor în medii cu conţinutridicat de carbon (de exemplu, aşchii de fontă).

E. Obţinerea structurilor corespunzătoare după tratamentul termic de călireeste influenţată în mod deosebit de mediul în care are loc ultima etapă atratamentului, răcirea. Condiţiile de răcire la călire se stabilesc pe bazaurmătoarelor criterii: a) asigurarea unei viteze de răcire vr > vrc, b) asigurareaunei anumite adâncimi de pătrundere a călirii în secţiunea pieselor; c) asigurareaunor valori reduse şi a unei repartiţii convenabile a tensiunilor reziduale ce aparla răcire, astfel încât să nu se producă deformaţii inadmisibile sau fisurări alepieselor. Tinând seama de aceste criterii s-a ajuns la concluzia că un mediu derăcire ideal ar trebui să asigure o viteză mare de răcire în intervalul corespunzătortemperaturii tMC (pentru preîntâmpinarea transformărilor cu difuzie) şi o vitezăredusă în rest (pentru ca tensiunile reziduale generate de procesul de călire să aibă


271

intensităţi minime). Diferitele medii lichide utilizate în practică pentru călireapieselor (apă, ulei, soluţii de săruri sau alcalii, topituri de săruri etc.),corespund, în general, condiţiilor expuse mai sus (v. aplicaţia A.5.5), procesul derăcire a pieselor în astfel de medii având trei etape distincte:

* etapa iniţială, în care viteza de răcire este mică, deoarece transferul decăldură de la piese la mediul de răcire este frânat de formarea unei pelicule devapori (cu conductibilitate termică scăzută) în jurul pieselor;

* etapa răcirii accelerate, în care se produce fierberea intensă a mediuluide răcire din jurul pieselor şi viteza de răcire a pieselor creşte pronunţat, datorităspargerii peliculei de vapori de la suprafaţa pieselor şi consumului mare decăldură care însoţeşte procesul de vaporizare a mediului de răcire (caracterizatprin valori mari ale căldurii latente de vaporizare);

* etapa finală, în care mediul de răcire are temperatura sub punctul său defierbere şi viteza de răcire se diminuează considerabil, transferul de căldură de lapiese la mediul de răcire realizându-se numai prin convecţie. Fiecare mediu de călire are propriile caracteristici de comportare înprocesul de răcire. Astfel, la răcirea în apă se formează în jurul pieselor pelicule devapori de mare stabilitate şi piesele se răcesc cu viteze relativ reduse în vecinătateatemperaturii tMC (mărind riscul iniţierii transformării austenitei prin mecanismul cudifuzie), în timp ce în zona vecină temperaturii Ms vitezele de răcire sunt mari şi exităposibilitatea generării în piese a unor tensiuni reziduale de intensităţi ridicate.Folosirea ca mediu de călire a soluţiilor de săruri în apă elimină aproape totalneajunsurile evidenţiate în cazul apei, deoarece la răcirea pieselor în astfel de mediipeliculele de vapori ce se formează în etapa iniţială se sparg uşor, permiţândasigurarea unor viteze mari de răcire în vecinătatea temperaturii tMC, iar în vecinătateatemperaturii Ms produc răcirea pieselor cu viteze mai reduse, ce diminuează risculapariţiei în piese a unor tensiuni reziduale de intensităţi ridicate. Uleiul este, deasemenea, un mediu de călire convenabil, deoarece răceşte bine în vecinătateatemperaturii tMC şi, având punctul de fierbere ridicat, asigură viteze de răcire reduseîn vecinătatea temperaturii Ms, diminuând astfel pericolul generării în piesele călite aunor tensiuni reziduale de intensităţi mari; uleiul prezintă însă dezavantajul de a fi unmediu uşor inflamabil şi care îşi măreşte vâscozitatea (se degradează) în urmafolosirii sale repetate ca mediu de călire.

6.4.2. Comportarea la călire a oţelurilor

La răcirea unei piese într-un anumit mediu, vitezele de răcire în diferitezone ale secţiunii sale sunt diferite, în zonele situate către suprafaţă vitezele derăcire fiind mai mari decât cele realizate în miezul piesei. Ca urmare, la călire suntposibile cele două situaţii sugerate în figura 6.9: a) vr > vrc în toată secţiunea piesei


272

(piesa se căleşte integral sau pătruns) şi b) vr > vrc numai într-o zonă de lasuprafaţa piesei (efectul călirii se manifestă numai în această zonă şi piesa secăleşte parţial, în miez formându-se structurile tipice transformării austenitei prinmecanismul cu difuzie – sorbită, troostită − sau prin mecanismul intermediar –bainită). Situaţia realizată − într-un caz concret de aplicare a C − este determinatăde proprietăţile mediului de răcire, de caracteristicile fizico - chimice şi structuraleale oţelului tratat şi de parametrii dimensionali ai piesei tratate. Comportarea lacălire a unui oţel poate fi exprimată sintetic prin definirea a două proprietăţitehnologice: a) capacitatea de călire şi b) călibilitatea.

Capacitatea de călire este o proprietate tehnologică ce descrie aptitudineaunui oţel de a-şi mări duritatea prin călire. Tinând seama de aspectele prezentate înscap. 5.2.2 rezultă că, această proprietate este determinată în principal deconţinutul (concentraţia) de carbon al oţelului şi poate fi exprimată cantitativ prinvaloarea durităţii martensitei obţinute la călire HM.

Călibilitatea este o proprietate tehnologică ce descrie aptitudinea unuioţel de a se căli pe o anumită adâncime. Călibilitatea unui oţel, care este directdeterminată de mărimea vitezei vrc (aşa cum rezultă examinând fig. 6.9), esteinfluenţată de următorii factori:

* conţinuturile de carbon şi de elemente de aliere (creşterea concentraţieimasice de carbon şi/sau prezenţa în compoziţia oţelurilor a elementelor de aliere –cu excepţia Co – asigură micşorarea vrc şi mărirea călibilităţii);

* gradul de omogenitate al austenitei supuse călirii (dacă austenitaobţinută în etapele de încălzire şi menţinere a oţelului la ti este omogenă, tendinţasa de transformare la răcire prin mecanismul cu difuzie este mai scăzută şicălibilitatea este mai mare);

Fig. 6.9. Influenţele vitezei de răcire şi dimensiunilor pieselor asupra adâncimii de călire


273

* dimensiunile cristalelor de austenită reale (dacă cristalele de austenităreale, obţinute după etapele de încălzire şi menţinere a oţelului la ti, au dimensiunimari, tendinţa de transformare la răcire a austenitei prin mecanismul cu difuzieeste mai scăzută şi călibilitatea oţelului este mai ridicată);

* conţinuturile de impurităţi şi/sau de incluziuni nemetalice (prezenţa înoţel a impurităţilor şi/sau incluziunilor nemetalice accelerează desfăşurareatransformării la răcire prin mecanismele bazate pe difuzie şi determină creştereavalorii vrc şi diminuarea călibilităţii).

Pentru determinarea călibilităţii oţelurilor se foloseşte metoda Jominysau metoda răcirii (călirii) frontale (reglementată prin STAS 4930), a căreiaplicare necesită parcurgerea următoarelor etape:

* realizarea unei epruvete cu forma şi dimensiunile prezentate în figura 6.10;* încălzirea şi menţinerea epruvetei la temperatura de călire corespunzătoare

oţelului din care este confecţionată; în timpul acestei etape nu trebuie să se producăfenomene de decarburare, oxidare sau carburare superficială a epruvetei şi, caurmare, încălzirea acesteia se face într-un cuptor cu atmosferă controlată neutrăsau într-un cuptor obişnuit, epruveta fiind ambalată într-o cutie din tablă de oţel şiîmpachetată într-un mediu reducător de oxizi (praf de grafit sau aşchii de fontă);

* răcirea completă a epruvetei, într-un dispozitiv special, prin proiectarea unuijet de apă rece asupra feţei sale frontale inferioare, aşa cum se arată în figura 6.11;

Fig. 6.10. Epruveta pentrudeterminarea călibilităţii oţelurilor

prin metoda răcirii frontale

Fig. 6.11. Dispozitivul folosit la răcirea frontală a epruvetelorpentru determinarea călibilităţii oţelurilor:

1 - suportul epruvetei; 2 - epruveta; 3 - ajutajul de suprascurgere;4 - conducta de alimentare cu apă; 5 - rezervorul tampon;6 - robinetul de comandă; 7 - ajutajul de răcire frontală;

8 rezervorul de evacuare

* polizarea epruvetei în lungul unei generatoare şi determinarea prinmăsurători a curbei de variaţie a durităţii HC în funcţie de distanţa de la capătulrăcit frontal l, numită curbă de călibilitate (v. fig. 6.12);

* stabilirea abscisei lSM a punctului, de pe curba HC = f(l), având ca


274

ordonată duritatea structurii semimartensitice (conţinând 50% M) HSM; lSMreprezintă caracteristica principală de călibilitate a oţelului analizat.

În mod obişnuit, pentru fiecare marcă de oţel (tip de oţel, avândcaracteristicile de compoziţie chimică definite prin precizarea valorilor nominalepentru concentraţia masică a fiecărei componente şi prescrierea abateriloradmisibile ale concentraţiei masice a fiecărei componente faţă de valoareanominală) se stabileşte de către producători banda de călibilitate, adicădomeniul în care se încadrează curbele de călibilitate ale tuturor şarjelor ce sepot elabora din marca respectivă de oţel (v. fig. 6.13). În aceste condiţii,verificarea călibilităţii unui oţel prin metoda răcirii (călirii) frontale se face maisimplu, controlând, cu ajutorul unui indice de călibilitate J, dacă curba decălibilitate a şarjei se încadrează în banda de călibilitate a mărcii de oţel;indicele J se poate prescrie în următoarele forme (v. fig. 6.13):

a) prin precizarea unui interval [li;ls], de încadrare al distanţei l, în caretrebuie să se înregistreze o anumită valoare prescrisă a durităţii HC; de exemplu,indicele de călibilitate J 10/18 – 45 arată că la verificarea călibilităţii este necesarca pentru l ∈ [10 mm; 18 mm] să se obţină o valoare a durităţii HC = 45 HRC;

b) prin precizarea unei distanţe l, la care trebuie să se înregistreze valoriale durităţii într-un anumit interval prescris [HCi;HCs]; de exemplu, indicele decălibilitate J 8 – 50/55 arată că la verificarea călibilităţii este necesar ca la distanţal = 8 mm să se obţină valori ale durităţii HC ∈ [50 HRC; 55 HRC].

Fig. 6.12. Determinarea curbei decălibilitate a unei şarje de oţel

Fig. 6.13. Prescrierea călibilităţii oţelurilor cu ajutorulbenzii de călibilitate şi a indicelui de călibilitate.

Un alt aspect care trebuie luat în considerare la efectuarea tratamentuluitermic de călire martensitică la piesele din oţeluri este generarea (apariţia)tensiunilor mecanice reziduale. Datorită răcirii pieselor cu viteză mare (vr > vrc),în timpul călirii se generează în acestea două tipuri de tensiuni reziduale:


275

a) tensiuni reziduale de natură termică, produse datorită răciriineuniforme a pieselor; la introducerea pieselor în mediul de răcire folosit la călire,stratul superficial al acestora se răceşte mai rapid decât miezul şi apar tensiuni decompresiune în miez şi tensiuni de întindere în stratul superficial, în timp ce spresfârşitul răcirii, când şi temperatura miezului scade considerabil, situaţia seinversează, în stratul superficial generându-se tensiuni de compresiune, iar înmiezul pieselor călite – tensiuni de întindere;

b) tensiuni reziduale de natură structurală, produse datorită realizăriinesimultane a transformărilor structurale în masa pieselor călite; la începutulrăcirii în vederea călirii, în stratul superficial al pieselor se produce transformareaaustenitei în martensită (însoţită de o creştere de volum) şi se generează tensiunide întindere în miez şi tensiuni de compresiune în stratul superficial, în timp cespre sfârşitul răcirii, când temperatura miezului scade considerabil, situaţia sepoate schimba, funcţie de mecanismul producerii transformărilor structurale înaceastă zonă a pieselor (de exemplu, dacă piesa se căleşte pătruns, la sfârşitulrăcirii se formează în miezul pieselor martensită tetragonală şi se genereazătensiuni de întindere în stratul superficial şi tensiuni de compresiune în miez).

