Indrumar Fara Pag 2 Cea Cu Editura [620331]

Sef lucr. dr.ing Luca Mihai Alexandru
Prof. dr. ing. Machedon Pisu Teodor
Prof. dr. ing. Că tana Dorin
Conf. dr. ing. Balte ș Liana
Conf. dr. ing. Olah Arthur
Sef lucr. dr.i ng. Machedon Elena

TEHNOLOGIA MATERIALELOR

GHID DE LUCR ĂRI PRACTICE

2017

1
CUVANT INTRODUCTIV

Prezentul ghid de lucrări practice se adresează studenților de la toate
facultățile care au prevăzute în programele analitice lucrări de laborator la
disciplinele „ Știința și Ingineria Materialelor – II” sau „Tehnologia
Materialelor”.
Pentru realizarea p ractică a acestor lucrări, studenții dispun de baza
materială existentă în laboratoarele departamentului de „Ingineria Materialelor
și Sudării” precum și de experiența acumulată în decursul anilor de cadrele
didactice și personalul tehnic auxiliar al depar tamentului.
În general, la disciplinele tehnologice, lucrările de laborator au aceeași
valoa re instructivă și educativă precum și cursul predat. În cadrul lucrărilor de
laborator sunt exemplificate, dezvoltate și aprofundate principalele probleme prezen tate la curs. Prin efectuarea lucrărileor de laborator student: [anonimizat], pe baza experienței proprii, legătura
dintre teorie și practică.
Executând personal lucrarea practică, student: [anonimizat], a caracteristicilor sculelor și utila jelor
întrebuințate precum și a proceselor interdependente de desfășurare a diverselor procese fizico -chimice care definesc în final un anumit proces tehnologic.
Prin participarea la luc rările de laborator se ascute spiritul de observație
al student: [anonimizat], de a aduna în mod ordonat toa te informațiile și datele necesare rezolvării problemei, astfel încât la
încheierea lucrării să se poată face interpretarea rezultatelor pe o bază științifică,
adică pe baza unei corelații strânse, calita tive și cantitative, dintre cauză și efect.
O astfel de finalizare a lucrării de laborator presupune efectuarea
prealabilă de către student a unui proces mintal complex, de analizare a
fenomenelor de transformare care au loc, respectiv de documentare asupra corelației dintre factorii de influență și rezul tatul procesului de transformare
studiat. Pentru aceasta este necesară o documentare prealabilă care se va concretiza prin realizarea și prezentarea unui referat scris asupra celor studiate
la începutul fiecărei ore de laborator. Acest lucru este cu atât mai necesar, cu cât vor fi și lucrări de laborator executate înaintea prezentării bazelor lor teoretice la or ele de curs.
Subiectele lucrărilor de laborator au fost astfel alese, încât să aco pere un
număr cât mai mare de probleme, cât mai variate și care să prezinte interes
studenților de la diferite facultăți și care se specializează în diferite domenii.
Cole ctivul de autori speră ca problemele expuse în prezentul îndrumar să –
i ajute pe studenți în completarea cunoștințelor necesare viitoarei lor profe sii.
Mulțumim, de asemenea, colectivului care a recenzat lucrarea și care prin
sugestiile și observațiile lor au contribuit la îmbunătățirea conținutului prezen –
tului material.

2
Lucrările au fost elaborate de colegii de caterdră sub îndrumarea Șef lucrări Dr.
Ing. Luca Mihai Alexandru, contribuția fiecărui coautor este prezentată mai jos:
Lucrarea nr. 1. ÎNCERCĂRI NEDISTRUCTIVE ALE ALIAJELOR – Prof. Dr.
Ing. Machedon Pisu Teodor
Lucrarea nr. 2. ÎNCERCĂRI TEHNOLOGICE ALE TABLELOR ȘI
SÂRMELOR – Prof. Dr. Ing. Cătana Dorin
Lucrarea nr. 3. ÎNCERCĂRI DE DURITATE – Șef lucrări Dr. Ing. Luca Mihai
Alexandru
Lucrarea nr. 4. ÎNCERCĂRI MECANICE STATICE – Sef lucr. Dr. Ing.
Machedon Pisu Elena
Lucrarea nr. 5 . ÎNCERCĂRILE NISIPURILOR DE TURNĂTORIE – Sef lucr.
Dr. Ing. Machedon Pisu Elena
Lucrarea nr. 6. STUDIUL COMPORTĂRII LA SUDARE A METALULUI DE BAZĂ ȘI A TRANSFORMĂRILOR DIN ZONA INFLUENȚATĂ TERMOMECANIC – Prof. Dr. Ing. Machedon Pisu Teodor
Lucrarea nr. 7 EXECUTAREA MIEZURILOR DIN AMESTECURI CU LIANȚI ORGANICI Șl USCAREA LOR – Conf . Dr. Ing. Olah Arthur
Lucrarea nr. 8 EXECUTAREA MANUALĂ A FORMELOR TEMPORARE –
Conf . Dr. Ing. Olah Arthur
Lucrarea nr. 9 DETERMINAREA GRADULUI DE INDESARE LA
FORMELE TEMPORARE EXECUTATE MANUAL ȘI MECANIC – Șef
lucrări Dr. Ing. Luca Mihai Alexandru

Lucrarea nr.10. TURNAREA ÎN FORME TEMPORARE ȘI ÎN FORME
PERMANENTE CU DETERMINAREA FLUIDITĂȚII ALIAJULUI
UTILIZAT – Șef lucrări Dr. Ing. Luca Mihai Alexandru
Lucrarea nr. 11. INFLUENȚA PARAMETRILOR DE LUCRU ASUPRA
DEFORMĂRII PLASTICE A ALIAJELOR METALICE – Prof. Dr. Ing.
Cătană Dorin
Lucrarea nr. 12 – FORJAREA LIBERĂ MECANICĂ – Șef lucrări Dr. Ing.
Luca Mihai Alexandru
Lucrarea nr. 13. DEFORMARE PLASTICĂ PRIN LAMINARE – Prof. Dr.
Ing. Cătană Dorin
Lucrarea nr. 14. SUDAREA ȘI TĂIEREA CU FLACĂRĂ OXI – GAZ – Prof.
Dr. Ing. Cătană Dorin
Lucrarea nr. 15 LIPIREA ALIAJELOR METALICE – Șef lucrări Dr. Ing. Luca
Mihai Alexandru
Lucrarea nr.16. STUDIUL INFLUENȚEI PARAMETRILOR REGIMULUI DE SUDARE ASUPRA GEOMETRIEI SI CALITĂȚII CUSĂTURII LA SUDAREA ELECTRICĂ MANUALĂ CU ELECTROZI ÎNVELIȚI – Prof. Dr.
Ing. Machedon Pisu Teodor
Lucrarea nr. 17. SUDAREA ELECTRICĂ PRIN PRESIUNE – Șef lucrări Dr.
Ing. Luca Mihai Alexandru

3
Lucrarea nr. 18. STABILIREA TEHNOLOGIEI DE SUDARE PRIN
PROCEDEUL MIG, DETERMINAREA PARAMETRILOR REGIMULUI DE SUDARE. – Prof. Dr. Ing. Machedon Pisu Teodor
Lucrarea nr.19. PROTECȚIA SUPRAFEȚELOR PRIN ACOPERIRI
METALIC E – Șef lucrări Dr. Ing. Luca Mihai Alexandru

Lucrarea nr. 20. DETERMINĂRI PRIVIND INFLUENȚA PARAMETRILOR
TEHNOLOGICI ASUPRA CALITĂȚII SI GEOMETRIEI CORDONULUI DE SUDURĂ LA SUDAREA OȚELURILOR NEALIATE PRIN PROCEDEUL MAG. – Prof. Dr. Ing. Machedon Pisu Teodor
Lucrarea nr. 21. PRELUCRĂRI PRIN FREZARE – Prof. Dr. Ing. Machedon
Pisu Elena
Lucrarea nr. 22. PRELUCRĂRI PRIN RABOTARE ȘI MORTEZARE – Prof.
Dr. Ing. Machedon Pisu Elena
Lucrarea nr. 23. PRELUCRAREA ALEZAJELOR – Prof. Dr. Ing. Catana
Dorin
Lucrarea nr. 24 INCERCĂRI APLICATE PIESELOR SINTERIZATE DIN PULBERI METALICE – Conf. Dr. Ing. Balteș Liana
Lucrarea nr.25 EVALUAREA MICROSTRUCTURII ȘI PROPRIETĂȚILOR PRIN MĂSURAREA FRECĂRII INTERNE – Șef lucrări Dr. Ing. Luca Mihai
AlexandruE

CUPRINS

Lucrarea nr. 1. ÎNCERC ĂRI NEDISTRUCTIVE ALE AL IAJELOR………………..5
Lucrarea nr. 2. ÎNCERC ĂRI TEHNOLOGICE ALE TABLELOR ȘI
SÂRMELOR……….. ………………… …………………………………………………… ……………10
Lucrarea nr. 3. ÎNCERC ĂRI DE DURITATE………………. ……………….. …………….16
Lucrarea nr. 4. ÎNCERC ĂRI MECANICE STATICE……. ……………………………..26
Lucrarea nr. 5 ÎNCERC ĂRILE NISIPURILOR DE TURN ĂTORIE……………….35
Lucrarea nr. 7EXECUTA REA MIEZURILOR DIN AMESTECURI CU LIAN ȚI
ORGANICI Șl USCAREA LOR………….. ……………………………………….. ……………41
Lucrarea nr. 8. EXECUTAREA MANUAL Ă A FORMELOR TEMPORARE….48
Lucrarea nr. 9 DETERMINAREA GR ADULUI DE INDESARE LA FORMELE
TEMPORARE EXECUTATE MANUAL ȘI MECANIC………….. …………………..52
Lucrarea nr.10. TURNAR EA ÎN FORME TEMPORARE ȘI ÎN FORME
PERMANENTE CU DETE RMINAREA FLUIDIT ĂȚII ALIAJULUI
UTILIZAT…………… ………………… ……………….. ………………………………………………55
Lucrarea nr. 11. INFLUEN ȚA PARAMETRILOR DE LUCRU ASUPRA
DEFORM ĂRII PLASTICE A ALIAJELOR METALI CE……………… ………………60
Lucrarea nr. 12 FORJAREA LIBERA MECANIC Ă……………… …………….. ……….67
Lucrarea nr. 13. DEFORMARE PLASTIC Ă PRIN LAMINARE.. …………………..71
Lucrarea nr. 14. SUDAREA ȘI TĂIEREA CU FLAC ĂRĂ OXI – GAZ…………..75
Lucrarea nr. 15 LIPIREA ALIAJELOR META LICE………… …………….. ……………84
Lucrarea nr.16. SUDAREA PRIN TO PIRE CU ARC ELECTRIC DESCOPERIT
ȘI NEPROTEJAT…………… ………………… ……………………………………….. …………….89
Lucrarea nr. 17. SUDAREA ELECTRIC Ă PRIN PRESIUNE …………… …………94
Lucrarea nr.18.PROCEDEE MODERNE DE SUDARE PRIN TOPIRE CU ARC
ELECTRIC ACOPERIT ȘI PROTEJAT…………… ……………………. ………………….100
Lucrarea nr.19. PROTECȚ IA SUPRAFE ȚELOR PRIN ACOPERIRI
METALICE………… ………………… ……………….. ……………………………………………..105
Lucrarea nr. 20. DETERMINAREA PARAMETRILOR TEHNOLOGICI LA
SUDAREA O ȚELURILOR NEALIATE CU PROCEDEUL MAG ………………110
Lucrarea nr. 21. PRELUCR ĂRI PRIN FREZARE……….. ……………….. ………… 114
Lucrarea nr. 22. PRELUCR ĂRI PRIN RABOTARE ȘI MORTEZARE119
Lucrarea nr. 23. PRELUCRAREA ALEZAJEL OR…………… …………….. ………….122
Lucrarea nr. 24 INCERC ĂRI APLICATE PIESELOR SINTERIZATE
DIN PULBERI METALICE………. ………………………………………………… …………..130
Lucrarea nr.25 EVALUAREA MICROSTRUCTURII ȘI PROPRIET ĂȚILOR
PRIN MĂSURAREA FREC ĂRII INTERNE…………………. …………………………..133
BIBLIOGRAFIE ………………… ………………… …………………………………. …………….138

