Influenta Volumului Corpului Supus Deformarii Si a Conditiilor Exterioare de Frecare Asupra Rezistent

1.1. Consideratii teoretice privind tema de cercetare

aleasa.

Rezistenta la deformare reprezinta rezistenta pe care o opun metalele si aliajele deformarii lor plastice, in conditii concrete de temperatura, viteza de deformare, grad de deformare, schema mecanica a deformarii, conditii de frecare, etc, ale proceselor de prelucrare plastica prin presiune. Un material metalic se va deforma cu atat mai usor cu cat rezistenta sa la deformare are o valoare mai mica.

Pentru ca rezistenta la deformare sa fie cat mai mica trebuie create conditii ca la nivelul retelei cristaline a materialului metalic supus deformarii, sa se realizeze o deplasare usoara a dislocatiilor indiferent de densitatea lor si de blocarile existentiale pe planele de alunecare.

Cresterea rezistentei la deformare ca urmare a ingreunarii deplasarii dislocatiilor atrage dupa sine necesitatea maririi fortelor exterioare pentru ca deformarea sa poata continua.

Expresia generala a rezistentei la deformare se obtine din ecuatia simplificata a plasticitatii in care tensiunea principala maxima (σ1) este egala si de sens contrar cu rezistenta la deformare (p):

de unda rezulta:

p = k + q (1.1)

in care: – k este rezistenta la deformare naturala a materialului metalic, corespunzatoare unei stari de tensiune liniara si depinde de proprietatile materialului metalic;

q este componenta rezistentei la deformare datorita efectului conditiilor de frecare.

Rezistenta la deformare este influentata de urmatorii factori:

– conditiile de frecare;

– compozitia chimica a materialului supus deformarii;

– temperatura de deformare;

– viteza de deformatie;

– gradul de deformare;

– schema starii de tensiune.

Conditiile de frecare de pe suprafetele de contact dintre corpul supus deformarii si sculele de deformare au o influenta foarte mare asupra valorii rezistentei la deformare. Dupa cum rezulta din diagrama prezentata in fig.1.1, rezistenta la deformare creste continuu pe masura ce conditiile de frecare se inrautatesc, respectiv valoarea coeficientului de frecare creste. Tot din aceasta diagrama rezulta si faptul ca pentru cazul in care frecarea de pe suprafetele de contact lipseste sau efectul ei este anulat (q = 0) rezistenta la deformare este egala chiar cu componenta k. De asemenea, se constata ca rezistenta la deformare naturala a materialului nu depinde de conditiile de frecare, fiind o marime constanta.

Fig.1.1: Alura variatiei rezistentei la deformare in functie de

coeficientul de frecare.

Impartind relatia (1.1) la componenta q a rezistentei la deformare, obtinem un coeficient n care da raportul dintre rezistenta la deformare in conditiile reale ale unui proces de deformare si rezistenta la deformare a aceluiasi material in conditiile starii de tensiune liniara:

(1.2)

In cazul proceselor de deformare plastica prin laminare sau forjare in conditii reale, valoarea acestui coeficient variaza intre 1,5 si 6. [1]

Inlocuind aceste valori extreme in relatia (1.2) a coeficientului n rezulta:

– pentru respectiv k = 2q, iar p = 3q

– pentru respectiv k = 0,2q, iar p = 1,2q

Din aceste valori, rezulta in continuare ca, componenta q are o pondere in valoarea rezistentei la deformare cuprinsa intre 33,3% si 83,3% asa cum arata fig.1.2.

Fig.1.2: Variatia ponderii componentelor k si q in valoarea

Rezistentei la deformare in functie de coeficientul n.

Valorile mari ale coeficientului n indica faptul ca procesul de deformare se realizeaza cu un randament scazut, respectiv din valoarea fortei si energiei de deformare doar o mica parte se consuma pentru deformarea propriu-zisa, iar restul se pierde pentru invingerea fortelor de frecare. Deci, micsorarea coeficientului de frecare la deformarea plastica este absolut necesara si pentru reducerea fortelor si energiei de deformare.

Compozitia chimica a materialului supus deformarii influenteaza rezistenta la deformare atat prin variatia pe care o da componentei k cat si modificarea conditiilor de frecare, deci a componentei q.

In ceea ce priveste influenta compozitiei chimice asupra rezistentei la deformare naturala a materialului supus prelucrarii prin presiune, este cunoscut ca efectul elementelor de aliere sau a elementelor insotitoare din metalul de baza este diferit in functie de natura acestora si de procesele pe care le favorizeaza in metalul de baza.

Astfel, elementele de aliere sau insotitoare din metalul de baza pot conditiona urmatoarele procese, care la randul lor conduc la variatia rezistentei la deformare:

– atomi straini intrand in reteaua cristalina a metalului de baza provoaca distorsiunea acesteia si astfel se ingreuneaza procesul de alunecare a unor grupe de atomi fata de altele,crescand rezistenta la deformare. Rezistenta la deformare a metalului de baza va creste cu atat mai mult cu cat distorsiunea retelei saleeste mai accentuata, respectiv cu cat diferenta dintre raza atomului strain si raza atomului metalului de baza este mai mare si cu cat concentratia atomilor straini este mai ridicata.

Astfel, in cazul otelurilor (fig.1.3) cresterea procentului de carbon conduce la cresterea continua a rezistentei la deformare (exprimata prin rezistenta la rupere).

Fig.1.3: Variatia rezistentei la deformare in functie de continutul de

carbon al otelurilor carbon de calitate.

De asemenea, actiunea de crestere a rezistentei la deformare a mealului de baza va fi cu atat mai puternica cu cat atomul strain se gaseste dispus la distanta mai mare fata de metalul de bazain sistemul periodic al elementelor.

O importanta deosebita o are si caracterul distributiei elementelor insolubilein metalul de baza. Astfel, rezistenta la deformare va fi cu atat mai putin influentata, cu cat elementele de aliere sau elementele insotitoare vor fi dispuse sub forma de incluziuni separate in interiorul grauntilor.

– elementele de aliere,de asemenea, la o temperatura data conditioneaza si viteza proceselor de ecruisare si recristalizare a materialului metalic, care la randul lordetermina valoarea rezistentei la deformare. Astfel, in cazul otelurilor, cu cat continutul elementelor de aliere este mai mare cu atat procesul de recristalizare decurge mai incet si, ca atatre, rezistenta la deformare datorita ecruisarii va creste mai repede;

– prezenta elementelor de aliere conditioneaza si structura materialelor metalice prin constituentii ce se formeaza, transformarile de faza ce au locla anumite temperaturi in materialul metalic cat si prin dimensiunile si comportarea grauntilor si limitelor de graunte. Astfel, daca prezenta unui anumit element de aliere conduce la trecerea materialului metalic dintr-o structura monofazica intr-o structura bifazica rezistenta la deformare creste.[1]

In materialele metalice policristaline rezistenta la deformare a grauntilor (σg) este diferita de cea a limitelor de graunte (σm), depinzand in acelasi timp si de temperatura la care are loc deformarea. Astfel, grauntii cu structura cristalina si, deci o retea ordonata se comporta la deformare ca un material plastic, iar limitele de graunte, neomogene se comporta, in general, ca un material vascos. Rezulta, deci, ca la temperaturi T < 0,55Ttop rezistenta la deformare σg < σm si in mod corespunzator εm tinde spre zero, predominand, deci, deformarea plastica, pe cand la T > 0,55Ttop se obtine σg > σm si respectiv εm > 0, aratand mai accentuat deformarea de tip vascos.