Evident, ţinând seama de cele prezentate mai sus, câmpul de tensiunimecanice reziduale care există în piesele din oţeluri după călirea martensiticăcorespunde suprapunerii (cumulării) celor două tipuri de tensiuni şi în cazul cândacest câmp se caracterizează prin intensităţi mari ale tensiunilor de întindere sepot produce în piesele călite fenomene de deformare excesivă sau fisurare; caurmare, la aplicarea TT de călire martensitică trebuie aleşi parametrii de regim (înspecial cei corespunzători realizării etapei de răcire) corespunzători evităriiacestor fenomene nedorite.

6.4.3. Procedeele tehnologice de realizare a călirii martensitice

In practică, pentru realizarea C la piesele din oţeluri, se pot utiliza maimulte procedee tehnologice;

6.4.3.1. Călirea într-un singur mediu; deoarece nici unul din mediile derăcire utilizate în practică nu asigură integral condiţiile de răcire corespunzătoaremediului ideal, la călirea prin acest procedeu vitezele de răcire în domeniultransformării martensitice sunt mari, tensiunile reziduale create ating intensităţiridicate şi există pericolul deformării sau fisurării pieselor tratate; datorită acestorparticularităţi, călirea într-un singur mediu se aplică la piesele cu configuraţie simplă,fără variaţii mari de diametru sau grosime şi fără detalii (orificii, crestături etc.) cuefect de concentrator de tensiuni. Diagrama C prin acest procedeu la o piesă din oţelhipoeutectoid este prezentată în figura 6.14.


276

Fig. 6.14. Diagrama tratatamentului termic de călire într-un singur mediu

6.4.3.2. Călirea în două medii sau călirea întreruptă; acest procedeu seutilizează pentru C pieselor şi sculelor din oţeluri nealiate hipereutectoide. Înacest caz, piesele sunt mai întâi răcite rapid în apă, până la o temperatură t < tMC şiapoi sunt transferate într-un alt mediu (ulei sau aer), care asigură răcirea lor lentăîn domeniul transformării martensitice, diminuându-se astfel pericolul deformăriisau fisurării pieselor călite. Diagrama C prin acest procedeu este prezentată înfigura 6.15.

Fig. 6.15. Diagrama tratatamentului termic de călire întreruptă

6.4.3.3. Călirea în trepte (martempering); acest procedeu se foloseştepentru C sculelor şi pieselor de maşini confecţionate din oţeluri aliate, cucaracteristici de călibilitate ridicate. In acest caz, răcirea pieselor se realizează întrei etape: a) răcirea de la temperatura ti la temperatura tiz = Ms + 20…30 oC, în băide săruri topite, b) menţinerea la temperatura tiz până la egalizarea temperaturii pe


277

secţiunea pieselor (fără a se permite însă începerea transformării austenitei înbainită) şi c) răcirea în ulei sau aer până la temperatura ambiantă. Diagrama C prinacest procedeu este prezentată în figura 6.16.

Fig. 6.16. Diagrama tratatamentului termic de călire în trepte

6.4.3.4. Călirea izotermă bainitică (austempering); are acelaşi domeniude aplicare şi se realizează la fel ca şi călirea în trepte, cu deosebirea cămenţinerea la temperatura tiz = Ms + 20…30 oC se extinde până la transformareacompletă a austenitei în bainită. Structura pieselor sau sculelor din oţeluri căliteprin acest procedeu este formată din bainită şi se caracterizează prin rezistenţămecanică ridicată, tenacitate bună şi tendinţă de fisurare redusă. Diagrama C prinacest procedeu este prezentată în figura 6.17.

Fig. 6.17. Diagrama tratatamentului termic de călire izotermă bainitică6.4.3.5. Călirea la temperaturi scăzute (călirea sub 0 oC); se aplică la

piesele sau sculele din oţeluri cu conţinut ridicat de carbon sau aliate, la caretemperatura Mf este situată sub 0 oC (v. fig. 5.8). Prin aplicarea acestui procedeuse realizează transformarea aproape completă a austenitei reziduale în martensită,


278

asigurându-se stabilizarea dimensională şi creşterea durităţii pieselor sau sculelortratate; procedeul este indicat pentru C pieselor tratate termochimic, rulmenţilor,instrumentelor de măsurare, sculelor speciale etc. Etapa de răcire a pieselor laaplicarea acestui procedeu se conduce în felul următor: a) se răcesc piesele dela ti, până la temperatura ambiantă, într-un mediu adecvat (apă, ulei, soluţii desăruri etc.); b) se răcesc piesele de la temperatura ambiantă până la otemperatură tco < Mf (de obicei, tco = − 40…− 80 oC), în refrigeratoare (criostate)speciale, se menţin un timp scurt (10…20 min) la această temperatură şi sunt apoireaduse la temperatura ambiantă. Trebuie menţionat că, durata menţinerii pieselorla temperatura ambiantă, înainte de răcirea la tco< Mf , nu trebuie să depăşească 30min, deoarece, în caz contrar, austenita se stabilizează şi nu se mai transformă înmartensită la răcirea ulterioară. Diagrama C prin acest procedeu este prezentată înfigura 6.18.

Fig. 6.18. Diagrama tratatamentului termic de călire sub 0 oC

6.4.3.6. Călirea superficială; se foloseşte atunci când se urmăreşte numaidurificarea la suprafaţă a pieselor din oţeluri (în scopul creşterii rezistenţeiacestora la uzare, la oboseală, sau la coroziune). Varianta cea mai avantajoasăpentru aplicarea practică a acestui procedeu de călire este călirea folosindîncălzirea prin inducţie cu curenţi de înaltă frecvenţă (călirea CIF). In acestcaz, piesa ce trebuie tratată trece printr-un inductor (solenoid) prin care circulăcurent alternativ de înaltă frecvenţă. Fluxul magnetic generat de acest curentstrăbate piesa şi produce în aceasta curenţi de inducţie de o anumită intensitate.Adâncimea pătrunderii curenţilor de inducţie în piesa ce trebuie tratată ∆ (în mm)depinde de frecvenţa curentului din inductor f (în Hz) şi de caracteristicileelectromagnetice ale materialului piesei: permeabilitatea magnetică µ (în H/m)şi rezistivitatea electrică ρ (în Ωm) :


279

f⋅µρ⋅=∆ 4105 (6.1)

Ca urmare, încălzirea piesei, prin efectul termic al curenţilor de inducţie,se realizează numai pe o zonă superficială de grosime aproximativ egală cu ∆,miezul piesei rămânând neafectat.

După încălzirea superficială a piesei care se tratează, se realizează răcireaei sub acţiunea unui lichid de răcire (de obicei, apă) proiectat de către undispozitiv special, amplasat în spatele inductorului. Schema unei instalaţii decălire CIF este prezentată în figura 6.19.

Procedeul de călire CIF este foarte productiv, se pretează la automatizareşi asigură caracteristici mecanice ridicate pieselor tratate. Utilizarea lui este însălimitată de dificultatea sau imposibilitatea realizării inductoarelor necesare şi estejustificată economic numai în cazul tratării unor loturi mari de piese de acelaşi fel(când costul inductorului nu afectează inadmisibil costul pieselor tratate).

Fig. 6.19. Schema instalaţiei derealizare a călirii CIF

Fig. 6.20. Domeniile temperaturilor de încălzire la călireasuperficială

La aplicarea călirii CIF trebuie avute în vedere următoarele aspecte:a) încălzirea zonei superficiale, parcurse de curenţii de inducţie, se produce cuviteză foarte mare şi, ca urmare, transformarea perlitei în austenită, în aceastăzonă, se va realiza prin mecanismul fără difuzie, punctele de sfârşit ale etapeloracestei transformări fiind deplasate la temperaturi cu atât mai ridicate cu cât vitezade încălzire este mai mare (v. scap. 5.1); ţinând seama de această particularitate,se impune ca:

* piesele supuse călirii CIF să prezinte o structură iniţială fină şi omogenă,neorientată şi fără carburi stabile (care se dizolvă greu în austenită); acestecondiţii sunt îndeplinite satisfăcător de piesele confecţionate din oţeluri nealiate,


280

cu concentraţia masică de carbon de 0,4…0,6 %, supuse, în prealabil călirii CIF,unui tratament termic de normalizare;

* valoarea temperaturii de încălzire a stratului superficial al pieselor seadoptă în funcţie de viteza de încălzire asigurată de instalaţia de TT, folosinddiagrame experimentale, de tipul celei prezentate în figura 6. 20; temperatura deîncălzire trebuie să se situeze în domeniul structurilor favorabile, ce conţinesubdomeniul structurilor admisibile II şi subdomeniul structurilor optime III,trebuind evitate regimurile cu ti situată în domeniul de supraîncălzire,I sau îndomeniul de subîncălzire IV;

b) Tratamentul termic de călire CIF generează tensiuni reziduale decompresiune în stratul superficial (călit) al pieselor (care asigură o bunăcomportare a pieselor la uzare şi măreşte rezistenţa la fisurarea prin oboseală apieselor supuse la solicitări variabile) şi tensiuni reziduale de întindere în zona detrecere de la stratul superficial (călit) la miezul (neafectat de TT) pieselor tratate(care nu trebuie să aibă intensităţi prea ridicate, pentru a nu influenţa negativcomportarea în exploatare a pieselor).

6.4.4. Călirea martensitică a fontelor

Tratamentul termic de călire martensitică se aplică uneori şi la pieseleturnate din fonte cu grafit (lamelar, în cuiburi sau nodular), pentru realizareaunor structuri martensitice (cu duritate ridicată şi rezistenţă mare la uzare) înmasa metalică de bază a acestora. Călirea pieselor din fonte se realizează cuti = 840…900 oC > A1, τm = 5…10 min şi răcire în ulei şi este totdeauna urmatăde revenire, deoarece fragilitatea pieselor este foarte accentuată (atât datoritămartensitei, cât şi datorită formaţiunilor de grafit prezente în structură).

6.5. Revenirea

Structurile obţinute prin călirea martensitică nu asigură proprietăţi mecaniceoptime pieselor tratate (de exemplu, caracteristicile de rezistenţă mecanică şi duritateasunt ridicate, dar caracteristicile de plasticitate şi tenacitate sunt scăzute). Din aceastăcauză, după călirea martensitică se aplică tratamentul termic de revenire.

Tratamentul termic de revenire (r) constă în încălzirea pieselor dinoţeluri călite martensitic la o temperatură ti < A1, menţinerea acestora un timpsuficient la această temperatură şi răcirea lor cu o anumită viteză, în scopulobţinerii unor stări structurale mai aproape de echilibru, cu un complex deproprietăţi mecanice favorabil utilizării ulterioare a acestor piese.


281

Structura de dezechilibru obţinută prin C, formată din martensitătetragonală şi austenită reziduală, suferă în timpul revenirii transformărilestructurale prezentate detaliat în scap. 5.3.

Deoarece toate transformările structurale ce au loc la încălzireaoţelurilor călite martensitic sunt guvernate de difuzie, parametrii principali aitratamentului termic de revenire sunt ti şi τm. Între aceşti doi parametri şi efectultratamentului de revenire, evaluat prin tipul structurii obţinute şi prin duritateaacesteia Hr, există o dependenţă funcţională strictă, ce se exprimă de obicei subforma Hr = f(PHJ(ti; τm)), în care PHJ este parametrul lui Hollomon - Jaffe,definit de relaţia:

PHJ = Ti⋅[18 + lg(τ m)] (6.2)Examinând această relaţie rezultă că acelaşi efect al revenirii (aceeaşi valoare alui PHJ şi, respectiv, aceeaşi valoare a durităţii structurii realizate) se poate obţineprin utilizarea mai multor regimuri (ti, τm), numite regimuri izosclere derevenire.