4

Lucrarea nr. 1.
ÎNCERC ĂRI NEDISTRUCTIVE ALE ALIAJELOR

Defectoscopia cu radia ții penetrante, cu ultrasunete și magnetic ă

Tehnica modern ă de control, se axeaz ă în prezent foarte mult pe metode ce
permit aprecierea calit ății materialelor și pieselor fă ră a le distruge, pentru a
preleva epruvetele necesare încerc ărilor.
Aceste metode se numesc încerc ări de defectoscopie. Ele permit evaluarea
calitativă și cantitativ ă a defectelor, precum și a cauzelor ce au condus la apariț ia
lor, permi țând interven ția în procesele tehnologice pentru eliminarea lor.
Principiul ce st ă la baza încerc ărilor de defectoscopie, este înregistrarea
diferențierilor ce apar între diversele tipuri de energii introduse în material, fa ță de
nivelul energiei ie șite din materialul încercat.
Metodele folosite în prezent pe scar ă largă folosesc energia radiaț iilor
penetrante X și γ, a ultrasunetelor și a câmpului magnetic. Fiecare procedeu are
avantaje substan țiale într-un anumit domeniu de investiga ție, deci metodele în
principiu se complectează reciproc, nu se substituie.

1.1.Defectoscopia cu radia ții penetrante.

Principii teoretice.
Radiografia industrial ă permite ob ținerea informa țiilor privind calitatea
structurii interne și a prezen ței defectelor din piese, în registrate pe un document.
Agentul de investiga ție sunt radia țiile nucleare. Cunoscâ nd caracteristicile
fasciculului incident și analizând fasciculul emergent , un detector convenabil ales
sensibil la modific ările produse, se trag concluziile privind calitatea produsului
examinat.
În radiografia industrial ă se folosesc radia țiile electromagnetice penetrante
X și γ, caracterizate prin natura, valoarea lungimilor de und ă și energia lor.
Propagarea lor se face în linie dreapt ă, cu viteza luminii și datorită energiei
mari pot p ătrunde în materiale. Ele ionizeaz ă mediile prin care trec ș i
impresioneaz ă emulsiile fotosensibile. Asupra fiin țelor vii au o influen ță nocivă și
se impune luarea unor m ăsuri de protec ție deosebite.
Radiațiile X se produc în tuburi roentgen, prin frânarea bruscă pe o țintă a
unui fascicol de electroni emi și de un filament înc ălzit și accelera ți de un câmp
electric. Fotonii emi și au diferite lungimi de und ă, în funcție de poten țialul de
accelerare.
Radiațiile gama apar ca urmare a proceselor de dezintegrare ce au loc în
nucleele elementelor sau în izotopii radio activi. Energia lor depinde de natura
surselor.
Sursele de radia ții gama utilizate în tehnic ă sunt izotopii de Co-60 (perioada
de înjumă tățire 5,3 ani) Iridium . 137 (T 1/2 = 74 zile).
5

La trecerea radia țiilor nucleare prin substan țe apar modific ări ale
caracteristicilor fasciculelor in cidente, ca urmare a interac ției acestora cu
particulele de ma terial, concretizată prin absorb ție și împrăș tiere.
Legea atenu ării radiațiilor electromagnetice penetrante este:
x
0 Xe I Iμ −⋅ = ( 1 )
în care:
I x = intensitatea fasciculului emergent;
I 0 = intensitatea fasciculului incident;
x = grosimea piesei;
μ = coeficient de atenuare datorit ă proceselor de interac ție.

Atenuarea are loc dup ă o exponenț ială, ce depinde de natura substan ței
penetrante de grosimea ei și de energia fotonilor inciden ți.
Metodele radiografice se bazeaz ă pe fenomenul de atenuare diferen țiată a
fasciculului de radia ții incident, în cazul prezen ței neomogenit ăților în materialul
examinat.
În raport cu fasciculul incident de intensitate I 0
radiațiile ce trec prin zone f ără defecte I 1 se atenueaz ă
mai mult decât cele ce trec prin zone cu defecte I 2, I3,
nedepinzând de poziț ia acestora.

x
0 1I Iμ −= (2)
Fig.1.1. Schema atenu ării
radiațiilor. ) x x (
0 2I IΔ − μ −= (3)
x
x
0x x
0
12ee Ie e I
IIΔ μ
μ −Δ μ μ −
=⋅⋅ ⋅= (4)
(5) 1 2I I>

Imaginea radiant ă purtată de fluxul emergent poate fi transformat ă în
imagine optic ă-radiografie.
Radiofilmul se plaseaz ă pe obiectul de examinat. Pentru a determina durata
de expunere trebuie cunoscute: intensitatea sursei și distanța sursă-radiofilm.
Practic, se lucrează cu nomograme de expunere specifice aparatelor și surselor.
Folosirea unor ecrane intensificat oare (folii de Pb) duce la cre șterea
contrastelor înregistrate pe film și la reducerea duratei de expunere.
Pentru interpretarea radiografiilor se compară zonele de diferite opacit ăți de
pe film cu imaginea unui indi cator de calitate standard.
Interpretarea radiografiilor se face prin transparen ță folosind un dispozitiv
de iluminare-negatoscop.
Defectoscopia cu raze X d ă rezultate bune la piese metalice cu grosimi de
până la 100-150 mm. Gamadefectoscopia pe rmite cercetarea pieselor cu grosimi
mai mar și anume pân ă la 200 – 300 mm.
Folosirea razelor gamma impune m ăsuri de protecț ie mai severe decât la
razele X, dar sursele sunt mai ieftine și se preteaz ă la condiții de șantier.

6

1.2.Defesctoscopia cu ultrasunete.

Principii teoretice.

Ultrasunetele sunt vibra ții acustice cu frecven ța între 105 – 109 Hz, ce se
propagă sub form ă de undă elastică. Ele sunt caracterizate prin viteza de
propagare, intensitate, reflexie și atenuare.
Ultrasunetele sunt produse de oscilatoare piezoelectrice, compuse dintr-un
cristal de cuar ț care supus unei tensiuni a lternative, va produce vibra ții cu o
frecvență egală cu cea a tensiunii aplicate.
Plăcuțele piezoelectrice (traductorul elect roacustic) sunt montate într-un
palpator ce transmite ultrasunete de la palpator la pies ă.
Defectoscopia cu ultrasunete se bazeaz ă pe fenomenul de reflexie al
ultrasunetelor, când acestea întâlnesc o suprafa ță de separa ție între dou ă medii de
densitate diferit ă. Metodele uzuale s unt metoda ecoului și metoda umbrei.
Metoda ecoului cea mai folosit ă în practică folosește palpatoare
piezoelectrice de emisie-recep ție cu frecven ța de peste l MHz.
În timpul liber dintre impulsurile ini țiale 1, capul recep ționează impulsurile
reflectate în pies ă și le înregistreaz ă pe
oscilogram ă. Distanța dintre semnalele
A și B este propor ționată cu lungimea
L a piese. Dac ă piesa are un defect la
distanța L 1, fasciculul de ultrasunete
nu mai ajunge în întregime la suprafa ța
opusă capului de emisie-recep ție, fiind
parțial reflectat de defect.
Ultrasunetele reflectate de defect
parcurg un drum mai scurt și se întorc
mai repede la capul de emisie recep ție,
fiind înregistrat ă în oscilogram ă sub
forma ecoului defectului C, la distan ța
L1 de impulsul iniț ial. Înălțimea
ecoului defectului este propor țională
cu suprafa ța defectului.
Metoda umbrei folose ște tot
impulsuri, dar lucreaz ă cu un palpator
de emisie și unul de recep ție și are o
sensibilitate mai mic ă decât metoda
ecoului. Defectoscopia cu ultrasune te are sensibilitate foarte ridicat ă și se pretează
la orice materiale cu grosimi de pân ă la 5 – 10 m.
Fig.1.2. Tehnica de examinare la metoda
ecoului.
1-palpator, 2-piesa,
3-oscilograma, 4-defect.
A-emisie, B-fund, C-ecou.

7

1.3.Defectoscopia magnetic ă.

Principii teoretice.

Încercările magnetice se pot aplica numai pieselor feromagnetice. Câmpul
magnetic omogen se caracterizeaz ă prin linii de for ță drepte, paralele ș i la distan țe
egale.
Câmpul magnetic este caracterizat prin induc ția magnetică B, excita ția
magnetică H și permeabilitatea magnetic ă μ după legea:

H B⋅μ= ( 6 )

Introducând un material fero-ma gnetic într-un câmp magnetic, apare o
inducție suplimentar ă.
Magnetizarea unui material feromagne tic duce la formarea unui câmp
omogen în interiorul s ău, dacă și materialul este omogen. Când exist ă
neomogenit ăți deci când permeabilitatea magnetic ă este diferit ă în interiorul lui,
câmpul va fi neomogen. Prezen ța defectului opune o rezisten ță trecerii liniilor de
forță , care vor trebui s ă ocoleasc ă porț iunea respectivă . Liniile de for ță vor fi
deviate și în apropierea zonei rezistente din suprafa ța corpului apare o îndesire
locală ce duce la creș terea intensit ății, la formarea unui câmp de dispersie și la
reținerea pulberii pres ărate pe pies ă.

Fig.1.3. Câmpul
magnetic de dis persie . Intensitatea câmpului magnetic de
dispersie este influenț ată de: pozi ția defectului,
orientarea lui, adâncimea la care se afl ă, forma
defectului, permeabilitatea magnetic ă și mărimea
excitației magnetice aplicate. Se observ ă că metoda d ă
rezultate bune în cazul de fectelor apropiate de
suprafață, de form ă alungită și orientate sub un unghi
cât mai apropiat de 90ș cu direc ția fluxului magnetic.
Metodele de magnetizare folo site în defectoscopia magnetic ă sunt:
magnetizarea liniar ă, circulară (transversal ă) și mixtă (fig.1.4.).

Fig.1.4. Metode de magnetizare.
a-magnetizare liniar ă cu electromagnet,
b-magnetizare transversal ă cu curent prin pies ă.

8

Punerea în eviden ță a câmpurilor de dispersie se poate face cu: pulberi
magnetice și cu band ă magnetic ă. Aplicarea pulberii magnetice pe suprafaț a de
încercat se face prin procedee umede, fo losind o suspensie de pulbere în fluid.
Fig.1.5. Schema bloc a unui defectoscop magnetic.
1-bloc de comand ă, 2-surse de curent pentru
magnetizare. 3-supor ți pentru magnetizarea
transversal ă, 4-electromagnet, 5-rezervor, 6-pomp ă,
7-stropitoare, 8-motor electric.
Modul de lucru
La defectoscopia cu radia ții penetrante se prezint ă aparatura specific ă și o
serie de piese cu def ecte, radiografiile lor și interpretare.
La defectoscopia cu ultrasunete se va efectua determinarea pozi ției
defectelor dintr-o pies ă prin metoda ecoului ș i se va reprezenta oscilograma
rezultată .
La defectoscopia magnetic ă se va efectua practic magnetizarea longitudinal ă
și transversal ă a pieselor și se vor pune în eviden ță zonele cu defect, prin re ținerea
piliturii pe aceste zone.
Studiind lucrarea, studentul trebuie s ă găsească răspuns la urm ătoarele
noțiuni teoretice și practice:
− Care este principiul defectoscopiei cu radia ții penetrante?
− Cum se pun în eviden ță defectele structural e prin defectoscopia
cu ultrasunete?
− Care este principiul defectoscopiei magnetice?
− Ce metode de magnetizare se cunosc?