Admitand ca deformarea grauntilor este de tip plastic, iar deplasarea reciproca a grauntilor ca o deformare vascoasa, rezulta ca deformarea materialelor metalice policristaline este de tip plastico – vascoasa (εtot= εg+ εm) si poate fi caracterizata de indicele de vascozitate Cv = εm / εg, care variaza intre 0 < Cv < 1 astfel: Cv = 0 pentru εm = 0 si respectiv Cv = 1 pentru εg = 0. In general, Cv poate atinge valori de pana la 0,8 scazand simtitor cand viteza de deformatie creste, iar temperatura scade.

Ca urmare a comportarii diferite la deformare a grauntilor si limitelor de graunte, rezulta ca rezistenta la deformare a materialelor policristaline (σp) este mai mare decat rezistenta la deformare a aceluiasi material sub forma de monocristal (σmc), cu atat mai mult, cu cat granulatia materialului este mai fina, deci cu o suprafata mai mare a limitelor de graunte:

(1.3)

in care: D – diametrul mediu al grauntilor;

C – constanta de material.

In ceea ce priveste influenta compozitiei chimice a materialelor metalice asupra componentei q a rezistentei la deformare s-a constat, in primul rand, ca aceasta influenta este mult mai mica in comparatie cu influenta asupra componentei k.

Temperatura la deformare influenteaza rezistenta la deformare atat prin intermediul componentei k cat si prin intermediul componentei q.

Prin cresterea temperaturii la deformare, rezistenta la deformare scade atat datorita micsorarii componentei k ca urmare a micsorarii intensitatii influentei obstacolelor din calea deplasarii dislocatiilor, care se vor putea deplasa prin cristal la forte exterioare mult mai mici, cat si datorita micsorarii componentei q ca urmare a reducerii valorii coeficientului de frecare in intervalul de temperatura caracteristic deformarii la cald. De asemenea, componenta k scade si ca urmare a reducerii ecruisarii si a intensificarii procesului de difuzie a atomilor asigurandu-se astfel o crestere suplimentara a plasticitatii.

Cresterea temperaturii conduce nu numai la micsorarea limitei de curgere a materialului σc, respectiv a componentei k, ci si la schimbarea aspectului curbei σ – ε disparand palierul de curgere.

In cazul unor anumite materiale insa, datorita complexitatii procesului de deformare si al transformarilor de faza ce au loc in timpul incalzirii, rezistenta la deformare in anumite intervale de temperatura poate sa si creasca. Astfel, in cazul otelurilor (fig.1.4) cresterea temperaturii pana in jurul a 250 – 300oC produce marirea rezistentei la deformare ca urmare a aparitiei proceselor de durificare prin precipitare dupa care ridicarea in continuare a temperaturii produce o scadere continua a rezistentei la deformare.

Fig.1.5: Variatia rezistentei la deformare in functie de temperatura

de deformare a unui otel carbon.

La temperatura corespunzatoare transformarii α → γ, in functie de continutul de carbon, rezistenta la deformare poate sa creasca (la %C scazut), sa ramana practic constanta (la %C mediu) sau sa scada (la %C ridicat).

Exprimandu-se rezistenta la deformare prin marimea limitei de curgeresi a rezistentei la rupere, se constata ca pentru toate metalele si aliajele cresterea temperaturii conduce la apropierea valorilor intre aceste doua caracteristici mecanice.

Micsorarea rezistentei la deformare ca urmare a cresterii temperaturii are loc dupa o lege exponentiala de forma:

(1.4)

in care: p1 – rezistenta la deformare la temperatura t1;

p2 – rezistenta la deformare la temperatura t2;

α – coeficient ce depinde de materialul metalic, avand valori intre

0,008 si 0,012.

De asemenea, prin cresterea temperaturii de deformare influenta continutului elementelor de aliere sau a elementelor insotitoare asupra rezistentei la deformare se reduce in masura foarte mare. Astfel, daca diferenta intre rezistenta la rupere la temperatura ambianta a unui otel carbon cu 0,1 %C si a unui otel cu 0,45 %C este de cca 26 daN / mm2 la temperatura de 800oC diferenta scade la cca 8 daN / mm2, iar la 1000 – 1200oC diferenta este practic neglijabila (0,1 – 0,2 daN / mm2).

Viteza de deformatie influenteaza rezistenta la deformare in masura foarte mare, in special prin intermediul variatiei componentei k.

La deformarea la cald variatia componentei k a rezistentei la deformare depinde la randul ei de directia in carre viteza de deformatie orienteaza echilibrul proceselor de ecruisare si recristalizare ce au loc simultan in timpul deformareratura t1;

p2 – rezistenta la deformare la temperatura t2;

α – coeficient ce depinde de materialul metalic, avand valori intre

0,008 si 0,012.

De asemenea, prin cresterea temperaturii de deformare influenta continutului elementelor de aliere sau a elementelor insotitoare asupra rezistentei la deformare se reduce in masura foarte mare. Astfel, daca diferenta intre rezistenta la rupere la temperatura ambianta a unui otel carbon cu 0,1 %C si a unui otel cu 0,45 %C este de cca 26 daN / mm2 la temperatura de 800oC diferenta scade la cca 8 daN / mm2, iar la 1000 – 1200oC diferenta este practic neglijabila (0,1 – 0,2 daN / mm2).

Viteza de deformatie influenteaza rezistenta la deformare in masura foarte mare, in special prin intermediul variatiei componentei k.

La deformarea la cald variatia componentei k a rezistentei la deformare depinde la randul ei de directia in carre viteza de deformatie orienteaza echilibrul proceselor de ecruisare si recristalizare ce au loc simultan in timpul deformarii. Avand in vedere intervalul de viteze de deformatie ce se folosesc in mod practic la diferitele procese de deformare, cresterea vitezei de deformatie produce intensificarea procesului de ecruisare si in consecinta rezistenta la deformare creste.

Cresterea rezistentei la deformare in functie de marimea vitezei de deformatie este mai intensa sau mai putin intensa si in functie de comportarea materialului la deformare. Astfel, daca materialul se deformeazza la rece unde are insusiri plastice pronuntate, insusirea vitezei de deformare asupra cresterii rezistentei la deformare este mai mica, iar daca materialul are insusiri vascoase accentuate (deformare la cald), viteza de deformatie influenteaza in masura mult mai mare asupra rezistentei la deformare.