In practică se aplică următoarele variante ale tratamentului termic de revenire :• Revenirea joasă, prin care se urmăreşte reducerea tensiunilor

reziduale din piesele călite, fără scăderea durităţii lor; se aplică la scule, piese deuzură tratate termochimic etc., parametrii de regim adoptându-se în aşa fel încât săse producă numai primele două etape ale transformărilor la revenire şi să se obţinăo structură cu martensită de revenire (în mod obişnuit, revenirea joasă serealizează cu: ti = 150…250 oC, τm = 1…3 ore şi răcirea în aer).

• Revenirea medie,prin care se urmăreşte obţinereaunei limite de curgere ridicateale materialului pieselor tratate,în vederea asigurării unei buneelasticităţi a acestora; se aplicăla arcuri, lamele elastice etc. şise realizează de obicei cuti = 350…450 oC.

• Revenirea înaltă, lati = 450…650 oC < A1, princare se urmăreşte obţinerea uneistructuri formate din sorbită derevenire, cu rezistenţă mecanicăridicată şi tenacitate bună; se

aplică pieselor de mare importanţă pentru construcţia de maşini, confecţionate dinoţeluri cu concentraţia masică de carbon de 0,35…0,60 %. Deoarece prin

Fig. 6.21. Diagrama tratamentului termic de îmbunătăţire


282

aplicarea acestei variante de revenire se obţine cea mai bună combinaţie aproprietăţilor de rezistenţă mecanică şi tenacitate la oţelurile folosite în construcţiade maşini, TT constând din călire martensitică, urmată de revenire înaltă senumeşte îmbunătăţire . Diagrama TT de îmbunătăţire ce se aplică la piesele dinoţeluri hipoeutectoide este prezentată în figura 6. 21.

6. 6. Tratamentele termochimice

6.6.1. Principiile realizării tratamentelor termochimice

Aşa cum s-a precizat anterior (v. scap. 6.1), tratamentele termochimicesunt tratamente termice care se efectuează în medii active din punct de vederechimic şi care realizează modificarea compoziţiei chimice, structurii şiproprietăţilor straturilor superficiale ale pieselor metalice. In mod obişnuit, prinaplicarea tratamentelor termochimice se obţine îmbogăţirea straturilor superficialeale pieselor tratate în unul sau mai multe elemente chimice (componente), numiteelemente (componente) de îmbogăţire, alese convenabil scopului urmărit.Transferul unui element de îmbogăţire, din mediul care îl conţine (mediul de lucrula efectuarea tratamentului) în stratul superficial al pieselor supuse tratamentului,se realizează prin desfăşurarea a trei procese elementare: disocierea mediului delucru şi obţinerea de atomi ai elementului de îmbogăţire; adsorbţia elementului deîmbogăţire la suprafaţa pieselor supuse tratamentului şi difuzia elementului deîmbogăţire de la suprafaţa pieselor spre interiorul (miezul) acestora.

Procesul de disociere constă, în principal, în descompunerea mediului delucru, cu compoziţie chimică adecvată, la temperatura la care se realizeazătratamentul termochimic, în scopul obţinerii elementului de îmbogăţire sub formăde atomi activi (atomi cu nivel energetic suficient de ridicat).

Procesul de adsorbţie constă în pătrunderea atomilor activi ai elementului deîmbogăţire în stratul superficial al pieselor supuse tratamentului. Acest proces sepoate realiza prin dizolvarea atomilor elementului de îmbogăţire în structura cristalinăa fazelor care alcătuiesc structura pieselor supuse tratamentului (formarea unor soluţiisolide) sau prin interacţiunea chimică a atomilor elementului de îmbogăţire cucomponentele materialului pieselor care se tratează (formarea unor compuşi chimici).

Procesul de difuzie constă în pătrunderea (deplasarea) pe o anumităadâncime a atomilor elementului de îmbogăţire adsorbiţi la suprafaţa pieselorsupuse tratamentului. Mecanismul de realizare a acestui proces a fost descris înscap. 1.7; factorul ce determină desfăşurarea procesului de difuzie este gradientulde concentraţie al elementului de îmbogăţire, creat între suprafaţa si miezul


283

pieselor, ca urmare a desfăşurării procesului de adsorbţie, iar factorii careintensifică şi accentuează acest proces sunt temperatura ti la care sunt încălzitepiesele şi durata τm de menţinere a pieselor la această temperatură.

Modul de desfăşurare a unui tratament termochimic şi calitatea rezultatelorobţinute prin aplicarea lui depind esenţial de felul cum sunt conduse şi serealizează cele trei procese descrise anterior. Condiţiile optime de realizare aunui astfel de tratament, care asigură durate minime ale tratamentului (eficienţamaximă a desfăşurării proceselor prin care se realizează transferul elementelor deîmbogăţire din mediul de lucru în stratul superficial al pieselor) se întrunescatunci cănd desfăşurarea fiecărui proces elementar se corelează (se armonizează)corespunzător cu necesităţile celorlalte procese: prin disociere se realizează ocantitate de atomi activi ai elementelor de îmbogăţire în concordanţă cucapacitatea de adsorbţie a stratului superficial al pieselor care se tratează şi cuconcentraţia dorită a elementelor de îmbogăţire în acest strat, iar prin difuzie semenţin constante (la nivelurile dorite) concentraţia elementelor de îmbogăţire înstratul superficial al pieselor şi capacitatea de adsorbţie a acestui strat.

In tehnică, pentru denumirea unui tratament termochimic se utilizează şitermenul de cementare, însoţit de precizarea elementelor de îmbogăţire folosite,iar pentru tratamentele termochimice la care elementele de îmbogăţire suntmetalice se utilizează şi denumirea de metalizare prin difuzie.

Tratamentele termochimice cu cea mai largă utilizare şi particularităţiletehnologice ale realizării acestora la piesele şi sculele din oţeluri sau fonte suntprezentate în continuare.

6.6.2. Tratamentul termochimic de carburare

Tratamentul termochimic de carburare (sau cementarea cu carbon)constă în îmbogăţirea în carbon a stratului superficial al pieselor din oţel.Obiectivele principale urmărite prin aplicarea acestui tratament se pot definiastfel:

• obţinerea unui strat superficial dur, care să confere pieselor o bunărezistenţă la uzare, performanţe sporite privind rezistenţa la solicitări mecanice variabile(oboseală) şi/sau îmbunătăţirea comportării în medii active de lucru (corosive);

• asigurarea unui miez cu proprietăţi bune de rezistenţă mecanică şitenacitate, care să confere pieselor o capacitate ridicată de preluare a solicitărilormecanice din exploatare.

Pentru realizarea acestor obiective este necesar ca:a) piesele supuse carburării să fie confecţionate din oţeluri cu concentraţii

masice scăzute de carbon (oţeluri cu %Cm. ≤ 0,25% C, denumite oţeluri pentru


284

cementare) şi structură ferito - perlitică;b) după carburare, stratul superficial al pieselor să aibă o

concentraţie masică de carbon apropiată de cea corespunzătoare oţeluluieutectoid (%Cm = 0,8...0,9 % ) şi o stuctură perlitică;

c) după carburare, piesele să fie supuse unui tratament termic de căliremartensitică, pentru obţinerea unei duritaţi ridicate a stratului superficial şi, eventual,unui tratament termic de recristalizare a miezului (călire martensitică sau normalizare),pentru realizarea unor structuri cu grad mare de dispersie (sorbită, troostită saumartensită cu conţinut scăzut de carbon), care să asigure niveluri suficient de ridicateatât pentru proprietăţile de rezistenţă mecanică, căt şi pentru cele de tenacitate.

Tratamentul termochimic de carburare se realizează, în mod obişnuit, înmediu solid sau gazos, la o temperatură de încălzire ti = 930 ... 950 oC (care săasigure o bună activare a proceselor de disociere, adsorbţie şi difuzie a carbonuluifolosit ca element de îmbogăţire şi o structură complet austenitică a oţelului dincare sunt confecţionate piesele supuse tratamentului).

In cazul carburării în mediu gazos, piesele care se tratează sunt introduseîn cuptoare etanşe, mediul de lucru (atmosfera creată în cuptoare) este bogat înCO (oxid de carbon) sau CH4 (metan), iar reacţiile de disociere care se realizeazăpentru generarea de carbon activ sunt de tipul:

2CO → Cactiv + CO2 sau CH4 → Cactiv + 2H2.In cazul carburării în mediu solid, piesele sunt introduse în cuptorul în care

se face tratamentul împachetate într-un amestec pulverulent, alcătuit din 70...75 %cărbune de lemn (mangal) şi 25...30 % carbonat de bariu; atomii activi de carbonse generează tot din fază gazoasă, prin desfăşurarea unor reacţii chimice de tipul:

2Ccărbune+ O2 → 2CO; 2CO → Cactiv + CO2,iar prezenţa carbonatului de bariu asigură o sursă suplimentară de carbon activ(care determină scăderea substanţială a duratei tratamentului), ca urmare arealizării unor reacţii chimice de tipul:

BaCO3 + Ccărbune → BaO + 2CO; 2CO → Cactiv + CO2sau BaCO3 → BaO + CO2; CO2 + Ccărbune → 2CO; 2CO → Cactiv + CO2.

Durata τm (în ore) , de menţinere a pieselor la temperatura ti = 930...950 oC,se stabileşte în funcţie de grosimea dorită a stratului carburat (grosimea stratuluisuperficial al pieselor în care se produce creşterea concentraţiei de carbon) x (înmm), cu relaţii de forma:

mcKx τ= , (6.3)Kc fiind un coeficient care depinde de mărimea ti şi de tipul oţelului (carbon saualiat) din care sunt realizate piesele supuse carburării (de exemplu, pentrucarburarea pieselor din oţeluri carbon la ti = 930 oC, Kc = 0,64).

Structura pieselor din oţel după carburare este redată în tabelul 6.1;


285

structura stratului superficial este alcătuită din perlită, iar structura miezului esteferito – perlitică (corespunzătoare compoziţiei chimice a oţelului din care au fostrealizate piesele supuse carburării).

Tratamentele termice care se aplică ulterior carburării se pot realiza în maimulte variante, principalele variante folosite în practică fiind sugerate dediagramele prezentate în figura 6.22. Diagrama din figura 6.22 a corespunde tratamentului complet de carburareaplicat pieselor nesolicitate puternic în exploatare, cu configuraţie geometricăsimplă, confecţionate din oţeluri cu ereditate granulară fină, la care nu se impuneefectuarea de tratamente termice pentru recristalizarea miezului; în acest caz, dupăcarburarea pieselor la ti = 930...950 oC, se practică răcirea lentă a acestora până lati’= A1 + 30...50 oC şi călirea martensitică (de la ti’, în apă, ulei sau soluţii de săruri),în scopul durificării stratului lor superficial, urmate de o călire la temperaturiscăzute, pentru diminuarea conţinutului de austenită reziduală al structurii stratuluilor superficial şi de o revenire joasă (la ti” = 180...200 oC), pentru detensionareapieselor fără scăderea sensibilă a durităţii stratului lor carburat.

Diagrama din figura 6.22 b corespunde tratamentului complet de carburareaplicat pieselor de mare răspundere (care urmează a fi puternic solicitate mecanic înexploatare), cu configuraţie geometrică complicată, confecţionate din oţeluri (aliate)cu călibilitate ridicată; în acest caz, după carburarea pieselor la ti = 930 ... 950 oC,se realizează un tratament temic de recristalizare a structurii miezului (căliremartensitică sau normalizare), la ti’ = A3 + 30 ... 50 oC, apoi o călire martensitică dela ti” = A1 + 30 ... 50 oC, pentru a se asigura durificarea substanţială a stratuluisuperficial şi, în final, o revenire joasă, pentru detensionarea pieselor tratate.Structurile care rezultă în stratul şi miezul pieselor supuse acestei variante atratamentului complet de carburare sunt prezentate în tabelul 6.2.