9

Lucrarea nr. 2.
ÎNCERC ĂRI TEHNOLOGICE ALE TABLELOR ȘI SÂRMELOR

Încerc ările tehnologice au rolul de a stabili propriet ățile tehnologice ale
materialelor, adic ă capacitatea acestora de a se preta la diferite metode de
prelucrare la cald sau la rece. Încerc ările tehnologice le putem clasifica în dou ă
grupe:
I. Încercări tehnologice pentru determinarea propriet ăților de prelucrare
primară.
II. Încercări tehnologice pentru determinarea propriet ăților de prelucrare
secundară.
În prima grup ă intră următoarele categorii de încerc ări:
I.1. Încerc ări de turnabilitate – stabile sc caracteristicile de baz ă privind
comportarea materialului la tu rnare: fluiditatea, contrac ția, tendin ța de segregare,
etc;
I.2. Încerc ări de forjabilitate – stabilesc propriet ățile metalelor de a opune
rezistență scăzută la deformare.
În grupa a doua intr ă următoarele categorii de încerc ări:
II.1. Încerc ări de sudabilitate – stabilesc capacitatea metalelor de a forma
îmbină ri sudate;
II.2. Încerc ări de așchiabilitate – determin ă capacitatea metalelor și aliajelor
metalice de a se prelucra prin a șchiere;
II.3. Încerc ări de uzură – permit aprecierea durabilit ății stratului superficial
în diverse condi ții de frecare;
II.4. Încerc ări de deformabilitate – aprecierea propriet ăților tehnologice care
se face pe baza m ăsurătorilor și a stării suprafe țelor în urma încerc ărilor.
În continuare se expun încerc ările de deformabilitate folosite în cadrul
laboratorului pentru verificar ea caracteristicilor metalelor.
Acestea sunt:
– încercarea la îndoire;
– încercarea de r ăsucire a sârmelor;
– încercarea de ambutisare – dup ă metoda Erichsen

2.1. Încercarea de îndoire.
Principii teoretice.

Se execut ă asupra aliajelor feroase și neferoase pentru a verifica capacitatea
metalelor de a lua diferite forme prin încovoiere și comportarea lor în timpul
solicitării.

2.1.1. Încercarea la îndoire simpl ă
Constă în deformarea unei epruvete rec tilinii cu grosimea mai mare de 4
mm prin îndoire lent ă și continuă în jurul unei piese, pân ă la formarea unui unghi
între fața unei ramuri a epruvetei și prelungirea celeilalte ramuri îndoite.
10

Încercarea se execut ă pe mașina universal ă de încercat. Se deosebesc trei
tipuri de încerc ări:
– îndoire liber ă în dispozitiv cu role la diferite unghiuri sub 160o (fig. 2.1.);
– îndoire în matri ță la anumite unghiuri (fig. 2.2.);
– îndoire complet ă la 180o, la diferite distan țe între ferestrele interioare ale
ramurilor deformate (fig. 2.3.).

Fig. 2.1. Schema îndoirii libere în diozitiv cu role:1 – role de sprijin, 2 – epruvetă ,
3 – dorn de ap ăsare, l 1 = D + 3 a; D r – diametrul rolei de spriji n, D – diametrul poansonului

În timpul îndoirii ep ruvetele se vor
deforma, fibrele din partea exterioară se
alungesc, iar cele din partea interioar ă se
scurtează.
Epruvetele sunt
standardizate, plate, rotunde sau
poligonale. Lungimea se ia 5Q + 100 mm,
dar nu mai mic ă de 200 mm.
Modul de lucru

Fig. 2.2. Schema îndoirii în matri ță: 1 –
matrița,
2 – epruvet ă,3 – poanson, l 1 = D + 3 a
:
– Se măsoară epruveta trecând datele
în tabelul 2.1.;
– Se așează epruvetele pe rolele de
sprijin sau matri ță;
– Se apasă dornul în mod continuu
fără șocuri asupra epruvetei pân ă la
un unghi sub 160o;
– Pe epruvetele desc ărcate se m ăsoară unghiul diedru α;

11

Fig. 2.3. Schema îndoirii la 180o: 1 – bacuri, 2 – epruvet ă, 3 – distan țier

– La îndoirea la 180o, după deformarea în dispozitiv, se continuă deformarea
până la 180o când ramurilr ajung paralele, iar pentru reglarea distan ței între
ramuri se folosesc cale de distan țare. Rezultatele se trec în tabelul 2.1.
Tabelul 2.1.

Dimensiunile ini țiale
pruvetei [mm] ale eCondiții
de
încercat Rezultate
Nr. crt.
Materialul de încercat
a b d l0 D l1α Z

Interpretarea rezultatelor

– Se examineaz ă starea suprafe ței. Unghiul de îndoire limit ă se consider ă
atins la apari ția primei fisuri de maximum 5 mm pe suprafa ța întinsă a
epruvetei;
– Se apreciaz ă care din materiale se preteaz ă la deformarea plastic ă prin
îndoire și se apreciaz ă calitatea suprafe ței după aspect.

2.1.2. Încercarea la îndoire alternat ă.
Principii teoretice.
Încercarea const ă în îndoirea repetat ă la 90o, în sensuri opuse, a unei
epruvete fixate la un cap ăt, în jurul unor bacuri cu raz ă de racordare determinat ă.
Se consider ă îndoirea alternat ă îndoirea epruvetei la 90o și readucerea ei la pozi ția
inițială. Epruvetele folosite se prelucreaz ă din table, benzi sa u sârme. Dispozitivul
de încercat este prezentat în fig. 2.4.

Modul de lucru :
– Epruvetele în stare ini țială trebuie să fie plane;
– Se măsoară epruveta și se trec datele în tabelul de rezultate (tab. 2.2.);
– Se fixează cu un cap ăt între fălcile dispozitivului;
12

– Se execut ă îndoiri alternative pân ă la ruperea epruvetei. Ultima îndoire nu
se ia în considerare deoa rece ea nu este complet ă;
– Se păstrează viteza de îndoire constant ă, iar aceasta nu trebuie s ă depășească
o îndoire pe secund ă;
Rezultatele se trec în tabelul 2.2.

Fig. 2.4. Dispozitivul încerc ării de îndoire
alternantă
1 – suport pentru bacuri;
2 – bacuri schimbabile, cu diverse raze de
racordare;
3 – antrenor cu fante;
4 – epruvet ă.

Interpretarea rezultatelor
– Se va reprezenta grafic varia ția nr. de
îndoiri f(R bac) pentru fiecare material
în parte;
– Se vor trage concluziile asupra
comportării materialului..

Tabelul 2.1

Dimensiunile ini țiale ale
ruvetei, [mm] epNr.de îndoiri ptr. urm ătoarele
raze ale bacurilor
Nr
crt
Materialul de încercat
d a b l0 h R=2,5 R=5 R=7,5 R=10

2.2. Încercarea la r ăsucire a sârmelor.
Principii teoretice .
Serve ște la eviden țierea comport ării sârmelor de grosime minim ă 0,3 mm la
solicitarea de r ăsucire și depistarea neomogenităț ilor, defectelor interioare sau
exterioare ale material ului. Încercarea const ă în răsucirea unei epruvete în jurul
axei sale pân ă la rupere. Lungimea liber ă a epruvetei este L 0 = 100d pentru sârme
cu 1≤d<5 mm (L 0 = 50d pentru 5 ≤d). Încercarea se execut ă cu un aparat a că rui
schiță de principiu este prezentat ă în fig. 2.5.

Modul de lucru :

– Se fixează capetele în dispozitiv și se tensioneaz ă sârme;
– Se pune în func țiune aparatul;
– Se citește numărul de răsuciri înregistrate pe contorul aparatului;
– Se împarte cifra la 2 deoa rece controlul înregistreaz ă jumă tăți de tură;
– Se trec rezultatele în tabelul 2.3.

13

Tabelul 2.3.
Epruveta, [mm] Nr. de răsuciri Nr
.
crt. Materialul de
încercat d Ltot L0 Nt1 Nt2 Nt3 Nt
medObs

Fig. 2.5. Schema de principiu a aparatului
pentru răsucire
1 – motor electric
2 – cuplaj
3 – reductor
4 – numărător de rota ții
5 – cap fix care are miș care de rota ție
6 – cap glisant de întindere
7 – întrerupă tor
8 – cablu
9 – sistem de pârghii cu greut ăți
L0 – Lungimea liber ă.

Interpretarea rezultatelor

– Se trag concluzii cu privire la
comportarea materialului;
– Se observ ă forma și aspectul
rupturilor;
– Se face încercarea la îndoire
alternantă a epruvetelor rupte la r ăsucire și se trec concluziile.

2.3. Încercarea de ambutisare dup ă metoda Ericksen.
Principii teoretice.

Ambutisarea este procedeul de prelucrare a tablelor ș i benzilor prin
deformare plastic ă în scopul transform ării lor în obiecte cave.
În timpul ambutis ării apar solicit ări complexe care influen țează hotărâtor
comportarea materialului. Pe ntru aprecierea comport ării materialului, la
ambutisare se pot utiliza mai multe metode dintre care metoda Ericksen este cea
mai concludent ă și mai des folosit ă. Încercarea de ambutisare dup ă metoda
Ericksen const ă în deformarea unei epruvete strâns ă pe matriț a 1 printr-un inel de
strângere 2, cu ajutorul unui poanson cu cap sferic 3, pân ă la apariția primei fisuri
(fig. 2.6.)
Adâncimea de ambutisare h exprimat ă în mm constituie indicele Ericksen.
Epruvetele folosite sunt de form ă pătrată sau circular ă.

14

Modul de lucru :
– Se măsoară dimensiunile epruvetei;
– Se unge suprafa ța de contact a epruvetei cu poansonul pentru a mic șora
frecarea;
– Se fixează epruvete între matri ță și inelul de strângere;
– Se aduce sistemul de m ăsurare la zero;
– Se efectueaz ă încercarea;
– Se citește adâncimea de p ătrundere a poansonului;
– Se trec datele în tabelul 2.4.

Fig. 2.6. Schema încerc ării de ambutisare: 1 – matri ță, 2 – inel de strângere, 3 – poanson,
4 – epruvet ă, Dm – diametrul matri ței, D p – diametrul poansonului, D i – diametrul inelului de
strângere, H – adâncimea de ambutisare.

Tabelul 2.4.
Dimensiunile
epruvetei,
[mm] Condiții de
încercare, [mm] Adâncimea calotei,
[mm] Nr. crt. Materialul de
încercat
g a(d) dp dm h1 h2 h3 hmedObs.

– Se compar ă rezultatele pentru diferite calit ăți de tabl ă și se trag
concluziile.