Pentru materialele metalice reale caracterizate, de obicei, de insusiri plastico – vascoase influenta vitezei de deformatie asupra rezistentei la deformare este data de relatia:

(1.5)

in care: p1 – rezistenta la deformare la viteza de deformatie ε1;

p2 – rezistenta la deformare la viteza de deformatie ε2;

m – coeficient care tine cont de materialul supus deformarii si de

temperatura de deformare.

Astfel, pentru otel deformat in intervalul de temperatura 800 – 1200oC, acest coeficient are valoarea m = 0,1 – 0,3. Daca m = 0 rezulta ca p2 = p1 ceea ce inseamna ca materialul se comporta ideal plastic, iar daca m = 2 materialul este ideal vascos. In cazul materialelor reale m tinde spre zero la temperaturi joase si spre 0,3 la temperaturi ridicate.

Examinand valoarea coeficientului m se constata ca pe masura ce temperatura este mai ridicata, influenta vitezei de deformatie asupra cresterii rezistentei la deformare este mai pronuntata. Acest fapt reiese si din diagrama de variatie a rezistentei la deformare in functie de viteza de deformatie si temperatura la deformarea otelului OSC 12 prezentata in fig.1.6.

Fig.1.6: Variatia rezistentei la deformare in functie de temperatura,

grad de deformare si viteza de deformatie pentru otel

OSC 12: 1- ε=0,007s-1; 2- ε=0,05s-1; 3- ε=7,5s-1; 4- ε=150s-1.

In ceea ce priveste influenta vitezei de deformatie asupra componentei q aceasta se manifesta numai in situatia in care variatia vitezei de deformatie este asigurata printr-o variatie a vitezei de deformare (viteza sculei), dupa cum este cunoscut influenteaza valoarea coeficientului de frecare si implicit a componentei q.

Gradul de deformare influenteaza rezistenta la deformare in masura mai mare, in special la deformarea la rece a materialelor metalice. In acest caz, prin cresterea gradului de deformare apare procesul de ecruisare ca urmare a cresterii densitatii dislocatiilor si a micsorarii mobilitatii acestora prin interblocari si, in consecinta, rezistenta la deformare se mareste. [1]

Variatia rezistentei la deformare exprimata prin rezistenta la rupere sau prin limita de curgere a materialului metalic, in functie de gradul de deformare aplicat se poate reprezenta prin curbele de ecruisare (σ – ε).

Din examinarea curbelor de ecruisare, din fig.1.7, se constata ca proprietatile de rezistenta a materialelor metalice (σr, σc, HB) prin care se poate aprecia rezistenta la deformare au o crestere pronuntata in functie de marimea reducerii aplicate, pana la valori ale acesteia de 30 – 40 %. Cresterea in continuare a gradului de reducere produce marirea rezistentei la deformare, insa, in masura mult mai mica. S-a constatat, de asemenea, ca la grade de deformare relativ mici, cresterea limitei de curgere este mai intensa decat cresterea rezistentei la rupere, iar pe masura ce gradul de deformare aplicat creste, diferenta dintre valorile rezistentei la rupere si ale limitei de curgere se micsoreaza continuu ajungand la grade de deformare de peste 70 % aceste doua marimi sa fie practic egale.

Fig.1.7: Variatia limitei de curgere, rezistentei la rupere si

duritatii pentru diferite oteluri si aliaje neferoase laminate

la rece in functie de gradul total de reducere:

otel electrotehnic; b) 1-OLC08; 2-OLC40; 3-CMS10;

4)-Am90; 5-Ti tehnic.

In ceea ce priveste exprimarea printr-o relatie matematica a influentei gradului de deformare asupra rezistentei la deformare la rece (σ) se pot folosi urmatoarele tipuri de formule:

(1.6)

(1.7)

(1.8)

in care: σ0 – rezistenta la deformare a materialului metalic in starea initiala

(neecruisat);

δ – gradul de deformare logaritmic aplicat la incercarea de tractiune

(1.9)

in care: L0, L – lungimea epruvetei inainte si respectiv dupa deformare;

a, b, m, n – coeficienti ce tin cont de intensitatea ecruisarii si de

materialul metalic supus deformarii.

Relatia (1.6) exprima modul de variatie a rezistentei in domeniul gradelor mici de deformare (ε = 0,3…..0,4) in timp ce relatia (1.7) exprima modul de variatie al rezistentei la grade mari de deformare (ε > 0,4).

Prin cresterea reducerii parametrului m, panta curbei scade continuu si apare tendinta curgerii vascoase in timpul deformarii, ca urmare a acumularii in retea a unui numar mai mare de dislocatii si trecerea unui numar tot mai mare de atomi din stare cristalina in stare amorfa.

La deformarea la cald n tinde spre zero, materialele se comporta vascos si, deci, rezistenta la deformare nu va depinde, practic, de gradul de deformare.

Deci, in cazul deformarii la cald, rezistenta la deformare este influentata in masura mult mai mica decat la deformarea la rece, de catre marimea gradului de deformare. Aceasta mica influenta se manifesta tot prin modul in care este orientat echilibrul dintre procesele de ecruisare si de recristalizare in timpul deformarii, avand in vedere ca marimea gradului de deformare conduce la cresterea direct proportionala a vitezei de deformatie.

In ceea ce priveste relatia (1.8), aceasta are valori corespunzatoare ale rezistentei pe intreg domeniul de variatie al reducerii. Pentru aceasta ultima relatie, in tabelul 1.1 se dau valorile coeficientilor a si b pentru variatia limitei de curgere a diferitelor grupe de materiale metalice.

Tabelul 1.1: Valorile coeficientilor a si b care dau variatia limitei de

de curgere a materialelor metalice in functie de gradul de

reducere aplicat la deformarea la rece.

Dupa cum reiese din diagrama din fig.1.6, cresterea gradului de deformare produce o marire a rezistentei la deformare cu atat mai accentuata cu cat temperatura de deformare este mai joasa, iar viteza de deformatie are valori mai ridicate.

Influenta starii de tensiune asupra rezistentei la deformare se manifesta prin directia si marimea tensiunilor ce actioneaza in planul suprafetelor de contact. Aceasta, pe considerentul ca, indiferent de schema starii de tensiune, o singura tensiune (cea max.) executa deformarea, iar celelalte se opun deformarii marind rezistenta la deformare sau ajutand procesul de deformare micsorand rezistenta la deformare.

Astfel, in cazul schemei de tensiune S1, tensiunea principala (σ1) executa pe de o parte deformarea corpului si invinge in acelasi timp actiunea tensiunilor σ2 si σ3 care fiind comprimari se opun deformarii. La schema S2, tensiunea principala σ1 va trebui sa invinga doar una din tensiunile din planul transversal deoarece cealalta fiind de tractiune nu se opune ci ajuta deformarea. Deci, pentru aceleasi conditii de deformare, tensiunea σ1 din cazul schemei de tensiune S2 va fi mai mica ca tensiunea σ1 din cazul schemei de tensiune S1. In mod similar, tensiunea σ1 pentru o schema a starii de tensiune S3 va fi si mai mica decat tensiunea σ1 pentru schema de tensiune S2.