6.6.3. Tratamentul termochimic de nitrurare

Tratamentul termochimic de nitrurare (cementarea cu azot) constă înîmbogăţirea în azot (nitrogen) a stratului superficial al pieselor din oţeluri saufonte, în scopul durificării superficiale a acestor piese şi îmbunătăţiriiperformanţelor lor privind rezistenţa la uzare, la oboseală sau la coroziune.

Tratamentul termochimic de nitrurare se realizează, în mod obişnuit, încuptoare etanşe, în atmosferă de amoniac gazos, care prin disociere pune înlibertate atomi activi de azot (2NH3 → 2Nactiv + 3H2). Compoziţia chimică aoţelului sau fontei din care se confecţionează piesele supuse nitrurării şi parametrii deregim la care se conduce acest tratament se stabilesc în funcţie de scopul principalurmărit, existând variantele prezentate în continuare.


286

Tabelul 6.1. Structurile stratului pieselor supuse unor tratamente termochimice

Tratamentultemochimic Materialul pieselor Caracteristicile

structurii stratului Schiţa structurii

CarburareOţel carbon cu%Cm < 0,25 %

(oţel pentru cementare)

Perlită(%Cm)P = 0,8 … 0,9 %

Nitrurare

Fier tehnic, Oţel cu conţinutscăzut de carbon

Nitruri ε + γ’; nitruri γ’;ferită + γ’

NitrurareOţel cu %Cm = 0,35 %,

aliat cu Al, Cr, Mo(oţel pentru nitrurare)

Nitruri γ’(cu duritate ridicată)

Nitrurare Fontă cenuşieperlitică

Nitruri ε(rezistente lacoroziune)

AluminizareFier tehnic,

Oţel cu conţinutscăzut de carbon

Soluţie solidă Feα(Al)

CromizareFier tehnic,


Soluţie solidă Feα(Cr)

Cromizare Oţel carbon (%Cm = 0,45 %)

Carburi de tipul(Cr,Fe)7C3

Silicizare Oţel carbon (%Cm = 0,4%) Soluţie solidă Feα(Si)

BorurareFier tehnic,


Compuşi de tipulFeB, Fe2B


287

Fig. 6.22. Diagramele tratamentului complet de carburare a pieselor din oţel:a - fără recristalizarea miezului după carburare;b - cu recristalizarea miezului după carburare

Tabelul 6.2. Structurile obţinute la carburarea pieselor din oţel conform diagramei din fig. 6.22 b

Materialul pieselor tratateOţeluri carbon (călibilitate scăzută) Oţeluri aliate (călibilitate ridicată)

Constituenţi structurali în: Constituenţi structurali în:Etapa

tratamentuluiStratul carburat Miezul pieselor Stratul carburat Miezul pieselor

Carburare Perlită Ferită, Perlită Perlită Ferită, Perlită

Călire pentru(recristalizare)

miez

Martensită (%Cm↑ ),Austenită reziduală

(granulaţie grosolană)

Ferită, Perlită(Sorbită, Troostită)

(granulaţie fină)



Martensită (%Cm ↓ )(granulaţie fină)

Călire pentru(durificare) strat


(granulaţie fină)


(granulaţie fină)



Martensită (%Cm ↓ ),Ferită

(granulaţie fină)

Revenire joasă

Martensită de revenire(%Cm↑ ),

(granulaţie fină, 50...55 HRC)


(granulaţie fină, 20...22 HRC)

Martensită de revenire(%Cm ↑ ),

(granulaţie fină,60...65 HRC)

Martensită de revenire(%Cm ↓ ),

Ferită (granulaţie fină, 25...30 HRC)


289

6.6.3.1. Nitrurarea în scopul creşterii rezistenţei la uzare se aplicăpieselor din oţeluri cu %Cm = 0,3...0,4 %, aliate cu elemente ca Al, Cr, Mo, careformează cu azotul nitruri cu stabilitate termică mare şi duritate ridicată. Pentru castructura stratului superficial să fie corespunzătoare scopului urmărit, estenecesară realizarea tratamentului la ti < 600 oC. Dacă ti = 500...520 oC, se obţineun strat nitrurat cu duritate maximă (1000...1200 HV), dar de grosime mică(x = 0,2...0,4 mm), iar dacă ti = 550...600 oC, se obţine o duritate mai mică astratului nitrurat (800...1000HV), dar creşte grosimea acestuia (x = 0,6...0,8 mm).Tinând seama de aceste aspecte, în practică se aplică ciclul de nitrurare în treptedescris prin diagrama din figura 6.23 (prima treaptă la ti = 500...520 oC, pentrucreşterea durităţii stratului, iar a doua treaptă la ti = 550...600 oC, pentru mărireagrosimii stratului). Durata totală de menţinere τm depinde de grosimea stratului şieste, de obicei, τm = 15 … 40 ore.

Realizarea nitrurării în modul descris mai înainte asigură formarea înstratul superficial al pieselor supuse tratamentului a unor structuri având ca fazăprincipală nitrura γ’ (nitrură de tipul Fe4N, cu concentraţia masică de azot de5,7%), caracterizată prin duritate ridicată şi fragilitate scăzută.

După nitrurare nu se maiaplică nici un tratament termic,deoarece reîncălzirea pieselornitrurate conduce la descompunereanitrurilor din stratul superficial,eliminarea azotului şi anulareaefectului nitrurării. Se recomandăînsă a se aplica înainte denitrurare un tratament termic deîmbunătăţire (călire martensitică +revenire înaltă), pentru a se obţineîn miezul pieselor o structură cusorbită de revenire, caracterizatăprintr-o foarte bună combinaţie aproprietăţilor de rezistenţă mecanicăşi tenacitate. Principalele tipuri de

structuri care se formează în stratul superficial la nitrurarea pieselor din oţeluri însopul creşterii rezistenţei la uzare sunt prezentate în tabelul 6.1. 6.6.3.2. Nitrurarea în scopul creşterii rezistenţei la oboseală se aplicăpieselor folosite în construcţia de maşini, confecţionate din oţeluri carbon sau dinoţeluri aliate obişnuite (fără Al). Tratamentul se conduce în acelaşi mod ca învarianta prezentată anterior; se foloseşte acelasi regim şi rezultă aceeaşi structurăa stratului superficial ca şi la niturarea pentru creşterea rezistenţei la uzare, dar

Fig. 6.23. Diagrama unui tratament termochimic denitrurare


290

duritatea stratului superficial este mai scăzută (600...800 HV), deoarece dinstructura stratului lipsesc nitrurile de Al. Piesele din oţel supuse acestui tratamentînregistrează creşteri cu 30...90 % ale rezistenţei şi durabilităţii la oboseală,datorită efectelor de întârziere substanţială a fenomenelor de amorsare a fisurilorsub acţiunea solicitărilor variabile, produse de:

* creşterea durităţii stratului superficial (creşterea rezistenţei mecanice amaterialului din stratul superficial);

* generarea prin nitrurare a unor tensiuni reziduale de compresiune înstratul superficial (datorită saturării în azot a acestui strat).

6.6.3.3. Nitrurarea în scopul creşterii rezistenţei la coroziune se poateaplica pieselor confecţionate din orice fel de oţel şi pieselor din fonte cenuşii sau cugrafit nodular. Tratamentul se realizează la ti = 600...700 oC, cu o durată de menţinereτm = 1 … 6 ore, la suprafaţa pieselor formându-se un strat compact şi rezistent denitruri fragile ε (nitruri de tipul Fe2N, cu concentraţia masică de azot de 11,3 %), careprezintă o bună rezistenţa la acţiunea unor medii active, cum sunt atmosferele saline,apele reziduale, apa de mare etc. Principalele tipuri de structuri care se formează înstratul superficial la nitrurarea pieselor din oţeluri sau fonte în scopul creşteriirezistenţei la coroziune sunt prezentate în tabelul 6.1.

Pentru reducerea duratei tratamentului şi creşterea calităţii pieselor tratatese utilizează un procedeu tehnologic modern numit nitrurarea ionică(nitrurarea în plasmă). Piesele care se tratează prin acest procedeu se introducîntr-o incintă metalică şi sunt legate la catodul unui generator de curent continuu(cu tensiunea de 1000...1500 V), anodul generatorului fiind conectat la pereteleincintei în care se face tratamentul. In incinta de tratament se introduce gazul delucru (azot sau amoniac), care se rarefiază cu o pompă de vid până la realizareaunui vacuum de 200…1000 Pa. In incinta de tratament se declanşează o descărcareelectrică ce produce ionizarea gazului de lucru, ionii astfel creaţi fiind acceleraţi decâmpul electric din incintă şi proiectaţi pe suprafaţa pieselor supuse nitrurării.Datorită ciocnirii ionilor de azot cu piesele, se realizează atât adsorbţia intensă aazotului la suprafaţa pieselor, cât şi încălzirea pieselor la temperatura de nitrurare(incinta de tratament nu este prevăzută cu nici o alta sursă de încălzire a pieselor).

6.6.4. Tratamentele termochimicede carbonitrurare şi cianurare

Tratamentele termochimice de carbonitrurare şi cianurareconstau în îmbogăţirea simultană în carbon şi azot a stratului superficial alpieselor din oţel (cementarea cu carbon şi azot). Cele două tratamente sediferenţiază prin mediul de lucru utilizat:


291

* cianurarea se realizează în mediu lichid (topitură de săruri): (NaCN +KCN); (NaCN + NaCl + Na2CO3); (Na2CO3 + CON2H4) sau (Na Cl + Na2CO3 +CON2H4);

* carbonitrurare se realizează în mediu gazos: (75 % CH4 + 25 % NH3).Parametrul de regim principal, care determină mărimea concentraţiilor de carbonşi azot în stratul superficial al pieselor tratate, precum şi constituţia fazică şiadâncimea acestui strat, este temperatura ti; astfel, în mod obişnuit:

* cianurarea se efectuează la ti = 550...600 oC (asemănător nitrurării) şiasigură obţinerea unor straturi superficiale îmbogăţite cu precădere în azot, cudurităţi ridicate si rezistenţă foarte mare la uzare (ceea ce recomandă aplicareaacestui tratament mai ales la sculele din oţeluri aliate destinate prelucrăriimaterialelor metalice); datorită similitudinilor cu nitrurarea, după cianurare nu semai aplică tratamente termice (există pericolul eliminării azotului din stratulsuperficial al pieselor şi anulării efectelor tratamentului);

* carbonitrurarea se efectuează la ti = 820...880 oC (asemănătorcarburării) şi asigură obţinerea unor straturi superficiale îmbogăţite cu precădereîn carbon, prezenţa azotului determinând numai o creştere a vitezei proceselor decarburare (care permite folosirea unor temperaturi ti mai mici ca la carburare şidiminuarea duratelor τm necesare obţinerii unor straturi carburate de o anumităadâncime); datorită similitudinilor cu carburarea, după carbonitrurare se aplicăobligatoriu un tratament termic de călire martensitică pentru durificarea stratuluisuperficial al pieselor, diagrama tratamentului termic complet de carbonitrurarefiind asemănătoare celei prezentate în figura 6.22 a (cu modificarea temperaturii ti,în ciclul de carbornitrurare, la nivelul menţionat mai înainte).

6.6.5. Alte tratamente termochimice

In practică, cu domenii de aplicare mai restrânse decât celecorespunzătoare tratamentelor termochimice prezentate mai înainte, se utilizează,pentru piesele şi sculele din oţeluri sau pentru piesele din fonte şi următoareletipuri de tratamente termochimice:

6.6.5.1. Aluminizarea se aplică la piesele din oţeluri hipoeutectoide şi lapiesele din fonte cenuşii şi constă în îmbogăţirea în aluminiu a stratului superficialal acestor piese, în scopul creşterii refractarităţii (asigurarea unei bune rezistenţela oxidare la temperaturi ridicate, până la 800...900 oC) şi îmbunătăţiriicomportării acestora în prezenţa atmosferelor corosive. Tratamentul se face, înmod obişnuit, în băi de aluminiu topit saturat în fier (%Fem = 6...8 % ), lati = 680...750 oC şi τm = 1,0...1,5 ore (la piesele din fonte cenuşii difuziaaluminiului se face mai greu şi se impune a se realiza o decarburare superficială a


292

acestor piese înainte de aluminizare). După saturarea superficială în aluminiu,piesele tratate se supun unei recoaceri la 900...1000 oC, pentru creştera grosimiistratului îmbogăţit în aluminiu; în urma aplicării acestui tratament, se obţine unstrat aluminizat cu grosimea x = 0,02...0,80 mm, care conţine în zona de lasuprafaţa pieselor compuşi de tipul FeAl şi FeAl2, iar în zona dinspre miezulpieselor soluţie solidă de fier şi aluminiu (v. tabelul 6.1).