Studiind lucrarea, studentul trebuie s ă găsească răspuns la urm ătoarele
noțiuni teoretice și practice:
De ce la îndoire tablele se fisureaz ă la unghiuri diferite?
De ce o sârm ă normală și una care înainte a fost r ăsucită , în cazul îndoirii
alternate peste bacuri cu raza dat ă se rupe dup ă un număr diferit de îndoiri?
Care sunt propriet ățile materialelor care influen țează adâncimea până la care
un material poate fi ambutisat?

15

Lucrarea nr. 3.
ÎNCERC ĂRI DE DURITATE

Prin duritate se în țelege, în general, rezisten ța opusă de material, unei
acțiuni de pătrundere mecanic ă a unui corp mai dur din exterior.
Scopul încerc ărilor de duritate este ob ținerea de informa ții cu privire la
caracteristicile imprimate materialului prin aplicarea unor tratamente termice,
termochimice, mecanice (presare, trefilare , rulare, ecruisare, etc.), sau depuneri
electrochimice.
Dintre multiplele metode de încercare a durit ății, în practica încerc ărilor și-
au dobândit un rol însemnat numai metodele de imprimare cu urm ă remanent ă,
statice ș i dinamice.
Metodele statice de determinare a durit ății, permit stabilirea durit ății în baza
măsurării mărimilor fundamentale care definesc duritatea, forț a și deformarea,
viteza de aplicare a for țelor de încercare neavând o influen ță hotărâtoare asupra
rezultatelor ob ținute. Metodele statice utilizate în prac6tic ă se deosebesc între ele
numai prin forma penetratorului ș i prin felul în care se m ăsoară urma produs ă
(metodele: Brinell, Vickers, Rockwell).
Metodele dinamice de determinare a durităț ii folosesc aparate speciale cu
care sarcina este aplicat ă dinamic. Penetratorul p ătrunde în materialul examinat
acționat de un șoc lăsând o urm ă, (metodele Baumann, Poldi), sau este rico șat
/metoda Shore).
În continuare se expun detaliat urm ătoarele metode de încercare a durit ății:
metoda Brinell, metoda Vickers, metoda Rockwell și metoda Foldi.

3.1. Încercarea durit ății prin metoda Brinell

3.1.1. Principii teoretice

Metoda Brinell este una dintre metodele cele mai frecvent utilizate în
examinarea metalelor cu durit ăți mai mici de 650 HB.
În principiu metoda (fig. 3.1.) const ă în apăsarea, cu o sarcin ă F, un timp
dat, pe piesa de încercat, a unei bile din OL (CW) de diametru prescris D,
perpendicular pe suprafa ța piesei de încercat și măsurarea diametrului d, al urmei
lăsate de bil ă, după îndepărtarea sarcinii.
Se noteaz ă cu simbolul HB pân ă la 450 HB și cu simbolul NBW de la 450
până la 650 HB folosind bil ă din carbură de wolfram.
Duritatea Brinell HB, se exprim ă prin raportul dintre sarcina de încercare
aplicată F și aria urmei sferice l ăsate de bil ă de diametrul D pe piesa de încercat.
Duritatea se exprim ă în unităț i Brinell, și se calculeaz ă cu relația:
HB sau HBW = SF
gn⋅1unde S = ( )2 2
2d D D D− − ⋅π
Deci:
16

HB sau HBW = ( )2 22 1
d D D DF
gn − − ⋅⋅
π
gn – accelera ția gravita ției, valoare normal ă.
În practic ă valoarea durit ății HB
(HBW) nu se calculeaz ă pentru fiecare determinare
ci se stabile ște din tabelele indicate în STAS 165-
83 în func ție de F, D și d.
Pentru a se ob ține rezultate identice în cazul
folosirii penetratoarelor cu bile de diametre diferite
și sarcini de înc ărcare diferite, este necesar s ă
existe o similitudine geometric ă. Aceast ă
similitudine este respectat ă când unghiul φ este
identic la toate urmele.
În aceste condi ții se poate scrie:

2
nn
2
22
2
11
DF … = = =DF
DF = constant.
Raportul K = 21
DF
gn⋅ se nume ște grad de
solicitare. Se recomand ă pentru K valorile 30; 15;
10; 5; 2,5; 1 și se alege astfel încât diametrul urmei
să satisfacă condiția: 0,24 D < d < 0,6D.

Fig. 3.1. Schema încerc ării
durității prin metoda Brinell
Valoarea durit ății este urmat ă de simbolul HB (HBW) cu trei indici, primul
reprezentând diametrul D al bilei-penetrator , al doilea sarcina de încercare, în kgf,
iar al treilea timpul de men ținere a sarcinii în sec unde, de exemplu 250 HB
5/750/20. Pentru condi țiile de determinare cu bila de 10 mm diametru, sarcina
294,2 N și timpul de menț inere de 10 … 15 s, simbolizar ea se face numai prin HB
(HBW).
Timpul de menț inere a sarcinii și distanțele b și c depind de natura
materialului și se aleg din SR EN.
Pentru determinarea durit ății Brinell se execut ă cel puț in trei încerc ări
obținându-se o valoare global ă a durității materialului.

3.1.2. Materiale ș i aparatură

Piesele sau probele supuse încerc ării, trebuie s ă îndeplineasc ă condițiile
prevăzute de standard: suprafa ța examinat ă trebuie s ă fie lipsit ă de defecte
(porozități, incluziuni) și porțiuni oxidate. Grosimea minim ă χ a piesei de încercat
trebuie să fie de minim 8 ori adâncimea urmei h, care este dat ă de relația:
22 2d D Dh− −= [ m m ] ( 3 . 2 . )
Suprafața de încercat va avea luciu metalic și va asigura m ăsurarea corect ă a
diametrelor urmelor l ăsate de bilă . Eventualele prelucr ări nu vor modifica
17

structura straturilor superficiale. Erorile ce pot apare sunt determinate: fie de o
surpare în jurul bilei, fie de o umfl ătură în jurul urmei, fie de abaterea diametrului
bilei de la valoarea nominal ă, fie de deformarea elastic ă sau plastic ă a bilei.
Aparatul pentru încercare (Balan ța Sibiu) realizeaz ă ciclul de înc ărcare și
descărcare Brinell în mod semiautomat. Cu a cest aparat se pot realiza sarcini de
187,5; 250; 500; 750; 1000; 1500 și 3000 Kgf. Penetratoarele folosite sunt bile cu
diametre de 10; 5; 2,5; 2 l și 1 mm confec ționate din o țel de rulmen ți.
Măsurarea diametrului urmei se face cu precizia de 0,01 mm folosind o lupă
Brinell a c ărui principiu de m ăsurare este prezentat în fig. 3.2.
3.1.3. Modul de lucru
• Se alege penetratorul și sarcina în func ție de materialul ce se încearc ă
și se regleaz ă aparatul;
• Se aduce piesa în contact cu penetratorul;
• Se pune în func țiune aparatul Brinell;
• După încetarea func ționării aparatului se
coboară măsuța aparatului se deplaseaz ă
piesa la locul de m ăsurare și se măsoară
diametrul urmei pe dou ă direcții
perpendiculare.
• Se fac trei încerc ări la distan țe indicate de
STAS;
• Din tabele se determin ă duritatea prin
citire;
• Dacă nu sunt rabele de duritate, se face
calculul durit ății cu relația (3.1.).
Rezultatele ob ținute se înscriu în tabelul nr. 3.1.
3.1.4. Interpretarea rezultatelor
Valorile ob ținute experimental se compar ă cu cele din standard și se trag
concluzii referitoare la proprietăț ile mecanice și tehnologice ale materialelor
încercate.

Fig. 3.2. Principiul m ăsurării
urmei
Tabelul 3.1.
Diametrul
mediu al urmei,
[mm] Duritatea Brinell Obs. Condițiile
încercării
urma Nr.
Crt. Materialul
încercat
F,
[N]D,
[mm] T,
[s] 1 2 3 HB 1HB 2HB 3HB m

3.2. Încercarea durit ății prin metoda Vickers
3.2.1. Principii teoretice
Metoda Vickers se aseam ănă în principiu cu metoda Brinell, constând în
apăsarea pe suprafaț a piesei de încercat, cu o sarcin ă prescrisă F, un timp dat, a
18

unui penetretator piramidal drept, din diamant cu baza p ătrată, având unghiul
diedru la vârf, între fe țele laterale opuse de 136 ° și măsurarea diagonalelor d 1 și d2
ale urmei l ăsate, pe suprafa ța încercat ă, după îndepărtarea sarcinii.
Duritatea Vickers simbolizată cu HV, se define ște prin raportul forț ei de
încercare, aplicat ă penetratorului, la aria suprafe ței laterale, a urmei remanente
produse de penetrator, urma fiind considerată ca o piramid ă dreaptă , cu baza
păstrată cu diagonala d=22 1d d+, având acela și unghi la vârf ca și penetratorul.
Cu toate că este metoda cu cel ma i larg interval de m ăsurare, putând fi
folosită aproape universal, metoda Vickers nu este a șa de frecvent folosit ă ca
metoda Brinell.
Unghiul de 136° între dou ă fețe opuse la vârful penetratorului a fost astfel
ales, pentru a se stabili o leg ătură cu duritatea Brinell. Intervalul diametrelor
urmelor Brinell fiind stabilit la valori cuprinse între 0,240 și 0,6 D, valoarea medie
este 0,420. Ori piramida cu unghiul între fe țele opuse de 136 ° are fețele tangente la
o bilă de diametru D, dup ă un cerc având diametrul d 0 = 0,420 (fig. 3.3).
Notând cu F sarcina de încercare și cu S aria suprafe ței laterale a piramidei
cu diagonala d se ob ține pentru duritatea Vickers expresia:

2 218544 , 1
2136sin 21
dF
g dF
SF
gHV
n n⋅ ⋅ =
°= ⋅ = (3.3)

gn – accelera ția gravita ției, valoarea normal ă.

Aceast ă metodă se aplic ă în intervalul
cuprins între 4,95 HV ș i 2964 HV. Adâncimea de
penetrare a piramidei Vickers fiind numai 1/7 d,
metode se presteaz ă și pentru încercarea durităț ii
depuse galvanic, etc. Urmele fiind foarte mici se
determină duritatea local ă.
Pentru determinarea durit ății prin metoda
Vickers se execut ă cel puțin trei urme.
Din motive practice STAS-ul 492/1-85
recp,amdă pentru sarcinile de ap ăsare valorile: 5;
10; 20; 30; 50 ș i 100 Kgf, iar pe ntru timpii de
menținere a sarcinii valorile: 10…15 s pentru o țel;
30…55 s pentru metale și aliaje neferoase.

Duritatea Vickers se noteaz ă cu simbolul HV urmat de un indice care
reprezintă sarcina de înc ărcare ăn Kgf, când aceasta difer ă de 294N și separat
printr-o linie oblic ă de un indice care reprezint ă durata de men ținere )10…15 s);
de exemplu: 450 HV 10 respectiv, 450 HV 100/30.

Fig. 3.3. Schema încerc ării
durității prin metoda Vickers
19

3.2.2. Materiale ș i aparatură
Piesa sau proba de încercat trebuie s ă fie curată și lipsită de oxizi în zona de
încercare. Rugozitatea suprafe ței va fi R a = 0,4. Grosimea pies ei (a) sau a stratului
va fi minim 1,5 d în cazul metalelor și aliajelor feroase dure ș i de minim 3 d în
cazul metalelor și aliajelor neferoase moi. Modul de prelucrare a suprafe ței de
încercat nu trebuie s ă modifice structura straturilor superficiale.
Încercarea se execută pe un aparat de tip portabil cu sarcini de încercare de
10 și 30 Kgf.
Microscopul m ărește amprenta de 150 ori iar micrometrul permite
măsurarea cu precizie de 0,001 mm. O rota ție a ș urubului micrometric ce
reprezintă 100 diviziuni deplaseaz ă diafragma pe imaginea obiectivului cu 0,1
mm. Erorile ce pot apare sunt determinate: fie de a șezarea incorect ă a probei, fie
de măsurarea incorect ă a diagonalelor urmei.