In concluzie, se poate admite ca rezistenta la deformare creste pe masura ce trecem de la stari de tensiune liniare la cele plane si de la acestea la cele spatiale. In cadrul schemelor de tensiune spatiale, rezistenta la deformare creste pe masura ce numarul tensiunilor cu sens de comprimare este mai mare, respectiv rezistenta la deformare creste de la S4 spre S1. Ca exemplu in acest sens se poate da deformarea la 470oC a unei probe din duraluminiu prin intindere obisnuita si prin intindere cu presiune radiala. In primul caz, rezistenta la deformare exprimata prin rezistenta la rupere a fost de 39 daN / mm2, in timp ce in cazul al doilea rezistenta la rupere a fost de 47 daN / mm2.

In cadrul uneia si aceleiasi scheme de tensiune, rezistenta la deformare creste pe masura ce valoarea absoluta a tensiunii hidrostatice cu semn negativ, pe care o poate realiza starea respectiva de tensiune, este mai mare. Aceasta se explica, in cazul schemei starii de tensiune S1 astfel: cu cat este mai mare valoarea absoluta a tensiunii hidrostatice, in structura materialului apare un proces de „indesare” care reduce posibilitatea distrugerii integritatii sale structurale, deformatiile in zonele intergranulare sunt ingreunate foarte mult, in timp ce deformatiile din interiorul cristalelor au loc mult mai usor. Ca urmare, plasticitatea materialului creste, dar in acelasi timp se mareste si rezistenta sa la deformare. Se poate considera, deci, ca prezenta unei stari de tensiune a carui tensor sferic are semn negativ asigura o rezistenta la deformare mai mare decat atunci cand tensorul sferic are semn pozitiv. De asemenea, cu cat valoarea absoluta a tensorului sferic negativ este mai mare atat plasticitatea cat si rezistenta la deformare vor fi mai ridicate, in timp ce cresterea valorii tensorului sferic pozitiv conduce la micsorarea atat a rezistentei la deformare cat si a plasticitatii.

In acest sens, din cercetarile efectuate rezulta ca variatia rezistentei la deformare se estimeaza in functie de tensiunea hidrostatica [σm = 0,33 (σ1 + σ2 + σ3)] dupa urmatoarea relatie:

(1.10)

in care: p1 si p0 – rezistenta la deformare corespunzatoare tensiunii hidrostatice

σm1 si respectiv σm0;

C – coeficient care depinde de material si de conditiile de deformare si

care creste pe masura ce temperatura si presiunea de deformare

sunt mai mari.

1.2. Metodica de cercetare si aparatura utilizata

Pentru a determina influenta volumului corpului supus deformarii asupra rezistentei la deformare s-a utilizat un numar de patru seturi de probe de dimensiuni aproximative: Ф10×10 mm; Ф15×15 mm; Ф20×20 mm respectiv Ф25×25 mm. Fiecare set a fost compus dintr-un numar de patru probe. Probele au fost confectionate din plumb sau, mai precis, dintr-un aliaj cu baza de plumb prin turnare si prelucrare mecanica pe strung. S-a urmarit pe cat posibil ca toate probele sa aiba acelasi grad de prelucrare a suprafetelor de contact cu sculele de deformare.

Deformarea plastica s-a realizat pe soneta de laborator din sala JF 004 cu urmatoarele caracteristici tehnice: masa partii cazatoare, m = 32,6 kg; greutatea partii cazatoare s-a aproximat la 32 kgf (32,6×9,81=31,9 daNm); inaltimea maxima de cadere, hs = 2,5 m.

Pentru a determina influenta conditiilor exterioare de frecare asupra rezistentei la deformare s-a utilizat un numar de 12 probe din materialul mentionat anterior de dimensiuni aproximative Ф10×20 mm cu mentiunea ca, pe cat posibil s-a incercat ca probele sa aiba acelasi grad de prelucrare la suprafata de contact cu sculele de deformare.

Conditiile de frecare, la cele trei seturi formate din cate patru probe, la suprafata de contact cu sculele de deformare au fost: suprafete degresate, suprafete unse cu ulei mineral respectiv suprafete „unse” cu creta.

La fiecare set, in conditiile de frecare mentionate, s-au aplicat patru energii de lovire diferite obtinute prin pozitionarea la diferite inaltimi a partii cazatoare de la soneta.

Se mentioneaza ca alegerea valorilor minime respectiv maxime a lucrului mecanic de deformare a fost limitata de inaltimea maxima de cadere (hsmax=2,5m) a sonetei de laborator utilizata in experiment, conform [2].

1.3. Prelucrarea datelor experimentale

Initial si dupa deformare s-au masurat dimensiunile probelor. Datele sunt prezentate in tabelul 1.2.

Tabelul 1.2: Valorile experimentale si calculate pentru determinarea

influentei volumului corpului supus deformarii asupra

rezistentei la deformare.

Datele care au fost trecute in tabelul 1.2 sunt calculate mai jos dupa cum urmeaza:

– pentru probele Ф10×10 mm:

Li = G x hsi

L1 = 32 x 62 = 2000 daNmm

L2 = 32 x 94 = 3000 daNmm

L3 = 32 x 125 = 4000 daNmm

L4 = 32 x 156 = 5000 daNmm

– pentru probele Ф15×15 mm:

L5 = 32 x 206 = 6622 daNmm

L6 = 32 x 314 = 10062 daNmm

L7 = 32 x 414 = 13245 daNmm

L8 = 32 x 521 = 16688 daNmm

– pentru probele Ф20×20 mm:

L9 = 32 x 490 = 15700 daNmm

L10 = 32 x 745 = 23864 daNmm

L11 = 32 x 981 = 31400 daNmm

L12 = 32 x 1236 = 39564 daNmm

– pentru probele Ф25×25 mm:

L13 = 32 x 956 = 30662 daNmm

L14 = 32 x 1456 = 46607 daNmm

L15 = 32 x 1916 = 61325 daNmm

L16 = 32 x 2414 = 77269 daNmm

– pentru probele Ф10×10 mm:

– pentru probele Ф15×15 mm:

– pentru probele Ф20×20 mm:

– pentru probele Ф25×25 mm:

In tabelul 1.2 sunt prezentate urmatoarele dimensiuni:

d0i – diametrul initial, [mm];

h0i – inaltimea initiala, [mm];

Vi* – volumul antecalculat al probelor, [mm3];

Li* – lucrul mecanic de deformare impus (L1, L2, L3, L4) si antecalculat

(L5, L6, L7, L8, L9, L10, L11, L12, L13, L14, L15, L16);

ai – coeficient de corelare (pentru a asigura constanta lucrului mecanic specific

la cele patru seturi de probe); ;

hsi – inaltimea de cadere a partii cazatoare (berbecul) de la soneta, [mm];

hi – inaltimea probelor dupa deformare, [mm];

εi – coeficient relativ de reducere, [%]; .