6.6.5.2. Cromizarea se aplică la piesele din oţeluri sau fonte şi constă înîmbogăţirea în crom a stratului superficial al acestor piese, pentru creşterearefractarităţii (până la 800...850 oC), pentru îmbunătăţirea rezistenţei la coroziuneîn apă de mare sau în unele medii acide (de exemplu, acid azotic) sau (dacăconcentraţia masică de carbon a pieselor depăşeşte 0,3 %) pentru durificareasuperficială şi mărirea rezistenţei lor la uzare. Tratamentul se face, în modobişnuit, în mediu solid, piesele supuse tratamentului introducându-se în cuptorulde tratament împachetate într-un amestec pulverulent alcătuit din ferocrom (aliajFe–Cr) şi oxid de aluminiu (Al2O3); cromizarea se realizează la ti = 1050...1200 oCşi τm = 12...15 ore, stratul superficial (îmbogăţit în crom) al pieselor tratate avândgrosimi x = 0,03...0,10 mm şi structura alcătuită din:

* soluţie solidă de fier şi crom, cu duritatea 220...250 HV, dacă piesele suntconfecţionate din oţeluri cu concentraţii masice de carbon scăzute (%Cm ≤ 0,3 %);

* soluţie solidă de fier şi crom şi carburi de crom, cu duritatea 800...1000 HV,dacă piesele sunt realizate din fonte sau oţeluri cu conţinuturi ridicate de carbon.

6.6.5.3. Silicizarea se aplică la piesele din oţeluri şi constă în îmbogăţireaîn siliciu a stratului superficial al acestor piese, în special, pentru îmbunătăţirearezistenţei lor la coroziune (în apă de mare sau în unele medii acide: acid azotic,acid sulfuric, acid clorhidric etc.) şi ameliorarea caracteristicilor de comportare lauzare. Tratamentul se face, în mod obişnuit, în mediu solid, piesele supusetratamentului introducându-se în cuptorul de tratament împachetate într-unamestec pulverulent alcătuit din 75% ferosiliciu (aliaj Fe-Si), 20% oxid dealuminiu (alumină / Al2O3) şi 5% clorură de amoniu; silicizarea se realizează lati = 950 … 1 000 oC şi τm = 4 … 12 ore, stratul superficial (îmbogăţit în siliciu) alpieselor tratate având grosimi x = 0,5 … 1,0 mm şi structura alcătuită din soluţiesolidă Feα (Si) (v. tabelul 6.1).

In prezent, silicizarea se realizează şi în mediu gazos, conţinând clorură desiliciu (SiCl4), obţinută prin trecerea unui curent de clor peste un strat deferosiliciu sau carbură de siliciu (SiC), aflat într-un spaţiu de reacţie în incintacuptorului de tratament.

6.6.5.4. Borizarea (borurarea) se aplică la piesele din oţeluri şi constă înîmbogăţirea în bor a stratului superficial al acestor piese, pentru creştereaînsemnată a durităţii acestui strat (la valori 1800 … 2000 HV) şi asigurarea unor


293

performanţe ridicate ale pieselor tratate privind rezistenţa la uzare şi comportareaîn medii corosive. Tratamentul se face, în mod obişnuit, în mediu lichid, pieselesupuse tratamentului introducându-se într-o baie conţinând 60% borax (Na2B4O7)şi 40% carbură de bor (B4C), atomii activi de bor fiind obţinuţi prin disociereacarburii de bor şi prin reducerea cu carbon a oxizilor de bor. După aplicareaborizării, la temperatura de ti = 930 … 950 oC, cu durata τm = 4 … 8 ore, pieseletratate au structura stratului superficial (cu grosimea x = 0,03 … 0,3 mm) alcătuitădin compusul chimic FeB (în zona de la suprafaţă), compusul chimic Fe2B şi dinsoluţie solidă Feα(B) (în zona de trecere spre miez), aşa cum se poate observa înmicrostructura prezentată în tabelul 6.1. Piesele borizate se supun unui tratamenttermic de îmbunătăţire (călire martensitică + revenire înaltă), pentru creştereadurităţii zonei situate sub stratul îmbogăţit în bor, deoarece existenţa unei zone moisub stratul borizat poate favoriza exfolierea acestui strat în cursul exploatării pieselor.

In prezent, borizarea se realizează şi în mediu gazos, la ti = 850 … 900 oC,folosind cuptoare etanşe cu atmosferă de diboran (B2H6) sau clorură de bor(BCl3) şi hidrogen.

6.6.5.5. Titanizarea se aplică la piesele din oţeluri şi constă înîmbogăţirea în titan a stratului superficial al acestor piese, pentru creşterearezistenţei lor la coroziunea produsă de mediile de lucru acide. Tratamentul seface, în mod obişnuit, în mediu lichid, piesele supuse tratamentului introducându-seîntr-o topitură conţinând 80 % clorură de sodiu (NaCl) şi 20 % oxizi de titan saupulbere de titan, temperatura de încălzire fiind ti = 950 … 1100 oC.

6.6.5.6. Zincarea (sheredizarea) se aplică la piesele din oţeluri şi constăîn îmbogăţirea în zinc a stratului superficial al acestor piese, pentru creşterearezistenţei lor la coroziunea produsă de atmosferele sau mediile gazoase fierbinţi(300 … 350 oC) care conţin hidrogen sulfurat (H2S). Tratamentul se face, în modobişnuit, în mediu lichid, piesele supuse tratamentului introducându-se într-o baiede zinc topit, cu ti = 430 … 460 oC, cu o durată τm = 0,5 … 5,0 min; stratulsuperficial, îmbogăţit în zinc, al pieselor tratate are grosimea x = 0,02 … 0,04 mm.La realizarea sârmelor şi barelor subţiri cu rezistenţă mecanică foarte ridicată,zincarea se combină cu patentarea (v. scap. 6.3.4), menţinerea izotermă dupăaustenitizare făcându-se într-o baie de zinc topit.

Cuvinte cheieadsorbţie, 282aluminizare, 291banda de călibilitate, 274borizare (borurare), 292călibilitate, 272

călire CIF, 278călire completă, 269călire în două medii (întreruptă), 276călire în trepte (martempering), 276călire incompletă, 269


294

călire într-un singur mediu, 275călire izotermă bainitcă, 277călire martensitică, 268călire sub 0 oC, 277călire superficială, 272capacitate de călire, 272carbonitrurare, 290, 291carburare, 283cementare, 283cianurare, 290cromizare, 292curbă de călibilitate, 273diagramă de tratament, 257disociere, 282îmbunătăţire, 282indice de călibilitate, 274mediu real de răcire, 270metalizare prin difuzie, 283metoda răcirii 9călirii) frontale, 273nitrurare, 289, 290nitrurare ionică (în plasmă), 290normalizare, 267

oţel pentru cementare, 284parametrul lui Hollomon-Jaffe, 281patentare, 266recoacere completă, 263recoacere cu schimbare de fază, 258recoacere de detensionare, 261recoacere de globulizare, 264recoacere de grafitizare, 267recoacere de omogenizare, 259recoacere de recristalizare nefazică, 259recoacere incompletă, 264recoacere izotermă, 266regimuri izosclere de revenire, 281revenire, 258, 280silicizare, 292tensiuni reziduale, 275titanizare, 293tratament termochimic, 258tratament termomecanic, 266viteză de încălzire, 257viteză de răcire, 258zincare (sherardizare), 293

Bibliografie

1. Colan H. ş.a., Studiul metalelor, Editura Didactică şi Pedagogică,Bucureşti, 1983

2. Dulamiţă T. ş. a., Tehnologia tratamentelor termice, Editura Didactică şiPedagogică, Bucureşti, 1982

3. Geru N., Metalurgie fizică, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 19824. Mantea St. ş.a., Teoria şi practica tratamentelor termice, Editura Tehnică,

Bucureşti, 19665. Novicov I.I. Theory of heat treatment of metals, Moscova, Mir, 19786. Popescu N, Vitănescu C., Tehnologia tratamentelor termice, Editura Tehnică, 19747. Protopopescu H., Metalografie şi tratamente termice, Editura Didactică şi

Pedagogică, Bucuresti, 19838. Raşeev D., Bazele tehnologiei tratatamentelor termice, I.P.G. Ploiesti, 19779. Zecheru Gh., Tehnologia materialelor, Partea I, I.P.G. Ploieşti, 198710. * * * Metals Handbook Ninth Edition, vol. 4, American Society for

Metals, Ohio, 198111. * * * Methods of determining hardenability of steels – SAE J406, SAE

Standard, Noiembrie 1990


295

Teste de autoevaluare

T.6.1. Care din următoarele seturi de parametrii de regim definesc completdiagrama unui TT simplu: a) ti, τi, τm şi vr; b) ti, vi, τm şi vr; c) ti, vi, τm şi mediul derăcire; d) ti, τi, vi şi vr?

T.6.2. Care din următoarele tipuri de TT fac parte din categoria recoacerilorfără schimbare de fază: a) recoacerea completă; b) recoacerea de omogenizare;c) îmbunătăţirea; d) recoacerea de detensionare?

T.6.3. Care din următoarele tipuri de TT fac parte din categoria recoacerilorcu schimbare de fază: a) recoacerea de detensionare; b) recoacerea incompletă;c) normalizarea; d) recoacerea de globulizare a cementitei?

T.6.4. Care din următoarele tipuri de recoacere cu schimbare de fază se potaplica atât la piesele din oţeluri hipoeutectoide, cât şi la piesele şi sculele din oţelurihipereutectoide: a) recoacerea completă; b) recoacerea de globulizare a cementitei;c) normalizarea; d) recoacerea izotermă?

T.6.5. Care din următoarele tipuri de recoacere cu schimbare de fază se potaplica pentru finisarea granulaţiei pieselor din oţeluri hipoeutectoide: a) recoacereaincompletă; b) recoacerea completă; c) recoacerea de globulizare a cementitei;d) normalizarea?

T.6.6. Care este temperatura de încălzire recomandată pentru realizarea TT derecoacere completă la piesele din oţeluri hipoeutectoide: a) ti = A1 + 30 … 50 oC;b) ti = Acem + 30 … 50 oC; c) ti = A3 + 30 … 50 oC; d) ti = A1 − 30 … 50 oC?

T.6.7. Temperatura de încălzire ti, pentru recoacerea de recristalizare fărăschimbare de fază a unor semifabricate din oţel prelucrate prin deformare plastică larece, se adoptă astfel încât: a) ti > trp; b) trp < ti < A1: c) ti = A1 + 30 … 50 oC;d) 0,4ts – 164 oC < ti < A1?

T.6.8. Care din următoarele mecanisme stau la baza detensionării termice apieselor din oţeluri sau fonte: a) mecanismul deformării prin difuzie – fluaj;b) mecanismul recristalizării primare; c) mecanismul deformării plastice locale;d) mecanismul degradării prin oboselă a materialului pieselor?

T.6.9. Un produs din oţel, în care operaţiile de prelucrare din procesul defabricare au generat tensiuni reziduale cu intensitatea maximă σrez, este supusrecoacerii de detensionare la temperatura ti = 500 oC. La ce nivel se reduceintensitatea tensiunilor reziduale: a) la nivelul limitei de curgere a oţelului la ta;b) la nivelul rezistenţei la rupere a oţelului la ti; c) la zero; d) la nivelul limitei decurgere a oţelului la ti?