3.2.3. Modul de lucru
• Piesa sau proba de încercat se a șează pe masa aparatului și se
imobilizeaz ă. Cu ajutorul microscopului se caut ă o zonă curată pentru încercare.
• Se execut ă penetrația prin ap ăsarea penetratorului pe suprafa ța de încercat
lent progresiv f ără șocuri.
• Se ridică penetratorul și se măsoară cele dou ă diagonale ale urmei, dup ă
care se calculeaz ă media aritmetic ă a lor.
• Cu valoarea medie a celor dou ă diagonale se determin ă duritatea Vickers
folosind tabelele aparatului; în lipsa tabelelor se calculeaz ă duritatea cu rela ția 3.3.
Între 5 Kgf (49N) și 100 Kgf (980N) duritatea ob ținută este independent ă de
mărimea sarcinii de încercare.
• Se execut ă cel puț in trei urme respectându-se distan țele b = c = 2,5 d
pentru piese din o țel, cupru și aliaje de cupru.
• Rezultatele ob ținute se înscriu în tabelul 3.2.

Tabelul 3.2.
Diametrul
mediu al urmei, [mm] Duritatea Brinell Obs. Condițiile
încercării
urma Nr.
Crt. Materialul încercat
Sarcina F, [N] Timpul de menținere
al sarcinii R [s] 1 2 3
HB 1HB 2HB 3HB m

3.2.4. Interpretarea rezultatelor

Pe baza rezultatelor ob ținute se vor trage concluzii asupra structurii și
proprietăților materialelor încercate.
20

3.3. Încercarea durit ății prin metoda Rockwell

3.3.1. Principii teoretice

Determinarea durit ății prin metoda Rockwell este una din încerc ările mult
utilizate în industria ș i laboratoarele de cercetare a metalelor, fiind o metod ă
simplă și rapidă dar mai puț in precisă decât metoda Vickers,
Duritatea Rockwell este num ărul care reprezint ă diferența dintre o adâncime
convențională dată (E) și adâncimea p ătrunderii remanente (e) a penetratorului sub
o suprasarcină (F 1), adâncimea remanent ă măsurându-se fa ță de pozi ția
penetratorului sub sarcina ini țială (F0).
Duritatea Rockwell se calculeaz ă cu relația HR = E-e (3.4.)
Prin această metodă se determină rezistența pe care o opun metalele la
pătrunderea unui penetrator conic din diaman t (încercarea A, C sau D) sau sferic
din oț el (încercarea B. F sau G).
Încercarea const ă în apăsarea penetratorului pe piesa de încercat în trei faze
și anume: (vezi fig. 3.4.).

• Faza 1 – se aplic ă penetratorului
sarcina ini țială (F 0) sub acțiunea căreia
acesta, pătrunde în pies ă la o adâncime
(a), care este considerat ă poziț ie iniț ială:
dispozitivul de m ăsurare a adâncimii de
penetrare se aduce la zero (la unele
aparate se realizeaz ă automat);
• Faza 2 – se aplic ă penetratorului
suprasarcina (F 1), acesta p ătrunzând sub
acțiunea sarcinii totale F=F 0+F1 mai
adânc în masa piesei de încercat pân ă la
o adâncime (b);
• Faza 3 – se îndep ărtează
suprasarcina (F 1) (la unele aparate având
loc automat), men ținându-se sarcina
inițială, fapt ce provoacă revenirea
penetratorului la o adâncime (e) mă surată față de poziția inițială a penetratorului.
Determinarea durit ății se face pe baza m ăsurării cu comparatorul cu cadran
a creș terii adâncimii urmei remanente (e).
Duritatea Rockwell se noteaz ă corespunz ător scării utilizate (de exemplu
57HRC înseamn ă duritatea 57 ob ținută cu un con de diamant sarcina totală fiind
1471N1.

3.3.2. Materiale ș i aparatură

Pentru executarea încerc ării se folosesc piese sau probe care trebuie s ă aibă
suprafețe plane, netede (R a = max. 1,6) lipsite de defecte, oxizi, impurit ăți și
Fig. 3.4. Schema încerc ării durității
prin metoda Rockwell scara C.
21

unsori. O condi ție esențială impusă la această metodă de încercare, este asigurarea
imobilității piesei în cursul încerc ării. Suprafa ța de încercat trebuie s ă fie
perpendicular ă pe axa penetratorului cu abatere maxim ă de 2 °.Grosimea pieselor
trebuie să fie de cel pu țin 10 e.
Încercarea se execut ă pe un aparat Rockwell prev ăzut cu un dispozitiv
indicator cu dou ă scări:
• Scara Rockwell B pentru domeniul 0 – 130 HRB
• Scara Rockwell C pentru domeniul 0 – 100 HRC
• Valoarea unei diviziuni de pe scara dispozitivului indicator (o unitate
de duritatea Rockwell) coresp unde cu o adâncime de p ătrundere a
penetratorului de 0,002 mm. Sa rcinile de încercare sunt:
o Sarcina ini țială F0 = 98,07 N;
o Sarcina total ă pentru scara Rockwell B = 980,7 N;
o Sarcina total ă pentru scara Rockwell C = 1471 N.
Aparatul are un dispozitiv pentru înc ărcare-desc ărcare automat ă a
penetratorului, cu o vitez ă de aplicare a sarcinii sub 1 mm/s și cu o durat ă de
încercare reglabil ă între 8s și 20 s.
Aplicarea sarcinii ini țiale F 0 este semnalizat ă de o lamp ă electrică prin
stingerea ei. Manevrarea apar atului se face prin dou ă manete.

3.3.3. Modul de lucru

• Se verific ă dacă manetele aparatului sunt în pozi țiile corespunz ătoare
începerii lucr ării (maneta mic ă în sus, manta mare în jos) ș i lampa de semnalizare
a aplicării sarcinii ini țiale funcționează;
• Se fixează în montura aparatului penetratorul, care poate fi un con de
diamant cu unghiul la vârf de 120 ± 0,5 ° la încercarea C sau sferic dintr-o bil ă de
oțel călit de diametru 1,588 mm la încercarea B.
• Se regleaz ă aparatul pentru condi țiile prescrise la încercarea
respectivă .
• Se examineaz ă piesa dac ă îndepline ște condițiile încerc ării, după care
se așează pe masa aparatului și se aduce în contact cu penetratorul în mod lent și
progresiv pentru a nu se produce șocuri; se continu ă apăsarea piesei de penetrator
prin ridicarea mesei pân ă la stingerea l ămpii de semnalizare, fapt ce marcheaz ă
aplicarea sarcinii ini țiale F 0: se oprește ridicarea mesei.
• Prin coborârea manetei mici se aplic ă asupra penetratorului
suprasarcina (F 1); din acest moment maneta mare se ridic ă, asupra penetratorului
acționând sarcina total ă F = F 0 + F 1 durata prescris ă (8, 15 sau 20s) în func ție de
materialul supus încercă rii.
• Pe parcursul ridic ării manetei mari are loc desc ărcarea penetratorului
de suprasarcina F 1 de către mecanismul automat, sarcina ini țială F0 acționând în
continuare penetratorul.
• Se citește pe dispozitivul indicator direct duritatea Rockwell f ără a
mai calcula diferen ța HR = E – e pentru c ă, cadranul dispozitivului indicator a fost
22

adus la zero în mod automat în timpul aplic ării sarcinii ini țiale asupra
penetratorului.
• Se coboar ă maneta mare, lampa de semn alizare se aprinde, fapt ce
marcheaz ă descărcarea penetratorului de sarcina ini țială; în timpul coborârii
manetei mari, maneta mic ă se ridică.
• Se coboar ă masa aparatului cu piesa, aparatul fiind astfel preg ătit
pentru o nou ă încercare, repetându-se înc ă de două ori încercarea; distan ța între
două urme respectiv între urm ă și marginea piesei va fi de minim 2 mm în cazul
penetratorului conic și de cel pu țin 3 mm în cazul penetratorului sferic. Erorile
cele mai frecvente sunt cauzate de a șezarea incorect ă a probelor.
• Rezultatele ob ținute se înscriu în tabelul 3.3.

Tabelul 3.3.
Duritatea Rockwell Obs.
Nr.
Crt. Materialul
Încercat ScaraSarcina
Inițială
F0
[N] Supra
Sarcina
F1,
[N] Sarcina
Totală
F,
[N] HR HR 2HR 3HR med

3.3.4. Interpretarea rezultatelor.

Cu ajutorul rezultatelor ob ținute se trag concluzii asupra propriet ăților
materialelor încercate.

3.4. Încercarea durit ății prin metoda dinamică -plastică

3.4.1. Principii teoretice .

Determinarea durit ății prin metoda dinamic ă-plastică cu bară de comparaț ie
se bazeaz ă pe pătrunderea unui penetrator sferic (bil ă de oțel) simultan în
materialul de încercat și în bara de compara ție sub efectul for ței care acț ionează
asupra penetratorului în mod practic instantaneu.
Din egalitatea lucrurilor mecanice produse pentru p ătrunderea
penetratorului în pies ă și în bara de compara ție, rezultă, în urma unor transform ări
matematice, rela ția de calcul a durit ății piesei încercate:

22
pe
e pddHB HB⋅ = ( 3 . 5 . )
Unde:
HB p este duritatea piesei încercate:
HB e – duritatea barei de compara ție;
dp – diametrul urmei pe piesa încercată ;
de – diametrul urmei pe bara de compara ție.

23

Această metodă se folose ște la determinarea durit ății pieselor de gabarit
mare, inaccesibile aparat elor de duritate static ă.
Rezultatele determin ării durității cu aceast ă metodă sunt afectate de erori
până la ±10% fa ță de valoarea durităț ii statice (HB). Din acest motiv metoda nu
este standardizat ă, fiind utilizat ă cu caracter informativ. Metoda se aplic ă la
încercarea pieselor cu duritatea mai mic ă de 450 HB.

3.4.2. Materiale ș i aparatură .

Pentru executarea încer4c ării se folosesc piese sau probe care trebuie s ă fie
lipsite de defecte (porozit ăți, incluziuni, oxizi) în zona de încercat. Grosimea
piesei va fi mai mare de 10 mm.
Suprafața supusă examinării se prelucreaz ă printr-o metodă care să nu
modifice structura și să asigure m ăsurarea corect ă a diametrelor urmelor.
Aparatul folosit la executarea încerc ării este prezentat în fig. 3.3.
Lucrul mecanic de lovire se realizează cu un
ciocan de 0,5 kg.

Fig. 3.5. Aparatul POLDI
1 – carcas ă; 2 – tijă mobilă;
3 – bară de compara ție;
4 – bilă de oțel de φ 10;
5 – arc elicoidal 6 – piesa de încercat Pentru m ăsurarea diametrelor urmelor se
folosește o lupă ce are o scar ă gradată cu precizia
de 0,1 mm, iar cu ajutorul tabelelor ata șate
aparatului se determin ă duritatea echivalentă
Brinell.