Examinand datele din tabelul 1.2 se constata ca diferenta intre Vi* antecalculat (estimat) si Vi real este foarte mica. Mai concret, calculele au parcurs urmatorii pasi: s-au impus L1, L2, L3 si respectiv L4, s-au calculat a1, a2, a3 respectiv a4 (cunoscand V1*, V2*, V3*, V4*), s-au antecalculat L5, L6, L7, L8, L9, L10, L11, L12, L13, L14, L15, L16 (cunoscand V5*, V6*, V7*, V8*, V9*, V10*, V11*, V12*, V13*, V14*, V15*, V16*) cu scopul final de a antecalcula hs1, hs2, hs3, hs4, hs5, hs6, hs7, hs8, hs9, hs10, hs11, hs12, hs13, hs14, hs15, hs16 care sa asigure acelasi lucru mecanic specific la cele patru seturi de probe (cunoscand greutatea partii cazatoare a sonetei de laborator utilizata 32 kgf).

In ceea ce priveste influenta conditiilor externe de frecare asupra rezistentei la deformare, datele experimentale si cele calculate sunt prezentate in tabelul 1.3.

Datele din tabelul 1.3 au fost calculate dupa cum urmeaza:

– coeficientul relativ de reducere, εi:

– coeficientul de butoiere, δi:

– volumul real al probelor, Vi*:

– diametrul mediu dupa refulare, d1i:

– coeficientul de frecare la refulare, fi:

rezistenta totala la deformare, pi:

In tabelul 1.3 sunt prezentate urmatoarele:

δi – coeficient de butoiere;

fi – coeficient de frecare la deformare;

d1i – diametrul mediu dupa refulare;

Li – lucrul mecanic de deformare, [daNmm];

pi – rezistenta totala la deformare, [daN/mm2];

ki – componenta naturala a rezistentei la deformare, [daN/mm2];

qi – componenta datorata fortelor externe de frecare a rezistentei la deformare,

[daN/mm2].

In mod practic, modul de lucru a fost urmatorul: s-a trasat graficul rezistentei la deformare functie de coeficientul de frecare pe baza datelor experimentale obtinute; prin extrapolare prelungind curba obtinuta pana la intersectia cu ordonata se obtin valorile componentei k a rezistentei la deformare (corespunzatoare unui coeficient de frecare nul) cu care se determina valoarea lui q deoarece se stie: pi = ki + qi → qi = pi – ki.

1.4. Concluzii

S-au trasat urmatoarele diagrame prezentate in fig.1.8; fig.1.9; fig.1.10 respectiv fig.1.11.

Fig.1.8: Variatia gradului de reducere functie de lucrul mecanic

specific pentru probele cu diametrul aproximativ

Ф10×10 mm.

Fig.1.9: Variatia gradului de reducere functie de lucrul mecanic

specific pentru probele cu diametrul aproximativ

Ф15×15 mm.

Fig.1.10: Variatia gradului de reducere functie de lucrul mecanic

specific pentru probele cu diametrul aproximativ

Ф20×20 mm.

Fig.1.11: Variatia gradului de reducere functie de lucrul mecanic

specific pentru probele cu diametrul aproximatv

Ф25×25 mm.

Utilizand diagrama din fig.1.12 care a rezultat din reunirea intr-un singur sistem de coordonate a diagramelor din fig.1.8; 1.9; 1.10; 1.11 pentru o valoare oarecare, constanta a gradului de reduceri εi (dar care sa intersecteze, insa, toate cele patru curbe) s-au obtinut valori corespunzatoare ale energiei de lovire consumata pentru deformarea unitatii de volum (de fapt, lucrul mecanic specific) prin care s-a exprimat rezistenta la deformare pentru diferite dimensiuni ale probelor.

Fig.1.12: Variatia gradului de deformare functie de lucrul mecanic

specific.

Cu ajutorul acestor valori s-a construit diagrama de variatie a rezistentei la deformare in functie de volumul probelor deformate in fig.1.13.

Fig. 1.13: Variatia rezistentei la deformare in functie de volumul

probelor.

Din examinarea diagramelor din fig.1.13 se constata ca odata cu cresterea volumului corpului supus deformarii creste si rezistenta sa la deformare.

O posibila explicatie o poate constitui cei doi factori principali care intervin in proces: structura si marimea suprafetelor de contact pentru unitatea de volum. Factorul structura, are o influenta cu atat mai mare asupra plasticitatii si rezistentei la deformare cu cat materialul metalic supus deformarii tinde spre o structura fragila. Aceasta se explica prin faptul ca in unitatea de volum a acestor materiale metalice se vor gasi o cantitate mai mare de deteriorari de structura, care au rol de concentratori de tensiune. Acestia se repartizeaza in corpul supus deformarii cu atat mai neuniform cu cat volumul corpului este mai mare (pentru aceeasi cantitate de concentratori in unitatea de volum). Astfel, cu cat volumul corpului supus deformarii este mai mare cu atat structura si starea de tensiune este mai neomogena. Aceasta atrage dupa sine o tot mai mare influenta a volumului corpului supus deformarii asupra neomogenitatii repartizarii tensiunilor respectiv asupra rezistentei sale la deformare. Din aceasta cauza, rezistenta la deformare a lingourilor mici este intotdeauna mai mica decat rezistenta la deformare a lingourilor mari, pentru aceeasi compozitie chimica. Aceasta situatie are o importanta practica in sensul ca se pot obtine mai usor produse compacte si cu o structura omogena din lingouri mici decat din lingouri mari.

Influenta factorului de suprafata asupra rezistentei la deformare depinde de proprietatile mecanice si fizico – chimice ale suprafetei de contact dintre corpul supus deformarii si sculele de lucru. Factorul de suprafata exprimat prin raportul dintre suprafata de contact si volumul supus deformarii are valori din ce in ce mai mari pe masura ce volumul corpului scade. Crescand factorul de suprafata creste si frecarea de contact care duce la marirea rezistentei la deformare.

Dintre caesti doi factori prin care volumul corpului deformat isi manifesta influenta asupra rezistentei la deformare, primul are o actiune mai insemnata in cazul deformarii materialelor metalice in stare turnata si cu dimensiuni mari, iar al doile, in cazul deformarii corpurilor metalice cu dimensiuni mici si carora li s-a distrus structura de turnare.

Cu datele experimentale din tabelul 1.3 se traseaza digrama prezentata in fig.1.14.

Fig.1.14: Variatia rezistentei la deformare functie de conditiile

exterioare de frecare.

Din examinarea acestei diagrame se constata ca odata cu cresterea coeficientului de frecare creste si rezistenta la deformare. O explicatie ar putea fi ca, pe masura ce coeficientul de frecare creste ponderea componentei din rezistenta totala la deformare datorata fortelor de frecare este din ce in ce mai mare presupunand ca ponderea componentei naturale din rezistenta totala la deformare ramane constanta.

De fapt, cresterea efortului de deformare ca urmare a maririi fortelor de frecare de pe suprafata de contact dintre sculele de deformare si corpul supus deformarii se datoreste maririi rezistentei la deformare a materialului metalic aflat in zona de deformare pe seama componentei mai inainte mentionate.