T.6.10. Care TT se recomandă a fi aplicat pentru îmbunătăţireaprelucrabilităţii prin aşchiere a unui semifabricat din oţel carbon cu %Cm = 0,25 %:


296

a) recoacerea completă; b) recoacerea incompletă; c) normalizarea; d) recoacereade globulizare a cementitei?

T.6.11. Care TT aplicat unei piese din oţel hipoeutectoid conduce lastructura cu cel mai mic conţinut procentual de ferită: a) recoacrea completă; b)recoacerea incompletă; c) recoacerea de detensionare; d) normalizarea?

T.6.12. Care din următoarele structuri rezultă după aplicarea normalizăriila o piesă turnată din fontă cu grafit nodular feritică: a) sorbită de revenire;b) martensită şi austenită reziduală; c) sorbită şi grafit nodular; d) sorbită şi grafit lamelar?

T.6.13. Care din următoarele afirmaţii sunt adevărate: a) recoacereacompletă aplicată pieselor din oţeluri hipoeutectoide conduce la o structurăalcătuită din ferită şi perlită; b) recoacerea completă aplicată pieselor sau sculelordin oţeluri hipereutectoide asigură o structură alcătuită din cementită secundară şiperlită; c) recoacerea de globulizare a cementitei asigură sculelor din oţelurihipereutectoide o structură cu perlită globulară; d) recoacerea incompletă se aplicăpentru finisarea granulaţiei pieselor din oţeluri hipoeutectoide?

T.6.14. Ce TT se recomandă a fi aplicat anterior călirii martensitice asculelor din oţeluri hipereutectoide: a) recoacerea completă; b) recoacereaincompletă; c) recoacerea izotermă; d) recoacerea de globulizare a cementitei?

T.6.15. Care este temperatura de încălzire recomandată pentru călireamartensitică a unei piese din oţel hipoeutectoid: a) ti = Acem + 30 … 50 oC;b) ti = A1 + 30 … 50 oC; c) ti = A3 + 30 … 50 oC; d) ti = A3 + 100 … 150 oC?

T.6.16. Care este temperatura de încălzire recomandată pentru călireamartensitică a unei piese din oţel hipereutectoid: a) ti = Acem + 30 … 50 oC;b) ti = A1 + 30 … 50 oC; c) ti = A3 + 30 … 50 oC; d) ti = A3 + 100 … 150 oC?

T.6.17. Proprietatea unui oţel de a-şi mări duritate prin călire este denumită:a) rigiditate; b) călibilitate; c) capacitate de călire; d) elasticitate?

T.6.18. Proprietatea unui oţel de a se căli pe o anumită adâncime estedenumită: a) maleabilitate; b) ductilitate; c) capacitate de călire; d) călibilitate?

T.6.19. Care din următorii factori determină creşterea călibilităţii oţelurilor:a) creşterea concentraţiei de carbon; b) creşterea purităţii; c) finisarea granulaţiei;d) creşterea gradului de omogenizare a austenitei?

T.6.20. Care din următoarele oţeluri are cea mai mare călibilitate: a) oţelul cuindicele de călibilitate J8 – 50/55; b) oţelul cu indicele de călibilitate J6 – 50/55;c) oţelul cu indicele de călibilitate J8 – 45/50; d) oţelul cu indicele de călibilitateJ10 – 50/55?

T.6.21. Care din următoarele tratamente generează în piesele tratate tensiunimecanice reziduale: a) călirea martensitică; b) revenirea; c) recoacerea comletă;d) nitrurarea?

T.6.22. Care din următoarele procedee tehnologice de călire se pot aplica la


297

piesele şi sculele din oţeluri carbon: a) călirea în trepte; b) călirea fără transformarepolimorfă; c) călirea izotermă bainitică; d) călirea la temperaturi scăzute?

T.6.23. Care din următoarele afirmaţii privind călirea CIF a pieselor dinoţeluri sunt adevărate: a) grosimea stratului călit creşte odată cu frecvenţa curentuluielectric din inductorul folosit la încălzire; b) procedeul asigură o productivitateridicată a operaţiei de călire; c) tratamentul generează tensiuni reziduale decompresiune în stratul superficial al pieselor; d) viteza de încălzire a stratului nuinfluenţează alegerea parametrilor de regim ai tratamentului?

T.6.24. TT care constă din călire martensitică urmată de revenire înaltă estedenumit: a) recoacere izotermă; b) normalizare; c) îmbunătăţire; d) carbonitrurare?

T.6.25. Ce structuri se obţin după fiecare din ciclurile tratamentului deîmbunătăţire aplicat unei piese din oţel carbon cu %Cm = 0,60 %: a) după ciclul decălire – martensită tetragonală şi austenită reziduală, iar după ciclul de revenireînaltă – sorbită de revenire; b) după ciclul de călire – sorbită şi troostită, iar dupăciclul de revenire înaltă – martensită cubică şi austenită reziduală; c) după ciclulde călire – martensită tetragonală, iar după ciclul de revenire înaltă – bainită;d) după ciclul de călire – ferită şi perlită, iar după ciclul de revenireînaltă – martensită de revenire?

T.6.26. Care din următoarele afirmaţii privind tratamentul de revenire(aplicat pieselor din oţel călite martensitic) sunt adevărate: a) revenirea joasăconduce la o structură cu martensită de revenire; b) revenirea înaltă se aplicăpentru creşterea limitei de curgere a oţelului şi asigurarea unei bune elasticităţi apieselor; c) revenirea înaltă determină formarea unei structuri cu martensită derevenire şi austenită reziduală; d) revenirea înaltă asigură formarea unei structuricu sorbită de revenire, având cea mai bună combinaţie a caracteristicilor derezistenţă mecanică şi tenacitate?

T.6.27. Tratamentele care se efectuează în medii active din punct devedere chimic şi care realizează modificarea compoziţiei chimice, structurii şiproprietăţilor straturilor superficiale ale pieselor sunt denumite: a) recoaceri cuschimbare de fază; b) tratamente termochimice; c) tratamente termomecanice;d) normalizări?

T.6.28. Care din următoarele procese stau la baza realizării unui tratamenttermochimic: a) disocierea mediului de lucru şi obţinerea atomilor elementelor deîmbogăţire; b) difuzia atomilor elementelor de îmbogăţire, de la suprafaţa pieselorsupuse tratamentului, spre miezul acestora; c) călirea stratului superficial al pieselorsupuse tratamentului; d) adsorbţia atomilor elementelor de îmbogăţire pe suprafaţapieselor supuse tratamentului?

T.6.29. Care din următoarele afirmaţii privind tratamentul termochimic decarburare sunt adevărate: a) tratamentul se aplică la piesele din oţeluri cu%Cm < 0,25 %; b) tratamentul se aplică la piesele confecţionate din oţeluri


298

eutectoide; c) tratamentul trebuie să asigure creşterea concentraţiei de carbon astratului superficial al pieselor din oţel, până la %Cm = 0,8 … 0,9 %; d) dupăcarburare nu se mai aplică nici un alt ciclu de TT?

T.6.30. Care din următoarele afirmaţii privind tratamentul termochimic denitrurare sunt adevărate: a) nitrurarea în scopul creşterii rezistenţei la uzare seaplică pieselor din oţeluri cu %Cm = 0,3 … 0,4 %, aliate cu Al, Cr, Mo;b) nitrurarea în scopul creşterii rezistenţei la uzare se aplică pieselor pentruconstrucţia de maşini, confecţionate din oţeluri carbon sau aliate; c) nitrurarea înscopul creşterii rezistenţei la coroziune se aplică pieselor din oţeluri şi pieselor dinfonte cenuşii sau cu grafit nodular; d) nitrurarea constă din îmbogăţirea în nichel astratului superficial al pieselor din oţeluri sau fonte?

T.6.31. Care din următoarele afirmaţii privind denumirea tratamentelortermochimice sunt adevărate: a) pentru nitrurare se poate folosi şi denumirea decementare cu azot; b) pentru silicizare se poate folosi şi denumirea de metalizareprin difuzie cu siliciu; c) pentru aluminizare se poate folosi şi denumirea demetalizare prin difuzie cu aluminiu; d) pentru borurare se poate folosi şidenumirea de cementare cu bor?

T.6.32. Care din următoarele afirmaţii privind realizarea tratamentelortermochimice sunt adevărate: a) nitrurarea se efectuează în cuptoare etanşe, înatmosferă de amoniac; b) carbonitrurarea se efectuează în cuptoare etanşe, într-unamestec de metan şi amoniac; d) silicizarea se efectuează în cuptoare etanşe, înatmosferă de gaz inert; d) zincarea se efectuează în cuptoare etanşe, în atmosferăde vapori de zirconiu?

T.6.33. Care din următoarele afirmaţii privind realizarea tratamentelortermochimice sunt adevărate: a) cromizarea pieselor din oţeluri hipoeutectoide saufonte cenuşii se efectuează, de obicei, în băi de aluminiu topit, saturat în fier, lati = 680 … 750 oC; b) silicizarea pieselor din oţeluri se face, în mod obişnuit,într-un amestec pulverulent alcătuit din ferosiliciu, oxid de aluminiu şi clorură deamoniu, la ti = 950 … 1000 oC; c) titanizarea pieselor din oţeluri se realizează într-o topitură conţinând 80 % clorură de sodiu şi 20 % oxizi sau pulbere de titan; d)sheradizarea pieselor din oţeluri se realizează într-o baie de aluminiu topit?

T.6.34. Care din următoarele afirmaţii privind realizarea tratamentelortermochimice sunt adevărate: a) cromizarea pieselor din oţeluri sau fonte se face,de obicei, la ti = 1050 …1150 oC, cu piesele împachetate într-un amestecpulverulent, alcătuit din ferocrom, oxid de aluminiu şi clorură de amoniu;b) aluminizarea pieselor din oţeluri hipoeutectoide sau fonte cenuşii se efectuează,de obicei, în băi de aluminiu topit, saturat în fier, la ti = 680 … 750 oC;c) borizarea pieselor din oţeluri se face, în mod obişnuit, la ti = 930 … 950 oC,într-o baie de plumb topit; d) cianurarea sculelor din oţeluri aliate se efectuează lati = 550 … 600 oC, într-un mediu lichid, conţinând cianuri de sodiu şi potasiu?


299

Aplicaţii

A.6.1. Carcasa unei maşini este realizată din mai multe piese,confecţionate din tablă de oţel cu conţinut scăzut de carbon (%Cm < 0,2%),îmbinate prin sudare. Ştiind că gradul de relaxare a tensiunilor reziduale dinîmbinările sudate asigurat prin aplicarea recoacerii de detensionare, este dat de orelaţie de forma GR = aD PD + bD , în care constantele aD şi bD au valorileaD = 0,01585 şi bD = − 213, iar PD este parametrul de caracterizare globală aregimului TT de recoacere de detensionare, definit de o relaţie asemănătoarerelaţiei (6.2): PD = Ti[20 + lg(τm)], să se stabilească: a) gradul de relaxare atensiunilor reziduale din carcasa sudată, după aplicarea unei recoaceri dedetensionare cu regimul ti = 500 oC, vi = 30 oC/oră, τm = 2 ore, vr = 20 oC/oră;b) regimurile de detensionare care asigură un grad de detensionare GR = 80%.Rezolvare

a) Regimul TT de recoacere de detensionare aplicat corespunde unei valoriPD = (500 + 273)(20 + lg2) = 15693. Această valoare a PD asigură un grad dedetensionare a carcasei sudate GR = 0,010585∙15693 - 213 = 36 %; ţinând seamade modul de definire a GR (v. scap. 6.2.3), rezultă că aplicarea recoacerii dedetensionare cu regimul precizat în enunţul aplicaţiei conduce la reducereatensiunilor reziduale din carcasa sudată la nivelul σrd = 0,64σrez.

b) Pentru realizarea unui GR = 80 %, este necesar ca TT de recoacere dedetensionare să se efecueze cu un set de parametri (ti,τm) care să asigure

1848601585,0

21380 === +−

D

DD a

bGRP . Utilizând relaţia de definiţie dată pentru

parametrul PD şi considerând intervalul de valori recomandat pentru ti (v. scap. 6.2.3)rezultă că TT de recoacere de detensionare care asigură GR = 80% (reducereatensiunilor reziduale din carcasa sudată la nivelul σrd = 0,2σrez.) trebuie să fierealizate cu parametrii precizaţi în tabelul 6.3.