3.4.3. Modul de lucru

• Se așează bila pe materialul de încercat,
aparatul fiind ținut în pozi ție perpendicular ă pe
suprafața piesei de încercat.
• Se aplică cu ciocanul o lovitur ă pe tija
aparatului, bila producând o urm ă în bara de
comparație și o urmă pe piesa de încercat.
• Se măsoară diametrul urmelor de pe bara de
comparație și de pe piesa încercată cu ajutorul
lupei aparatului. Se ia drept diametru al urmei
media aritmetic ă a două citiri pe dou ă direcții
perpendiculare.
• Din tabelele ata șate aparatului se determin ă duritatea pentru fiecare
încercare; în lipsa tabelelor dur itatea se va calcula cu rela ția 3.5.
• Se execut ă trei încerc ări distanța între urmele învecinate p ăstrându-se de 3
d. Mă rimile urmelor se recomand ă să fie menținute între limitele 0,240 și 0,60.
• Rezultatele ob ținute se înscriu în tabelul nr. 3.4.

24

Tabelul 3.4.
Duritatea piesei HBp Diametrul
mediu al
prentei pe
piesă, am
[mm] Diametrul mediu al
amprentei pe bara de
comparație
[mm] Încercarea Nr.
Crt. Material Încercat Duritatea barei de
comparație,
HB
e
1 2 3 1 2 3 1 2 3 Media

3.4.4. Interpretarea rezultatelor

Rezultatele ob ținute se compar ă cu cele din STAS tr ăgându-se concluzii
asupra propriet ăților încercate.

Studiind lucrarea, studentul trebuie s ă găsească răspuns la urm ătoarele
noțiuni teoretice și practice:
– Care este diferen ța dintre metodele statice și cele dinamice de determinare a
durităț ilor?
– Ce tipuri de penetratoare se utilizeaz ă la diferite metode de determinare a
durităț ii?
– Prin ce metode se determin ă dimensiunile urmelor l ăsate de penetratoare?

25

Lucrarea nr. 4.
ÎNCERC ĂRI MECANICE STATICE

Prin încerc ări mecanice se în țeleg toate determin ările privind comportarea
materialelor la anumite solicit ări, în scopul determin ării caracteristicilor mecanice.
Încercările mecanice pot fi:
– încercări statice, la care viteza de solicitare este de cel mult 10
daN/mm2·s, sau frecven ța de solicitare este cel mult egal ă cu 50 cicluri/s
și
– încerc ări dinamice, la care viteza de solicitare este mai mare de 10
daN/mm2·s, sau frecven ța de solicitare este mai mare de 50 cicluri/s.
În urma încerc ărilor mecanice se determin ă proprietăț ile materialelor, sau se
verifică dacă acestea satisfac anumite condi ții impuse.
În cadrul încerc ărilor mecanice statice se vor executa ș i studia încerc ările :
la tracț iune (întindere), la compresiune, la încovoiere și la forfecare.

4.1. Încercarea la tracț iune
Principii teoretice
Încercare la trac țiune constă în aplicarea, în general pân ă la rupere, asupra
epruvetei a unei sarcini de trac țiune, în vederea determin ării anumitor caracteristici
mecanice.
Epruveta confecț ionată din materialul dorit se pr inde în capetele unei ma șini
universale de încercat la trac țiune, care aplic ă în lungul axei ei o
forță statică (lentă, continuă, progresiv ă și fără șocuri, fig.4.1).
Fig. 4.1.
Modul de
prindere
al
epruvetei
În timpul încercă rii epruveta suferă deformații elastice, apoi
plastice (se alunge ște, se gâtuie ște), se ecruiseaz ă și în cele din
urmă se rupe.
Felul cum decurge solicitarea se înregistreaz ă automat de c ătre
mașina de încercat ( sau se determin ă experimental) sub forma
unei diagrame denumit ă curbă caracteristic ă convențională la
tracțiune (fig.4.2). Ea se reprezint ă în coordonatele: tensiunea
curentă în epruvet ă (σ) și alungirea specific ă (ε).
Prin tensiune curent ă în epruvetă (σ) se înț elege raportul dintre
sarcina curentă și aria secț iunii inițiale a epruvetei, iar prin
alungire sau lungire specific ă se înțelege raportul dintre
deformația liniară (ΔL) și lungimea (L) a unui element dintr-un
corp care se deformeaz ă: []% ; 100 .LLΔ=ε
Urmărind pe figura 4.2 deformarea epruve tei, se disting mai multe regiuni.
Până în punctul A, numit limit ă de propor ționalitate, c ăruia îi corespunde o
tensiune limit ă de proporț ionalitate σp, lungirile specifice cresc propor țional cu
tensiunile. Ecua ția acestei por țiuni se exprim ă prin legea lui Hooke : σ = E ⋅ ε ‚
26

unde E este o constantă a materialului denumit ă modul de elasticitate (modulul lui
Young).
Pe intervalul 0 – B deforma țiile epruvetei sunt elastice, adic ă ele dispar
odată cu descărcarea epruvetei. Punctu l B, situat la limita acestui interval definit
de o tensiune de elasticitate σe, se nume ște limită de elasticitate.
Fig. 4.2. Curba caracteristic ă convențională la tracțiune a unui
oțel cu plasticitate medie. După depășirea limitei de elasticitate, în dr eptul unui punct C, se constat ă că
epruveta continuă să se deformeze, fă ră ca tensiunea s ă crească. Acest punct se
numește limit ă de
curgere și-i corespunde o
tensiune de curgere σc.
Traseul aproximativ
orizontal, de multe ori
sinuos, al curbei
caracteristice ce urmeaz ă
limitei de curgere este
numit palier de curgere
(C – D).La unele materiale palierul de
curgere lipse ște, iar
stabilirea limitei de
curgere întâmpin ă
dificultăți. Ca urmare, se
definește drept limit ă de
curgere tehnic ă punctul
de pe curba
caracteristic ă căruia îi
corespunde dup ă
descărcarea epruvetei o lungire specific ă remanent ă de 0,2 %. Tensiunea normal ă
corespunz ătoare acestei limite se notează cu σ
0,2 .
Solicitat peste limita de curgere materialul prezint ă proprietăți plastice, adic ă
el poate fi modelat u șor și adus la forme dorite.
După depășirea limitei de curgere curba
caracteristic ă prezintă un nou traseu ascendent ,
numit zon ă de întărire, până în dreptul ordonatei
maxime E c ăreia îi corespunde, prin conven ție,
tensiunea de rupere, de și ruperea se produce în
punctul F, la un efort mai mic.
σ r ()⎥⎦⎤
⎢⎣⎡=2
0max;mmN
SFRm . Fig.4.3. Curba
caracteristic ă pentru:
Acest lucru se datore ște modului
convențional de a construi diagrama, deoarece
tensiunea în epruvet ă este raportat ă întotdeauna la
secțiunea inițială a ei ș i nu la cea din momentul 1 – material cu tenacitate
mare; 2 – material cu
fragilitate mare.
27

ruperii. Pentru difer ite materiale important ă este limita de curgere conven țională
(pentru o alungire nepropor țională prescrisă ) notată cu R p [N/mm ], ce corespunde
la o anumit ă valoare a lungirii nepropor ționale (la o țeluri valoarea ei se ia egală cu
Ap = 0,2 % ș i această cifră se trece drept indice limitei de curgere).
În cazul în care supunem încerc ării la tracțiune materiale foarte moi (tenace)
sau foarte dure (fragile ), curba caracteristic ă are aspectul din figura 4.3.

Epruvete și determin ări

Epruvetele folosite la încercarea la trac țiune pot fi cu sec țiune rotund ă
(cilindrice) sau dreptunghiular ă (epruvete plate, fig. 4.4.). Ele au o por țiune
calibrată și două capete pentru prinderea în dispozitive.
Notațiile au urm ătoarele semnifica ții: d 0 – diametrul ini țial în por țiunea
calibrată ; a0 și b0 – grosimea și lățimea inițială în porțiunea calibrat ă;L0 – lungimea
inițială; L c – lungimea calibrat ă; L t – lungimea totală ; h – lungimea capetelor de
prindere; B,D – l ățimea și respectiv diametrul capetelor de prindere.
Epruvetele se execut ă cu factorul dimensional n = 5 sau n = 10 (n fiind
raportul între L 0 și d0).
În urma încerc ării la
tracțiune se pot determina
următoarele caracteristici:
– rezistența la rupere la
tracțiune: ⎥⎦⎤
⎢⎣⎡=2
0max;
mmN
SFRm ;
– limita de curgere aparent ă:
Rc sau ⎥⎦⎤
⎢⎣⎡=2
02 , 0 ;
mmN
SFRc;
unde F max, F c – forț ele
aferente, [N];
S0 – aria sec țiunii inițiale
a epruvetei, [mm2]. Fig. 4.4. Epruveta pentru încercarea la trac țiune: a – cu
secțiune rotund ă; b – cu sec țiune dreptunghiulară . De asemenea se poate
determina alungirea
(lungirea) specific ă (σ),
alungirea total ă (A t), alungirea la rupere (A n) și gâtuirea la rupere (Z):
– lungirea (alungirea specifică ) se refer ă la un element dintr-un corp ce se
deformează : [], % ; 100 ⋅Δ=LLε
– alungirea total ă (alungirea determinat ă de aplicarea unei sarcini);
[], % ; 100 100
0 00⋅Δ= ⋅−=LL
LL LAu
t ;
– alungirea la rupere (determinată pe epruvete după rupere, n – factor
dimensional)
28

[], % ; 100 .
00
LL LAu
n−=
– gâtuire la rupere : [], % ; 100 .
0SS SZu o−=
unde:
– L este lungimea epruvetei la un moment dat [mm]; L 0 – lungimea ini țială
[mm]; Lu lungimea dup ă rupere [mm]; S o și Su – aria sec țiunii inițiale și aria
epruvetei în momentul ruperii[mm2].
Modul de lucru
– Se studiaz ă mașina de încercat și se identific ă comenzile;
– Se măsoară epruvetele de încercat și se completeaz ă tabelul 4.1;
– Se prind epruvetele în capetele de prindere;
– Se pune ma șina în funcț iune și se încearc ă epruvetele pân ă la rupere;
– Se determin ă forțele, deforma țiile și se măsoară epruvetele încercate;
– Se completeaz ă tabelul 4.2. și se calculeaz ă Rm, A n și Z.

Tabelul 4.1
Dimensiunile ini țiale ale epruvetelor, [mm] Nr.
crt. Material
d0 a0 b0 S0 L0 Lc Lt D B h

Tabelul 4.2
Dimensiunile epruvetei dup ă
rupere, [mm] Nr.
crt. Forța
maximă
[N] du au bu Su LuAlungirea la
rupere, [%]
AnGâtuirea la rupere, [%]
Z Rezistența la
rupere Rm,
[N/mm2]

4.2. Încercarea la compresiune
Principii teoretice

Încercarea const ă în aplicarea asupra epr uvetei a unei sarcini de
compresiune, în general pân ă la ruperea ei, în vederea determin ării anumitor
caracteristici. Încercarea se aplic ă la materiale la care prin încercarea la trac țiune
nu se pot determina prea multe caracteristic i, ca de exemplu: fonta, bronzul,
alama, sau unele materiale de construc ții (ciment, c ărămidă, beton, lemn).
Fig.4.5.
Schema
încercării la
compresiune. La aceast ă încercare for țele sunt orientate în sens
invers for țelor de trac țiune (fig. 4.5). Ele sunt
dezvoltate tot de o ma șină universal ă de încercat
care înregistreaz ă automat deforma țiile epruvetei pe
o curbă caracteristic ă (fig. 4.6). Ca urmare în locul
alungirii epruvetei se ob ține o scurtare, iar în locul
gâtuirii, o umflare. De remarcat este faptul c ă la

29

compresiune ruperea se înregistreaz ă numai la materiale fragile, la cele tenace se
obține o deforma ție plastică continuă, (în acest caz încercarea se efectueaz ă
până la o scurtare de 50%).
Pentru a se ob ține o determinare bună la compresiune trebuie ca
forțele de frecare în tre platourile ma șinii și epruvetă să fie mici. În acest
scop platourile de obicei se ung cu parafin ă, iar ruperea epruvetelor are loc in
lungul lor și nu după un plan la 450. (fig.4.7)

Epruvete și determin ări.