In continuare se va calcula componenta q cu formula urmatoare:

qi = pi – ki

q1 = p1 – k1 = 4,903 – 3,709 = 1,194 daN/mm2

q2 = p2 – k2 = 5,044 – 3,709 = 1,335 daN/mm2

q3 = p3 – k3 = 4,681 – 3,709 = 0,972 daN/mm2

q4 = p4 – k4 = 5,214 – 3,709 = 1,505 daN/mm2

q5 = p5 – k5 = 4,371 – 3,709 = 0,662 daN/mm2

q6 = p6 – k6 = 5,914 – 3,709 = 2,205 daN/mm2

q7 = p7 – k7 = 5,411 – 3,709 = 1,702 daN/mm2

q8 = p8 – k8 = 6,138 – 3,709 = 2,429 daN/mm2

q9 = p9 – k9 = 3,709 – 3,709 = 0 daN/mm2

q10 = p10 – k10 = 5,406 – 3,709 = 1,697 daN/mm2

q11 = p11 – k11 = 4,827 – 3,709 = 1,118 daN/mm2

q12 = p12 – k12 = 4,614 – 3,709 = 0,905 daN/mm2

2.1. Prezentarea sectiei (prezentarea fluxului tehnologic general, utilajul de baza si auxiliar al sectiei).

Utilajul de profile mijlocii numarul 1 este un laminor format din:

– caja degrosisoare duo reversibila Ф730×2100 mm;

– caja intermediara duo reversibila Ф650×1700 mm;

– caja intermediara duo reversibila Ф600×1700 mm;

– caja finisoare Ф550×1000 mm.

Flux tehnologic

Din depozitul de materie prima, blumurile sunt aduse cu podul rulant din ajustajul semifabricatelor turnate continuu si depuse pe gratarul de alimentare, de unde sunt depuse ordonat pe calea cu role de alimentare a cuproarelor unde se face si cantarirea in flux a acestora.

Incalzirea se face in doua cuptoare cu propulsie trizonale cu o capacitate de 65 t/h fiecare. Temperatura de incalzire variaza in functie de calitatea otelului intre 1080 – 1200oC.

Laminarea se face in trei pana la cinci treceri pe prima caja duo reversibila, trei pana la cinci treceri pe a doua caja duo reversibila, trei treceri pe a treia caja duo reversibila si o singura trecere pe caja duo finisoare.

Taierea laminatelor se face la cald la cele sase ferastraie in lungimi cuprinse intre 4 si 18 mm, cu posibilitati de reglare a lungimii din metru in metru, unde se face su sutarea capului.

Racirea se face pe trei paturi de racire cu transportoare si in continuare materialul este indreptat la cele doua masini de indreptat si debitat la ferastraiele la rece la lungimi care nu pot fi realizate la cald sau se suteaza coada.

In continuare, laminatele sunt transportate cu ajutorul podurilor rulante in depozit, controlate, marcate, stivuite in pachete expediate la beneficiar.

Caracteristicile principale ale utilajelor

Cuptor cu propulsie de 65 t/h – doua cuptoare

Cuptorul are 3 zone cu incalzire bilaterala.

Atat incarcarea cat si descarcarea cuptoarelor va fi frontala.

– productivitatea maxima: 65 t/h

– productivitatea minima: 45 t/h

– dimensiunile spatiului de lucru:

– lungimea vetrei: 19,2 m

– latimea vetrei: 7,81 m

– temperatura materialului: 1180 – 1250oC

Dispozitiv de incarcare – realizeaza alimentarea cu blumuri a caii cu role din fata cuptorului.

– forta de impingere: 10 tf

– viteza de deplasare: 0,15 m/s

– cursa maxima: 2,5 m.

Mecanismul de ridicare

– forta de ridicare: 15 tf

– cursa varfului parghiei oscilante: 187 mm

Cale cu role de grupare la cantar

– greutatea unui laminat: max. 3500kg

– numar de blumuri intr-un pachet: max. 4 bucati

– diametrul rolelor: Ф350 mm

– tablia rolelor: 1200 mm

– pasul: 1100 mm

Cale cu role in fata cuptorului

– greutatea unui laminat: max. 3500 kg

– numarul de blumuri intr-un pachet: max. 4 bucati

– greutatea unui pachet: max. 10 tone

– diametrul rolelor: Ф350 mm

– tablia rolelor: 1200 mm

– pasul: 850; 1100 si 1150 mm

– viteza de transport: 1,5 m/s

– numarul rolelor: 8 bucati

Cale cu role intre cuptoare

– greutatea unui laminat: max. 3500 kg

– numarul de blumuri intr-un pachet: max. 4 bucati

– greutatea unui pachet: max. 10 tone

– diametrul rolelor: Ф350 mm

– tablia rolelor: 1200 mm

– pasul: 1100 mm

– viteza de transport: 1,5 m/s

– numarul de role: 6 bucati

Opritor escamotabil I

– capacitatea opritorului: cca. 1400 kgf/m

– latimea lamei: 1100 mm

– arcul utilizat: valut 16 STAS 1696 – 74

– numarul de arcuri: 2×2= 4 bucati

– cilindru pneumatic: B 320×300 cod 804,25 – 000 –1

– presiunea de functionare: 6 kgf/cm2

Opritoare escamotabile si de capat

– diametrul alezajului: 320 mm

– cursa maxima admisa: – la 4 daN/cm2: 1300 mm

– la 6 daN/cm2: 1100 mm

– forta de lucru: – la 4 daN/cm2: 2800 daN – 160…2100daN

– la 6 daN/cm2: 4200 daN – 3300 daN

Opritor escamotabil cu doua lame

– capacitatea opritorului: cca. 1400 kgf/m

– latimea lamei: 1100 mm

– numarul de lame (500 mm intre lame): 2 bucati

– arcul utilizat: valut 20 STAS 1696 – 74

– numarul de arcuri: 2x2x2= 8 bucati

– numarul cilindrii pneumatici: 2 bucati

– presiunea de lucru: 6 kgf/cm2

Opritor de capat

– capacitatea opritorului: cca. 1400 kgf/m

– numarul arcuri: 2×3= 6 bucati

Masina dubla de impins

– tipul masinii: cu cremaliera

– forta de impingere: 2×80 tf

– viteza de lucru: 0,1 m/s

– cursa totala: 3100 mm

– motorul electric: – putere: 110 KW

– turatie: 750 rot/min.