Tabelul 6.3. Regimurile de detensionare (ti,τm) care asigură GR = 80 %

ti, oC 500 525 550 575 600 625 650τm, ore 8215 1464 290 63 15 3,9 1,1

Analizând valorile parametrilor de regim (ti,τm) din tabelul 6.3, se constatăcă pentru temperaturi ti ≤ 575 oC duratele τm trebuie să fie foarte mari; ca urmare,regimurile raţionale de detensionare (care asigură GR = 80 % şi se pot realiza încondiţiile unei bune productivităţi a operaţiei de TT) sunt cele cu ti ≥ 575 oC.

A.6.2. Corpul unui echipament petrolier (prevenitor de erupţie) cu peretefoarte gros este realizat prin turnare, dintr-un oţel având următoarea compozitţie


300

chimică: %Cm = 0,35 %; %Mnm = 0,70 %; %Sim = 0,30 %; %Crm = 1,5 %;%Nim = 1,0 %; %Mom = 0,25 %. Să se construiască diagrama TT care asigurăomogenizarea chimică şi finisarea granulaţiei structurii de turnare a acestei piese.

RezolvareConform indicaţiilor din scap. 6.2.1, pentru diminuarea neomogenităţilor

chimice ale structurii dendritice primare a corpului turnat se recomandă aplicareaunei recoaceri de omogenizare, cu parametrii de regim ti = 950 .. 1150 oC,vi = 30 … 50 oC/oră, τm = 5 … 40 ore şi vr = 30 … 50 oC/oră (răcire lentă odată cucuptorul). Având în vedere că recoacerea de omogenizare trebuie să asigurediminuarea prin difuzie nu numai a a segregaţiilor dendritice ale carbonului ci şi asegregaţiilor celorlalte elemente de aliere (cu raze atomice mai mari decât acarbonului), se adoptă un regim al recoacerii de omogenizare cu ti = 100 … 1100 oC,

vi = 30 … 50 oC/oră (ivit

i =τ ),τm = 25 … 30 ore şi răcirea lentă odată cu cuptorul.

Pentru finisarea granulaţiei corpului turnat din oţel se recomandă ca, dupărecoacerea de omogenizare, să se aplice un TT de recoacere completă saunormalizare. Dacă se adoptă soluţia aplicării unei normalizări, aşa cum s-aprecizat în scap 6.3.5, parametrii de regim se aleg astfel: ti = A3 + 30 … 50 oC,vi = 30 … 50 oC/oră, τm = 5 … 10 min şi răcirea în aer.

Diagrama TT recomandat pentru corpul turnat este prezentată în figura 6.24.

Fig. 6.24 Diagrama TT de RO + N aplicat unei piese turnate din oţelObservaţiePentru stabilirea parametrilor de regim ai TT care se aplică pieselor


301

realizate din oţeluri hipoeutectoide se pot utiliza următoarele relaţii (stabilite princercetări experimentale) pentru determinarea temperaturilor caracteristice (în oC):

A3 = 910 − 180 mC% −14%Mnm + 45%Sim + 15,2%Nim + 1,7%Crm + 104%Vm + 31,5%Mom (6.4)A1 = 727 −14%Mnm + 22%Sim − 15%Nim + 22%Crm (6.5)Ms = 520 − 320%Cm − 45Mnm − 30 − 20(%Nim + %Mom) −

5(%Cum + %Sim) (6.6)Folosind aceste relaţii în cazul aplicaţiei, rezultă (pentru oţelul din care s-a

realizat corpul turnat) valorile A3 = 845 oC; A1 = 742 oC (care se pot utliza laconstruirea diagramei din figura 6.24) şi Ms = 321 oC.

A.6.3. Pe o epruvetă prelevată dintr-un semifabricat din oţel, avândcompoziţia chimică: %Cm = 0,34%; %Sim = 0,3%; %Mnm = 0,8%; %Crm = 1,0 %;%Mom = 0,20% şi o structură cu indicele convenţional al granulaţiei G = 7, s-aefecuat încercarea pentru determinarea călibilităţii prin metoda răcirii frontale şi s-au obţinut rezultatele prezentate în tabelul 6.4.

Tabelul 6.4. Rezultatele determinării călibilităţii pe o epruvetă din oţelDistanţa de la

capătul răcit l, mm 1,5 3 5 7 9 11 13 15 20

HRC 53 52,5 52 51 49,5 48 46 44,5 39Distanţa de la

capătul răcit l, mm 25 30 35 40 45 50 55 60 65

HRC 36 34 32,5 31 30 29 28 28 28a) Să se construiască curba de călibilitate a oţelului din care este

confecţionat semifabricatul şi să se stabilească caracteristicile principale decălibilitate ale acestuia.

b) Ştiind că banda de călibilitate a mărcii de oţel din care s-a realizatsemifabricatul este cea reprezentată în figura 6.25, să se analizeze dacă curba decălibilitate determinată experimental pentru şarja de oţel din care s-a realizatsemifabricatul se înscrie în această bandă şi dacă oţelul asigură un indice decălibilitate J 20/30 − 35.

Rezolvarea) Utilizând relaţia (6.4), se obţine că valoarea punctului critic A3 al

oţelului pentru care s-a efecuat încercarea de determinare a călibilităţii esteA3 = 825 oC şi, ca urmare, temperatura de încălzire a epruvetei în vedereaaustenitizării (înainte de călirea frontală) a fost ti = A3 + 30…50 oC = 855…875 oC.

Rezultatele obţinute prin măsurarea durităţilor la diferite distanţe de lacapătul epruvetei răcite frontal, prezentate în tabelul 6.4, se pot reprezenta cuuşurinţă sub forma curbei de călibilitate din figura 6.26.

b) Analizând poziţia curbei de călibilitate determinată experimental


302

(v. fig. 6.26), se constată că aceasta se încadrează în banda de călibilitate şise asigură indicele J 20/30 – 35, deoarece, pentru l ∈ [20 mm, 30 mm],HC ∈ [34 HRC, 39 HRC] şi 35 HRC ∈ [34 HRC, 39 HRC] .

Fig. 6.25. Banda de călibilitate a mărcii de oţel din aplicaţia 6.3

ObservaţieDatele necesare construirii curbelor de călibilitate ale diverselor şarje realizate

dintr-o marcă de oţel se pot estima, în funcţie de compoziţia chimică a acestora,utilizând metoda recomandată de standardul american SAE J406/1990. Etapele carese parcurg sunt următoarele:

• se calculează diametrul critic ideal Dc (diametrul unei bare din oţelulanalizat care se căleşte pătruns, în miezul acesteia rezultând o structurăsemimartensitică) cu relaţia:

∏=

=m

iixc kD

1 , (6.7)

xi, i = 1 … m, fiind componentele oţelului, iar factorii ixk putând fi determinaţi cu relaţiile:kC = 12,7%Cm; kSi = 1 + 0,7%Sim; kMn = 0,769 + 3,647%Mnm ; kCr = 1 + 2,160%Crm ;kNi = 1 + 0,364%Nim ; kMo = 1 + 3%Mom ; kCu = 1,003 + 0,355%Cum;kV = 0,999 + 1,742%Vm; pentru şarja analizată se obţine: kC = 4,318; kSi = 1,21;kMn = 3,686; kCr = 3,160; kMo = 1,60;

• se determină duritatea structurii martensitice HM corespunzătoare durităţiimăsurate pe o epruvetă de călire frontală la o distanţă lo = 1/16 in ≅ 1,5 mm, cu


303

relaţia:HM = 35,395 + 6,990%Cm + 312,330%Cm

2 − 821,744%Cm3 +

1015,479%Cm4 − 538,346%Cm

5 ( 6.8)şi duritatea structurii semimartensitice HSM, cu relaţia:

HSM = 22,974 + 6,214%Cm + 356,364%Cm2 − 1091,488%Cm

3 + 1464,880%Cm

4 − 750,441%Cm5 ( 6.9)

• se determină duritatea HC la distanţa l de la capătul călit al epruvetei,cu relaţia:

red

MC k

HH = , (6.10)

unde kred este coeficientul de reducere a durităţii HM în funcţie de diametrul Dc şide distanţa lc de la capătul călit; principalele valori ale coeficientului kred, pentrudomeniul uzual al diametrelor critice ideale Dc, sunt prezentate în tabelul 6.5.

Tabelul 6.5. Valorile factorului kred din relaţia de determinare a durităţii la diferitedistanţe de la capătul călit frontal al epruvetelor de călibilitate

Factorul de reducere a durităţii kred, la distanţa l, în mmDiametrulcritic ideal

Dc, mm 3 6 12 18 24 33 45

25 1,13 2,01 2,85 3,41 3,41 3,41 3,4130 1,09 1,76 2,65 3,14 3,14 3,14 3,1440 1,04 1,43 2,25 2,67 2,93 3,29 3,2950 1,01 1,25 1,92 2,30 2,54 2,81 3,1660 1,00 1,16 1,67 2,02 2,23 2,47 2,7670 1,00 1,10 1,49 1,79 1,99 2,22 2,4780 1,00 1,06 1,35 1,61 1,84 2.01 2,2390 1,00 1,04 1,25 1,47 1,65 1,84 2,01100 1,00 1,02 1,18 1,36 1,52 1,70 1,91120 1,00 1,00 1,08 1,20 1,33 1,43 1,62140 1,00 1,00 1,01 1,10 1,19 1,24 1,39160 1,00 1,00 1,00 1,03 1,09 1,13 1,26Aplicând metodologia prezentată, pentru marca de oţel care are limitele

compoziţiei chimice prezentate în figura 6.25 şi şarja analizată (care se încadreazăîn această marcă), se obţin rezultatele prezentate în tabelul 6.6, cu ajutorul căroras-au trasat curbele limită ale benzii de călibilitate a mărcii de oţel şi curba decălibilitate a şarjei; figura 6.26, în care sunt reprezentate atât curbele construite


304

prin metoda analitică, cât şi cele obţinute experimental la determinările privindcălibilitatea oţelului, evidenţiază o bună concordanţă a rezultatelor ce se obţinprin aceste două procedee de apreciere a călibilităţii.

Tabelul 6.6. Rezultatele determinărilor analitice pentru marca de oţel şi şarja analizată

Duritatea HC, la distanţa l, mmCompoziţiachimică

HM,HRC

Dc,mm 3 6 12 18 24 33 45

limita min.a mărcii 50,3 54 50 41,7 27,6 23,0 20,9 18,8 16,8 şarja 52,7 97 52,7 51,7 43,9 37,9 33,8 30,3 27,2

limita max.a mărcii 53,8 146 53,8 53,8 53,3 49,3 46,4 44,5 39,8

Fig. 6.26. Comparaţie între curbele de călibilitate construite experimental şi determinate analitic pentru un oţel

Relaţiile aferente metodei recomandate de standardul SAE J406/1990permit şi determinarea vitezei de răcire critice a unui oţel (la care se cunoaştecompoziţia chimică), prin aplicarea următoarei proceduri:

• se determină cu ajutorul relaţiei (6.7) diametrul Dc;• se estimează cu ajutorul relaţiilor (6.8) şi (6.9) durităţile HM şi HSM;

• se determină cu (6.10) valoarea SM

Mred H

Hk =* , corespunzătoare distanţei

lSM, de la capătul răcit frontal şi până în zona cu structură semimartensitică aepruvetelor de călibilitate realizate din şarja de oţel analizată;

• prin interpolare în tabelul 6.5, se determină distanţa lSM;• se determină mărimea vitezei vrc (în oC/s) în funcţie de lSM (în mm),

folosind relaţia:

SMlrc ev

1,5

1,19= ; (6.11)


305

evident, cunoscând vrc se poate alege mediul de răcire (viteza de răcire vr) pentrucălirea martensitică a pieselor confecţionate din oţelul analizat, aplicând criteriulvr > vrc.