Epruvetele folosite au form ă
cilindrică având de cele mai multe ori
diametrul egal cu în ălțimea, sau conform
standardului în vigoare. Suprafe țele
epruvetei (bazele și cea lateral ă) trebuie s ă
fie prelucrate prin rectificare. În urma
încercării epruveta î și micșorează
lungimea și își mărește diametrul (fig.4.8.)
Fig. 4.6. Curba caracteristic ă la
compresiune Prin încercare se pot determina
următoarele caracteristici de rezisten ță:
– Rezistența la rupere la compresiune
⎥⎦⎤
⎢⎣⎡=2
0max,
mmN
SFRc ;
– Limita de curgere (aparent ă) : ⎥⎦⎤
⎢⎣⎡=2
0,
mmN
SFRce
ce ;
Unde: F max (Fce) este forț a aferentă pentru alungirea specific ă respectiv ă, în daN
sau N; S0 – aria secț iuni inițiale a epruvetei în [mm2]. De asemenea se mai pot
determina scurtarea și umflarea epruvetei cu urm ătoarele rela ții:
– scurtarea la rupere (la epruvete încercate pân ă la rupere),
[]
00
00
13 , 1, % ; 100
SLnLL LAu
cn = ⋅−=
– umflarea sec țiunii transversale a epruvetei la
rupere [], % ; 100 .
00
SS SZu
c−=
unde: L 0 este lungimea ini țială a epruvetei în [mm]; L u
– lungimea la rupere în [mm]; S 0 – aria sec țiunii
inițiale a epruvetei, [mm2]; S u – aria sec țiunii la
rupere în [mm2].
Fig.4.7. Forme de rupere
încercarea la compresiune
pentru epruvete din font ă.
30

Modul de lucru

– se măsoară dimensiunile epruvetelor și se trec
datele în tabelul 4.3;
– se așează epruvetele pe platoul inferior al
mașinii de încercat, și se aduce plat oul superior
în contact cu ea;
– se pune în func țiune mașina și se studiază
deformațiile epruvetei;
Fig. 4.8. Epruvet ă după încercare – se citesc for țele indicate de ma șină,
– se m ăsoară epruvetele ș i se trec datele în
tabelul 4.3, efectuându-se și calculele
necesare

Tabelul 4.3
Dimensiunile epruvetei
Inițiale Finale Nr.
crt. Material Forța
max. F
max,
[daN] L0
[mm] d0
[mm] S0
[mm2] Lu
[mm] Du
[mm] Su
[mm2] Rezis-tența
la com-presiuneR
c
[daN/mm
2] ScurtareaA
cn
[%] Um-fla-rea Z
c
[%]

4.3. Încercarea la încovoiere .

Principii teoretice

Încercarea const ă în aplicarea asupra epruvetei a unei sarcini de încovoiere
până la ruperea acesteia, în vederea determin ării anumitor caracteristici. Ea se
aplică în general materialelor fragile (fonte); materialele tenace nu se pot încerca
prin încovoiere deoarece ele sufere în acest caz o simpl ă îndoire.
Epruveta de încercat se a șează liber pe două role cilindrice și asupra ei se
aplică o forță statică, la mijlocul distan ței dintre reazeme (fig. 4.9, for ța fiind
dezvoltată de o mașină universal ă de încercat).
Sub acțiunea sarcinii epruve ta se deformeaz ă (se încovoaie) și la un moment
dat se rupe. Ea suferă tensiuni de întindere la partea inferioar ă și de compresiune
la cea superioar ă; fibra medie r ămâne însă de lungime constant ă. Deforma ția pe
verticală a epruvetei în timpul încerc ării poartă numele de s ăgeată (f).

31

Epruvete și determin ări.

Pentru încovoiere se utilizeaz ă
epruvete cilindrice cu raportul L/d 0 >20, în
stare turnat ă, prelucrate sau neprelucrate.
În urma încerc ării se pot determina
următoarele caracteristici:
– rezistența la rupere la încovoiere ( σi),
⎥⎦⎤
⎢⎣⎡=2;mmN
WMiR
zi ,
unde:
Mî este momentul de încovoiere la rupere,
(daN·mm); W z – modulul de rezisten ță
(mm3). Fig. 4.9 Schema încerc ării la
încovoiere. Dacă ne referim la fig. 4.9 ,
iM și 32.3
0dWzπ= deci max 3
0… 8FdlRîπ= ;
3
0.. 8
dlc
π= deci max.F c Rî= .

Valoarea consatantei c este dat ă de standard pentru di ferite dimensiuni de
epruvete.
Săgeata de încovoiere – f (mm) – este deforma ția epruvetei pe vertical ă în
punctul de aplicare al sarcinii. De obicei se m ăsoară direct la ma șina de încercat.
Standardul indic ă pentru evitarea erorilor condi țiile de încercare din tabelul
4.4.

Tabelul 4.4.
Diametrul
epruvetei,
do (mm) Lungimea epruvetei
lo (mm) Diametrul rolelor
D (mm) Distanț a dintre
reazeme l(mm) Raza piesei de apăsare R
(mm) Sarcina inițială (daN)
9
13
20
30
45 220
300
450
650
1000 20 –30
20 – 30
50 – 60
50 – 60
50 – 60 180
260
400
600
900 10 – 15
10 – 15
25 – 30
25 – 30
25 – 30 2 – 4
4 – 6
10 – 20
20 – 40
40 – 80

Modul de lucru

– Se măsoară dimensiunile epruvetelor și se trec în tabelul 4.5,
– Se așează epruveta la ma șina de încercat,
– Se pune în func țiune maș ina și se urmăresc indica țiile aparatelor,
– Se trec rezultatele în tabel și se fac calculele necesare.
32

Tabelul 4.5
Dimensiunea
epruvetei Nr. crt. Material
do
[mm] lo
[mm] Lungimea de înc.l
[mm] Diame-
trul rolelor
D [mm]
Raza
piesei de apă-
sare
R [m] Sarcina ini-țială
F
i [N]Sarcina max.
Fmax
[N] Rezist
ența la
încovoiere R
î
[N/m
m] Săgea-
ta F,
[mm]

4.4. Încercarea la forfecare
Principii teoretice

Constă în aplicarea asupra epruvetei a une i sarcini de forfecare, în vederea
determinării anumitor caracteristici. Este rar folosit ă și se aplic ă mai ales la
materialele care sub form ă de piese finite vor fi solicitate la forfecare. Se aplic ă
numai la materialele care au rezisten ță la tracțiune sub 50 daN/mm2. În cazul
încercării la forfecare epruveta se rupe întotdeauna în dou ă sau mai multe sec țiuni
(fig. 4.10). solicitarea la forfecare de cele mai multe ori nu este pur ă, ci este
însoțită de strivire, compresiune bilateral ă și
de încovoieri ale materialului încercat.

Epruvete și încercări

Epruvetele utilizate sunt cilindrice sau
paralelipipedice. La executarea lor trebuie
avut în vedere ca ruperea s ă se producă la
solicitarea de forfecare pur ă. În urma
încercării se determin ă rezistența de rupere
prin forfecare.
⎥⎦⎤
⎢⎣⎡
⎥⎦⎤
⎢⎣⎡
⎥⎦⎤
⎢⎣⎡=2 2 2
0max; ; ;. mmkgf
mmN
mmdaN
S nF
rτ ;
Fig. 4.10. Dispozitivul folosit la
încercare
1 – corpul, 2 – glisier ă,
unde: F max este forța maximă, (daN); S 0 –
secțiunea ini țială a epruvetei, (mm2); n –
numărul secțiunilor de rupere prin forfecare
(în cazul de fa ță două) 3 și 4 – fălci de fixare,
5 – falcă de tăiere.
Pentru o încercare corect ă de forfecare pur ă trebuiesc respectate datele
prezentate în tabelul 4.6.

33

Tabelul 4.6
Diametrul epruvetei d
(mm) Grosimea f ălcii fixe
X (mm) Grosimea f ălcii de
tăiere Y (mm) Lungimea epruvetei
(minimă) (mm)
de la 2 la 5
de la 5 la 8
de la 8 la 12
de la 12 la 16
de la 16 la 20
de la 20 la 25 5
6
8
10
12
16 5
8
12
16
20
25 15
20
28
36
44
57

Modul de lucru
– Se măsoară dimensiunile epruvetei și se trec valorile în tabelul 4.7,
– Se introduce dispozitivul și cu epruveta între platourile maș inii universale de
încercat,
– Se pornește mașina, se înregistreaz ă indicațiile aparatului de m ăsura și se fac
calculele necesare.
Tabelul 4.7
Dimensiunile epruvetei Nr.
crt. Materialul epruvetei
lo
[mm] ao
[mm] bo
[mm] do
[mm] So
[mm2] Nr. de secți-
uni, n F max
(daN) Rezistența la
forfecare τr,
(N/mm2)

Studiind lucrarea, studentul trebuie s ă găsească răspuns la urm ătoarele no țiuni
teoretice ș i practice:
• Definiți limita de propor ționalitate a unui material și explicați cum sunt
lungirile specifice ale acestuia pe intervalul OA (vezi fig. 4.2);
• Care este punctul de pe curba caracteristic ă convențională (vezi fig. 4.2),
în care începe curgerea materialului?
• Cum sunt lungirile specifice ale materialului pe intervalul CD?; Cum
este definit acest interval?
• Pe ce interval de pe curba caracteristic ă a materialului acesta poate fi
modelat (deformat plastic)?
• Cum este definit ă rezistența la rupere a unui material și în ce punct de pe
curba caracteristic ă a materialului are loc ruperea acestuia (vezi fig. 4.2)?
• Explicați curba caracteristic ă pentru materiale tenace și materiale fragile?
• Ce fel de tensiuni sufer ă un material care este încercat la încovoiere
(respectiv partea superioar ă și partea inferioar ă a materialului)?

34

Lucrarea nr. 5
ÎNCERC ĂRILE NISIPURILOR DE TURN ĂTORIE

Nisipurile de turn ătorie sunt substan țe granulare rezultate din
descompunerea rocilor metamorfice sau erupt ive, având drept component de baz ă
silicea (SiO 2), și o anumită cantitate de component ă levigabil ă (argilă).
Pentru ca nisipul s ă fie utilizat cu succes în turn ătorie el trebuie s ă prezinte
anumite propriet ăți fizico – chimice, dependente de o serie de factori specifici ca:
forma granulelor, compozi ția granulometric ă, conținutul de minerale înso țitoare
nocive (cu punct de fuziune sc ăzut, generatoare de gaze, etc.) și altele, a c ăror
cunoaștere se realizeaz ă prin încerc ările aplicate nisipurilor.

5.1. Determinarea pă rților levigabile
Principii teoretice

Prin pă rți levigabile se în țeleg particulele minerale cu dimensiuni sub 0,02
mm prezente în nisip, fie sub form ă de praf între granule, fie sub form ă de pelicule
în jurul granulelor de nisip, particule ce pot fi separate și înlăturate prin spă lări
repetate cu ap ă și un agent de dispersie.
Partea levigabil ă a nisipurilor constituie o component ă nedorită a acestora,
întrucât influenț ează negativ proprietăț ile tehnologice ale ames tecurilor de formare
preparate din nisipul respectiv.