Cale cu role de evacuare in dreptul cuptoarelor inclusiv dispozitivul

de amortizare

– greutatea maxima a laminatului: – normal: 3500 kgf

– accidental: 10500 kgf

– diametrul rolelor: 350 mm

– tablia rolelor: 1000 mm

– pasul rolelor: 1100 mm

– viteza de transport: 1,5 m/s

Cale cu role de evacuare intre cuptoare

– greutatea maxima a laminatului: – normal: 3500 kgf

– accidental: 10500 kgf

– diametrul rolelor: 350 mm

– tablia rolelor: 1000 mm

– pasul rolelor: 1100 mm

– viteza de transport: 1,5 m/s

– functionare: in ambele sensuri

– numarul de role: 7 bucati

Cale cu role de evacuare

– diametrul rolelor: 3500 mm

– tablia rolelor: 1000 mm

– pasul rolelor: 1100 mm

– viteza de transport: cca. 1,5 m/s

– numarul total de role: – forjate: 9 bucati

– sudate: 14 bucati

Cale cu role de primire de la cuptoare

– viteza tangentiala a rolei: 1,7 m/s

– pasul rolelor: 1030 mm

– lungimea tabliei: 1200…2500 mm

– diametrul rolei: Ф360 mm

Cale cu role intermediare la cuptoarele cu propulsie

– materialul transportat: pachet cu blumuri reci (20oC), L = 3,5…7,2 mm

– viteza de transport: cca. 1,5 m/s

– role portante: Ф350×1200 – 4 bucati

Cale cu role de accelerare in fata si spatele cajei degrosisoare

– greutatea laminatului transportat: 3,5 t

– diametrul rolei: Ф350 mm

– lungimea tabliei: 2100 mm

– pasul rolelor: 1000 mm

– viteza tangentiala a rolelor: 1,5…5.5 m/s

Cale cu role de lucru in fata si spatele cajei degrosisoare

– greutatea maxima a laminatului: 3,5 t

– dimensiunile tablei rolelor: Ф350×2100 mm

– numarul de role: 2×11 bucati

– pasul rolelor: 740 mm

– viteza tangentiala a rolelor in ambele sensuri: 1,27…5,5 m/s

Manipulator cu rasturnator in fata si spatele cajei degrosisoare

– forta maxima de strangere a linealelor: 30 tf

– viteza de deplasare a linealelor: 0,77 m/s

– cursa de lucru a linealelor: 2100 mm

– cursa de montaj a linealelor: – linealul de impingere: 1770 mm

– linealul de tragere: 1770 mm

– cursa carligelor mecanismului rasturnator: – de lucru: 400 mm

– de ridicare: 530 mm

– timpul total de ridicare si coborare al carligelor: 2 secunde

Caja duo reversibila degrosisoare

– distanta minima intre axele cilindrilor nestrunjiti: 670 mm

– distanta minima intre axele cilindrilor noi: 810 mm

– cilindrii de lucru: – diametrul maxim al cordonului: 950 mm

– tablia: 2100 mm

– diametrul fusului: 470 mm

Cale cu role de accelerare in fata cajei intermediare II

– diametrul rolei: Ф350 mm

– tablia rolei: 1700 mm

– numarul de role: 12 bucati

– pasul rolelor: 1500 mm

– viteza: 0…5 m/s

Cai cu role de lucru in fata si spatele cajelor intermediare II si III

– diametrul rolei: Ф350 mm

– tablia rolei: 1700 mm

– numarul de role: 8 fata, 8 spate

– pasul rolelor: 1200 mm

– viteza: 1,5…5,5 m/s

Caja intermediara duo reversibila

– forta maxima preluata de un lagar: 200 tf

– diametrul fusului cilindrului de lucru: Ф384,175 mm

– diametrul maxim al codonului cilindrului de lucru: Ф900 mm

– deplasarea maxima a cilindrului inferior: 70 mm

Cale cu role de accelerare in fata si spatele cajei finisoare

– diametrul rolei: Ф350 mm

– tablia rolei: 1100 mm

– viteza periferica: 4 m/s (si 2 m/s)

Caja duo finisoare

– forta maxima de laminare pe fus: 200 tf

– tipul cajei: cu cadru inchis

– tablia cilindrului de laminare: 1000 mm

– diametrul fusurilor cilindrului: Ф320 mm

– distanta intre axele cilindrului: – max. 610

– min. 516

Opritor escamotabil dupa caja finisoare

– energie de lovire: 1980 kgf/m

– cursa tampoanelor: 78 mm

– latimea placii opritoare: 1100 mm

Cai cu role de alimentare si evacuare la paturile de racire

– diametrul rolei: Ф350 mm

– tablia rolei: – alimentare: 800 mm

– evacuare: 600 mm

– numarul de role: 64 bucati

– pasul rolelor: 1100 mm

– viteza: 3 m/s

Mecanismul de alimentare la paturi de racire

– sarcina maxima: 4250 kg

– viteza de deplasare: 0,76 m/s

– cursa maxima: 1030 mm

– lungimea maxima a profilului: 18000 mm

– latimea carucioarelor: 800 mm

– numarul carucioarelor: 16 bucati

Pat de racire

– tipul patului: cu grinzi pasitoare

– incarcarea maxima pe pat: 2×150 t

– lungimea activa a patului: 16,1 m

– latimea patului: 1×9 m

– pasul grinzilor de sprijin: 550 mm

2.2.Analiza programului sortimental al sectiei pe o

perioada anterioara privind gama sortimentala de

produse si materiale metalice

Capacitatea de profile laminate este de 351000 t/an produs finit cu urmatoarea gama sortimentala:

– otel rotund: 50 – 100 mm

– otel patrat: 50×50 – 90×90 mm

– otel lat: (100…150)x12…50 mm

– otel cornier: 70x70x9 – 120x120x12

– otel U: 10; 12; 14; 16 mm

– otel I: 10; 12; 14; 16; 18 mm

Din punct de vedere al calitatii, programul sortimental prezentat mai sus se realizeaza din:

– otel de uz general pentru constructii (carbon si slab aliat)

– otel carbon de calitate si oteluri carbon superioare pentru constructii de masini.

Materia prima este alcatuita din blumuri turnate continuu (de la o instalatie de turnare continua ce va deservi numai acest laminor) cu sectiuni de:

– 160×160 mm: 47000 t

– 180×200 mm: 75000 t

– 230×230 mm: 120000 t

– 230×270 mm: 108000 t

cu lungimi cuprinse intre 2500 si 7000 mm.

Tabelul 2.1

2.3.Reproiectarea tehnologica pentru sortimentul

studiat in vederea cresterii productivitatii.

Din analiza programului sortimental al sectiei, sortimentul reprezentativ s-a adoptat profilul patrat 70×70 mm care se obtine din blum TC 200×180 mm.

Schema actuala de laminare prevede un numar de opt treceri in sistemul de calibrare dreptunghi – patrat (calibru cutie).

In cadrul reproiectarii se propune reducerea numarului de treceri de la opt la sase prin schimbarea sistemului de calibrare existent la sistemul de calibrare romb – patrat.

Prezentarea situatiei actuale

Alungirea totala (λt) se calculeaza cu formula:

unde: S0 – sectiunea blumului, [mm2]

Sn – sectiunea semifabricatului, [mm2]

Alungirea medie (λm) se calculeaza cu formula:

unde: S0 – sectiunea blumului, [mm2]

Sn – sectiunea semifabricatului, [mm2]

n – numarul de treceri

λm = 100,108263 = 1,28

Laminarea se face in opt treceri dupa cum urmeaza:

– 5 treceri pe caja degrosisoare K I

– 3 treceri pe caja intermediara K II

Schema de laminare actuala:

Prezentarea noii situatii propuse

Laminare tagla 70×70 mm din blum TC 200×180 mm.