De exemplu, aplicând această procedură în cazul şarjei de oţel cucompoziţia precizată în enunţul aplicaţiei, rezultă: Dc = 97 mm; HM = 52,7 HRC;HSM = 39,5 HRC; *

redk = 1,33; lSM = 16,1 mm şi vrc = 68 oC/sA.6.4. Tehnologia de fabricare a unui arbore din oţel carbon cu

%Cm = 0,45 % prevede aplicarea îmbunătăţirii ca TT final şi asigurarea uneistructuri cu duritatea 26 ... 28 HRC. Stiind că duritatea (în unităţi HRC)care se obţine prin revenirea oţelului carbon cu %Cm = 0,45 % se poateestima cu relaţia Hr = arPHJ + br, în care ar = − 0,0045 şi br = 97, să sestabilească principalii parametrii de regim ai TT de îmbunătăţire prevăzutpentru acest arbore.

RezolvareAşa cum s-a arătat în scap. 6.5, TT de îmbunătăţire este alcătuit dintr-o

călire martensitică urmată de o revenire înaltă.Deoarece materialul din care este confecţionat arborele este un oţel carbon

hipoeutectoid (%Cm = 0,45 %), călirea martensitică trebuie realizată cu următorulregim (v. scap. 6.4.1): ti = A3 + 30 ... 50 oC, vi < vad, τm = 5 ... 10 min şi răcirea înapă. Temperatura corespunzătoare punctului critic A3, determinată cu relaţia (6.4),este A3 ≅ 800 oC, iar duritatea structurii martensitice care rezultă prin călire,estimată cu relaţia (6.8), este HM ≅ 59 HRC.

Revenirea înaltă, care se aplică după călirea martensitică a arborelui dinoţel, trebuie să asigure o structură alcătuită din sorbită de revenire, cu duritateaHr = 26 ... 28 HRC (sau Hr = 27 ± 1 HRC). Considerând valoarea medie aintervalului în care trebuie să se încadreze duritatea (Hr = 27 HRC) şi folosindrelaţia dată în enunţul aplicaţiei, rezultă că regimul de revenire care asigurăstructura cu această valoare a durităţii este caracterizat global de un nivel

155560045,09727 === −

−−ra

rbrHHJP . Utilizând relaţia (6.2), care defineşte parametrul

PHJ şi considerând indicaţiile date în scap. 6.5, privind alegerea temperaturii deîncălzire la revenirea înaltă, rezultă regimurile izosclere de revenire (cu niveluldurităţii Hr = 27 HRC) redate în tabelul 6.7.

Tabelul 6.7. Parametrii regimurilor de revenire înaltă, care asigurăstructuri cu duritatea 27 HRC la piesele din oţeluri cu %Cm = 0,45 %

Temperatura deîncălzire la

revenire ti, oC525 550 575 600 625 650

Duratamenţinerii la

revenire τm, ore31,2 8,0 2,2 0,66 0,21 0,07


306

Analizând datele din tabelul 6.7, se poate constata că regimul raţional derevenire (care conduce la structura cu duritatea Hr = 27 HRC şi asigură o bunăproductivitate a operaţiei de TT) are parametrii: ti = 600 oC şi τm = 0,66 ore(τm ≅ 40 min). Deoarece etapa de răcire a TT de revenire nu influenţează calitateapieselor din oţeluri carbon supuse acestui tratament se alege ca mediu de răcire larevenire aerul.

Diagrama TT de îmbunătăţire (călire martensitică + revenire înaltă) care seaplică arborelui din oţel este cea prezentată în figura 6.21, cu parametrii de regimstabiliţi anterior.

A.6.5. O piesă din oţel carbon cu %Cm = 0,1 % este supusă tratamentuluitermochimic de carburare în mediu gazos, grosimea prescrisă a stratului carburatfiind x = 3 mm. Să se stabilească durata ciclului de carburare la temperaturati = 930 oC.

RezolvareUtilizând relaţia (6.3), rezultă că durata de menţinere a piesei la

temperatura ti = 930 oC pentru obţinerea unui strat carburat cu grosimea x = 3 mm

este: 222

2

2

2

64,0

3 ≅==c

mK

xτ ore.

ObservaţieRelaţia (6.3) a fost stabilită experimental, considerând că procesul de

carburare la temperatura ti se realizează astfel încât la suprafaţa piesei supusetratamentului se realizează saturarea în carbon a austenitei, iar stratul carburat (cugrosimea x) se întinde de la suprafaţa piesei şi până în zona în care se realizează oconcentraţie de carbon %Cm(x,τm) = %Cm + 0,07 %; principalele valori alecoeficientului Kc sunt redate în tabelul 6.8.

Tabelul 6.8. Valorile coeficientului Kc din relaţia de calcul al duratei de carburareTemperatura decarburare ti, oC

870 900 930

Kc 0,45 0,54 0,64Rezultatele obţinute aplicând relaţia (6.3) se pot verifica şi valida, dacă se

apelează la soluţiile ecuaţiilor diferenţiale ce descriu procesul de difuzie acarbonului, care permit determinarea distribuţiei concentraţiei de carbon în stratulsuperficial al pieselor supuse carburării şi luarea unor decizii mai binefundamentate teoretic privind conducerea tratamentului termochimic de carburare.Una din aceste soluţii are forma generală:

),(erf20 ms

s

D

xcc

cc

τ=

−

− (6.12)

în care c = %Cm(x,τm) este concentraţia carbonului la distanţa x de la suprafaţa


307

piesei din oţel supuse carburării o durată τm, c0 = %Cm – concentraţia carbonuluiîn miezul piesei carburate, egală cu concentraţia masică de carbon a oţelului supuscarburării, cs = %Cm(0,0) = %Cm(0,τm) – concentraţia carbonului la suprafaţapiesei în cursul carburării, D – coeficientul de difuzie a carbonului în austenită la

temperatura ti, iar erf(z = )2 mD

x

τ − funcţia erorilor (Gauss), cu expresia analitică:

∫ −=z

y dyez0

22)(erfπ

(6.13)

şi având valorile precizate în tabelul 6.9.Această soluţie se poate utiliza pentru a determina distribuţia concentraţiei

carbonului în stratul superficial al piesei carburate la ti = 930 oC, o duratăτm = 22 ore; în acest scop se parcurg următoarele etape: Tabelul 6.9. Principalele valori ale funcţiei erf(z)

z erf(z) z erf(z) z erf(z) z erf(z)0 0 0,40 0,4284 0,85 0,7707 1,6 0,9763

0,025 0,0282 0,45 0,4755 0,90 0,7970 1,7 0,98380,05 0,0564 0,50 0,5205 0,95 0,8209 1,8 0,98910,10 0,1125 0,55 0,5633 1,0 0,8427 1,9 0,99280,15 0,1680 0,60 0,6039 1,1 0,8802 2,0 0,99530,20 0,2227 0,65 0,6420 1,2 0,9103 2,2 0,99810,25 0,2763 0,70 0,6778 1,3 0,9340 2,4 0,99930,30 0,3286 0,75 0,7112 1,4 0,9523 2,6 0,99980,35 0,3794 0,80 0,7421 1,5 0,9661 2,8 0,9999

• se determină valoarea coeficientului de difuzie a carbonului înaustenită la temperatura ti = 930 oC (Ti = 1103 K); folosind datele precizate în

aplicaţia A.1.32, rezultă: 111203314,8

3101136

0 1074,1104,1 −⋅

−⋅−−

−⋅=⋅== eeDD iRT

aE

m2/s;

• se calculează valorile argumentului mD

xzτ2

= , pentru D = 1,74⋅10-11 m2/s,

τm = 22 ore = 79200 s (stabilite anterior) şi diferite valori ale distanţei de lasuprafaţa piesei carburate x (în m); pentru valorile lui z astfel calculate se extragdin tabelul 6.9 valorile corespunzătoare funcţiei erf(z);

• se stabileşte nivelul concentraţiei cs = %Cm(0,τm) asigurate în timpulcarburării şi se calculează valorile concentraţiei masice a carbonului la distanţele xconsiderate în etapa anterioară c = %Cm(x,τm), particularizând soluţia analitică(6.12), iar cu datele obţinute se trasează curba de distribuţie a concentraţiei


308

carbonului în stratul carburat al piesei; cs se poate alege la nivelul cs = 0,85 %(valoarea medie a intervalului recomandat în scap. 6.6.2) sau la nivelulconcentraţiei de saturare în carbon a austenitei cs = csat , csat având valorile(corespunzătoare abscisei punctului de intersecţie dintre izoterma ti şi linia ES adiagramei de echilibru metastabil Fe – Fe3C) date în tabelul 6.10.

Tabelul 6.10. Concentraţiile de saturare în carbon a austenitei la diferite temperaturi ti

ti, oC 900 910 920 930 940 950csat, % 1,28 1,30 1,32 1,35 1,37 1,40

Rezultatele obţinute utilizând această procedură în condiţiile anterior precizate(corespunzătoare aplicaţiei) sunt redate în tabelul 6.11, iar curbele de distribuţie aconcentraţiei carbonului în stratul carburat al piesei sunt prezentate în figura 6.27.

Tabelul 6.11. Distribuţia concentraţiei carbonului în stratul unei piese din oţelcarbon cu %Cm = 0,1 %, carburat la ti = 930 oC, o durată τm = 22 ore

x, mm 0 0,352 0,704 1,174 1,643 2,113 2,583 2,817 3,052

z 0 0,15 0,30 0,50 0,70 0,90 1,10 1,20 1,30

erf(z) 0 0,1680 0,3286 0,5205 0,6778 0,7970 0,8802 0,9103 0,9340

c, %pentru

cs = 0,85%0,850 0,724 0,604 0,460 0,342 0,252 0,190 0,167 0,150

c, % pentru

cs =1,35%1,350 1,140 0,940 0,700 0,503 0,354 0,250 0,212 0,182

Fig. 6.27. Curbele de distribuţie a concentraţiei carbonului în stratul unei piese din oţel carbon cu %Cm = 0,1 %, carburat la ti = 930 oC, o durată τm = 22 ore


309

Rezultatele sintetizate în tabelul 6.11 şi figura 6.27 conduc la următoareleconcluzii:

• relaţia (6.3) permite determinarea cu o bună precizie a duratei decarburare necesare obţinerii unui strat carburat cu o anumită grosime x, având lasuprafaţă o concentraţie masică de carbon la nivelul csat, iar la adâncimea x oconcentraţie masică de carbon la nivelul c0 + 0,07 % ;

• soluţia (6.12) şi procedura de calcul bazată pe utilizarea acesteiapermit obţinerea datelor necesare aprecierii calităţii straturilor carburate carerezultă în diverse condiţii impuse procesului de carburare; astfel:

- se poate stabili distribuţia concentraţiei carbonului în stratul carburat alpieselor din oţel, pentru orice cuplu de parametrii (ti;τm) ai regimului de carburareşi pentru orice condiţii impuse concentraţiei carbonului la suprafaţa pieseicarburate cs;

- se pot proiecta regimurile de carburare economice, la care menţinereapieselor la temperatura de carburare ti are o durată τm = τms + τmd, în etapa iniţială,cu durata τms, asigurându-se în cuptorul de tratament o atmosferă care să permităcarburarea cu saturarea în carbon a suprafeţei piesei, iar în etapa finală, cu durataτmd, relizându-se, în condiţiile existenţei în cuptorul de tratament a unei atmosfereneutre, redistribuirea prin difuzie a carbonului din stratul carburat, cu asigurarea lasuprafaţa piesei a unei concentraţii masice de carbon de 0,8 ... 0,9 % (înconformitate cu recomandarea din scap. 6.6.2).

tratamente termice la oteluri si fonte

Documents