Fata de situatia existenta laminarea se va face in sase treceri dupa cum urmeaza:

– 3 treceri pe prima caja K I

– 3 treceri pe a doua caja K II

Schema noua de laminare

Valorile din tabel vor rezulta din calcule.

Se adopta calibrarea in sistemul romb – patrat.

Determinarea numarului de treceri

Alegem λm = 1,43 (λm = 1,25…1,50)

unde: S0 – sectiunea blumului, [mm2]

Sn – sectiunea semifabricatului, [mm2]

n – numarul de treceri

Se adopta sase treceri.

Pentru coeficientul total de alungire (λt) vom lua urmatoarele valori ale coeficientului de alungire de la patrat la patrat.

λp1 = 1,83 ; λp2 = 1,79; λp3 = 1,737

λt = λp1 x λp2 x λp3

λt = 1,83 x 1,79 x 1,737 = 5,689

λt ≈ 5,689

Determinarea calibrelor patrate

Suprafata patratelor

Latura patratelor

Diagonalele patratelor

Calculul dimensiunilor primului calibru patrat (calibrul 2).

Calculul dimensiunilor celui de-al doilea calibru patrat (calbrul 4).

Calculul dimensiunilor calibrului finisor (calibrul 6).

Determinarea calibrelor rombice

Se calculeaza primul calibru rombic (C1).

Calculul dimensiunilor celui de-al doilea calibru rombic (C2).

Calculul dimensiunilor celui de-al treilea calibru rombic (C5).

2.4.Verificarea principalelor subansamble ale

utilajului de baza pentru varianta adoptata

Se va verifica motorul de actionare al cajei degrosisoare K I pentru trecerea unu si motorul cajei intermediare K II pentru trecerea patru.

Ambele caje sunt actionate de catre un motor de curent continuu cu puterea P = 2500 KW si turatia n = 70 – 140 rot/min.

Pentru verificare se va determina forta de laminare si apoi momentul motor pentru fiecare din cele doua treceri.

Determinarea se face pentru un otel carbon OLC 60, iar temperatura de inceput de laminare este 1050oC, iar temperatura pentru trecerea trei este de 950oC.

OLC 60 are urmatoarea compozitie: C = 0,55 % si Mn = 0,6 %.

2.4.1. Determinarea fortei de laminare

Pentru determinarea fortei de laminare se foloseste formula lui Evelund:

p = pm x Sc, [N]

unde: pm – presiunea medie de laminare, [N/mm2]

Sc – sectiunea suprafetei de contact dintre laminat si cilindrii, [mm2]

P = (1 + m) x (kf + ηu), [N/mm2]

unde: m – coeficient ce tine seama de conditiile de frecare si geometria zonei

de deformare

unde: f – coeficient de frecare functie de temperatura

lc – lungimea arcului de contact

f = k1 x k2 x k3 x (1,05 – 0,0005t)

, [mm]

unde: Δh – reducerea absoluta aplicata

, [mm]

kf = 9,81 x (14 – 0,01t) x (1,4 + C + Mn + 0,3Cr), [MN/mm2]

unde: kf – rezistenta la deformare

η = 0,098 x (14 – 0,01t)C, [MN/mm2]

unde: η – coeficient de vascozitate

unde: u – viteza relativa de deformatie, [s-1]

v – viteza periferica a cilindrilor, [m/s]

Determinarea fortei de laminare pentru trecerea unu:

f1 = (1,05 – 0,0005t) x k1 x k2 x k3

f1 = (1,05 – 0,0005 x 1050) x 1,1 x 1 x 1 = 0,525

Forta de laminare va fi:

P1 = pm x Sc

P1 = 1,54 MN

Determinarea fortei de laminare pentru trecerea patru:

f4 = (1,05 – 0,0005 x 1050) x k1 x k2 x k3

f4 = 0,5775

lc4 = 88,6 mm

hm4 = 139,4 mm

m4 = 0,21

kf4 = 51,65 MN/m2

η4 = 0,441 MNs/m2

Pmed4 = 65,02 MN/m2

Forta de laminare va fi:

P4 = 1,13 MN

2.4.2. Calculul si verificarea motorului de actionare

Mmot = Mstat

Mst = Md + M’f + M’’f + M0

unde: Md – momentul necesar deformatiei plastice redus la arborele motor si

calculat cu formula:

unde: P – forta de laminare, [MN]

φ – coeficient ce caracterizeaza pozitia fortei in zona de deformare

R – raza cilindrului, [m]

Δh – reducerea absoluta pe treceri, [m]

i – raportul de transmisie (i = 1)

unde: M’f – momentul de frecare in fusuri

d – diametrul fusului, [m]

μ – coeficient de frecare in fusuri

unde: M’’f – momentul de frecare in elementele transmisiei

k – coeficient al momentului de laminare

Calculul momentului motor pentru caja degrosisoare K I.

M01 se apreciaza la 0,01 MNm.

Calculul momentului motor pentru caja intermediara K II.

M04 se apreciaza la 0,01 MNm.

Mst4 = 0,123 MNm

Concluzii :

S-au trasat diagramele prezentate in fig. 1.8; 1.9; 1.10; 1.11 care reprezinta :

– Variatia gradului de reducere functie de lucrul mecanic specific pentru probele cu diametrul aproximativ Φ mm.

– Variatia gradului de reducere functie de lucrul mecanic specific pentru probele cu diametrul aproximativ Φ mm.

– Variatia gradului de reducere functie de lucrul mecanic specific pentru probele cu diametrul aproximativ Φ mm.

– Variatia gradului de reducere functie de lucrul mecanic specific pentru probele cu diametrul aproximativ Φ mm.

Diagrama din fig. 1.12 reprezinta variatia gradului de reducere functie de lucrul mecanic specific si a fost trasata pentru a obtine valorile energiei de lovire consumata pentru deformarea unitatii de volum prin care s-a exprimat rezistenta la deformare a diferitelor dimensiuni ale probelor.

Diagrama de variatie a rezistentei la deformare in functie de volumul probelor deformate a fost construita pentru a arata ca odata cu cresterea volumului corpului supus deformarii creste si rezistenta sa la deformare.

Din examinarea acestei diagrame se constata ca odata cu cresterea coeficientului de frecare creste si rezistenta la deformare. O explicatie ar putea fi ca , pe masura ce coeficientul de frecare creste ponderea componentei din rezistenta totala la deformare datorata fortelor de frecare este din ce in ce mai mare presupunand ca ponderea componentei naturale din rezistenta totala la deformare ramane constanta.

BIBLIOGRAFIE :

E. Cazimirovici : “Bazele teoretice ale deformarii plastice”, Editura Bren, Bucuresti, 1999.

“Indrumar de laborator.”