Modul de lucru
Se cântăresc 25 g nisip uscat ș i se introduc într-un pahar Berzelius de 600
cm3 de tip înalt. Se adaugă 200 cm3 apă și 25 cm3 soluția de NaOH în ap ă 1% ca
agent de dispersie. În vas se mai introduce și o bucată de sârmă de oțel φ 3 x 30
mm cu rol de agitator pentru con ținutul paharului în timpul sp ălării.
Pentru sp ălare se va utiliza agitatorul magnetic
prezentat în fig. 5.1., timp de 5 minute. Dup ă spălare se
completeaz ă conținutul paharului cu ap ă până la 550 cm3
(circa 125 mm de la fundul paharului) și se lasă în repaus
8 minute pentru decantarea nisipului.

Fig. 5.1. Agitator magnetic
1 – carcas ă suport,
2 – motor electric cu tura ție reglabil ă,
3 – magnet permanent fixat de axul motorului,
4 – platoul agitatorului,
5 – paharul Berzelius,
6 – conț inutul paharului (nisip, ap ă, tijă de sârm ă).

După decantarea nisipului substan țele levigabile r ămân în suspensie și se
îndepărtează prin sifonare folosind o țeavă sifon (tromp ă) vezi fig.5.2.
35

Elementul de distan țare fixat de cap ătul scurt ș i țevii asigur ă sifonarea pân ă
la un nivel de 30 mm de fundul paharu lui, eliminând posibilitatea evacu ării unor
cantități de nisip din pahar.
Pentru înl ăturarea complet ă a părților levigabile, se repet ă spălarea în
s, până la obținerea de ap ă complet limpede.
După ultimacondițiile arătate mai su
spălare și sifonare a apei, con ținutul
paharu
ă obținută se cântărește
cu pre
care.
tabelul 5.1 sunt prezentate cantităț ile de nisipuri
confor
Tabelul 5.1

abelul 5.2
m1, P.L. Denumirea nisipului Clasa nisipului
) Obs.
Fig. 5.2. Schema lui se trece prin hârtie de filtru, iar dup ă scurgerea
completă a apei se usucă într-un usc ător cu aer cald la
temperatura de 1050C.
După uscare masa nisipoas
cizie ș i se determin ă părțile levigabile cu relaț ia:
% p ărți levigabile (P.L.) = în care:
m – masa ini țială a nisipului (25 g);
m1- masa nisipului dup ă spălare și us

În sifo n nării 1 – țeavă sifo
(trompă); 2 – paharul
Berzelius m standardelor în func ție de con ținutul în p ărți
levigabile.

Rezultatele încerc ării efectuate vor fi trecute în tabelul 5.2.

T
Denumirea m,
nisipului
utilizat [g]
[g] [%] (după tabelul 5.1) (după tabelul 5.1

5.2. Determinarea granula ției
Principii teoretice

Granulația este determinat ă de dimensiunile, forma ș i uniformitatea
granul
re calitativ superioare se
recom% Părți levigabile Denumirea ni sipului Clasa ului nisip
cuarțos I
cuarțos II
cuarțos III
slab
semigrea
grea NO2
NO5
N 1,5
N 10
N 20
N 30Max. 0,20
0,21 – 0,50

0,51 – 1,50
1,51 – 10,00
10,10 – 20,00
20,10 – 30,00
elor nisipului de turnă torie. Prin aceste caracteristici influen țează hotărâtor
toate propriet ățile amestecurilor de formare preparate.
Pentru ob ținerea unor amestecuri de forma
andă a se folosi un nisip cu granula ție medie, uniform ă și cu granule
rotunjite.

36

5.2.1 Determinarea granulozităț ii
lometrică) arată repartiția procentual ă în
masa n
anică a nisipului supus
încerc
ig. 5.3. Granulometru
– curea de

Conform standardelor un set complet de site este alc ătuit din 14 site cu
dimen
rnătorie sunt utilizate sitele cu
dimen
area granulozit ății se cânt ărește 100 g nisip uscat și se
introd
ă efectuarea cernerii, colo ana de site se desface și se cântărește restul de
pe fie
imensiunile
or, Rest pe site, Suma procentelor cumulate, Granulozitatea (compozi ția granu
isipului a claselor dimens ionale de granule de nisip.
Determinarea granulozit ății se face prin cernerea mec
ării, printr-un set de site diferite suprapuse, montate pe un aparat de cernere
(granulometru) ce produc mi șcări oscilatorii în plan orizontal, fig. 5.3.

F
1 – motor electric, 2
transmisie, 3 – mecanism biel ă –
manivelă; 4 – platoul
granulometrului; 5 – tija de ghidare a
platoului; 6 – co loana de site
suprapuse; 7 – dis pozitiv de fixare a
coloanei de site.

siunile ochiurilor între 3,15 și 0,063 mm.
În mod uzual pentru nisipurile de tu
siunile ochiurilor de: 1,5; 1, 0; 0,6; 0,3; 0,2; 0,1; 0,06 mm și tava pentru
particule sub 0,06 mm.
Modul de lucru
Pentru determin
uce în sita superioar ă a granulometrului. Dup ă fixarea capacului la coloana
de site cu dispozitivul 7, se execut ă cernerea probei timp de 5 – 10 min. cu mi șcări
alternative orizontale a c ăror frecven ță se stabile ște cu ajutorul unei rezisten țe
variabile.
Dup
care sită , rezultatele se tr ec într-un tabel dup ă modelul tabelului 5.
Tabelul 5.3
D
ochiurilor sitel[mm] [g] ; [% [%], care trece prin site
1,5
1,0
0,6
0,3
0,2
0,1
0,06 2
98
tava 3
1
59
20
12
1
2 95
94
35
15
3
2

37

Cu ajutorul datelor ob ținute și trecute în tabel se traseaz ă curbe cumulative a
granulozit ății nisipului studiat.
Pentru trasarea curbei se utilizeaz ă un sistem de coordonate având în abscis ă
mărimea ochiurilor sitelor utilizate în scar ă logaritmic ă, iar pe ordonat ă trecerea
cumulativ ă prin site în procente. În fig. 5.4. este prezentat ă curba cumulativ ă
pentru datele din tabelul 5.3.

5.2.2. Determinarea granula ției medii (M50)

Prin granula ție medie (M50) se în țelege mărirea teoretic ă a ochiurilor sitei prin
care ar tece 50% din nisipul cercetat.
Granulația medie M 50 se determin ă grafic cu ajutorul curbei cumulative
construită și prezentată în fig.5.4, la care în dreptu l cifrei de 50 % se duce o linie
paralelă la abscisă până la intersectarea curbei cumulative. Proiec ția punctului de
intersecție pe abscis ă indică granulația medie; în exemplul luat M 50 = 0,36 mm.
Conform standardului, dup ă granulația medie nisipurile pentru turn ătorie se
împart în cinci grupe ar ătate în tabelul 5.4.
Pentru exemplul dat (M 50 = 0,36 mm ) conform tabelului 5.4 se poate
stabili grupa: (M 50) 0,4 – nisip cu caracteristica dimensional ă mijlocie.

Tabelul 5.4 Fig. 5.4. Exemplu de curb ă cumulativ ă
Granulație medie
M 50 în, [mm] Simbolizarea grupei Caracteristica
dimensională
1,0 – 0,61
0.6 – 0,41
0,4 – 0,21
0,2 – 0,11
0,1 – 0,06 (M 50) 1
(M 50) 0,6
(M 50) 0,4
(M 50) 0,2
(M 50) 0,1 Foarte mare
Mare
Mijlociu
Fin
Foarte fin

38

5.2.3. Determinarea gradului de uniformitate (GU)

Gradul de uniformitate se determin ă prin calcul folosind valoarea obț inută
pentru granula ție medie (M 50) cu ajutorul rela ției:
() () 5032. sitã prin trece ce nisip de % 5034. sitã prin trece ce nisip de % % M M GU − =
Din aceast ă relație în primul rând se determin ă valoarea m ărimilor:
⋅ = ⋅ =48 , 0 36 , 0345034M și 24 , 0 36 , 0325032= ⋅ = M
Cu valorile ob ținute și cu ajutorul curbei cumulative fig. 5.4, se determin ă
mărimile din paranteze: pornind de la punctul 0,48 mm de pe abscis ă cu o
verticală, până la curbă, iar de aici cu o linie orizontală până la ordonat ă rezultă %
de nisip ce trece prin site cu dimensiun ea ochiurilor de 0,48 mm, în cazul nostru
93%, iar din punctul 0,24 mm de pe abscis ă procedând la fel ajungem la cantitatea
de 21 % nisip ce trece prin sita cu dimensiunea ochiurilor de 0,24 mm. Înlocuind
în relația de bază rezultă:
GU = 93 – 21 = 72 %
Pentru clasificarea nisipului dup ă gradul de uniformitate, standardul
stabilește patru subgrupe cupr inse în tabelul 5.5.
Tabelul 5.5.

Gradul de uniformitate GU
în, [%] Simbolul subgrupei Caracteristica uniformit ății
>70
70 – 61
60 – 41
<40 (GU) > 70
(GU) 70
(GU) 60
(GU) 40 foarte uniform
uniformitate mare
uniform
neuniform

Pe baza tabelului 5.5 nisipul studiat cu gradul de uniformitate GU = 72% se
încadreaz ă în subgrupa (GU) > 70 – foarte uniform.

5.2.4. Determinarea formei și aspectului suprafe ței granulelor de nisip

Conform standardelor forma granulelor individuale de nisip poate fi:
rotundă fig.5.5.a, rotunjit ă fig.5.5.b, col țuroasă fig. 5.5.c și așchioasă fig. 5.5.d.
S-a arătat că pentru
obținerea unor amestecuri de
formare cu propriet ăți
superioare sunt recomandate
nisipuri cu granule rotunde sau
rotunjite, întrucât granulele de
forme col țuroase
Fig. 5.5. Forma granulelor de nisip
sau a șchioase determin ă
proprietăți tehnologice inferioare, uneori chiar sub limitele minime impuse.
39

Aspectul suprafe ței granulelor individuale de nisip poate fi de dou ă tipuri:
1 – neted; 2 – rugos.
Granulele netede re țin mai greu stratul de liant în timp ce cele rugoase
asigură aderența mai bună a liantului și determin ă și rezisten țe mai ridicate ale
amestecului preparat.
Pentru examinarea formei și aspectului suprafe ței granulelor se utilizeaz ă
cercetarea microscopic ă.
Nisipul de cercetat se a șează pe o plac ă de sticlă într-un singur strat, forma
și aspectul suprafe ței granulelor se stabile ște după numărul maxim al granulelor de
același fel din suprafa ța câmpului vizual al microscopului.
Examinarea la microscop se va face pentru cel pu țin trei clase de dimensiuni
ale nisipului rezultat de la proba de granulozitate.
După efectuarea complet ă a determin ărilor referitoare la granulozitate,
granulație medie, gradul de uniformitate, forma și aspectul suprafe țelor granulelor
pe baza clasific ărilor și simboliz ărilor recomandate de standardizare se va nota
simbolic nisipul, asem ănător cu notarea nisipului din exemplu studiat:

N0,5. (M50)0,4(GU) >70.b2.

Studiind lucrarea , studentul trebuie s ă găsească răspuns la urm ătoarele
noțiuni teoretice și practice:
– Enumera ți factorii specifici ai nisipurilor de turnă torie de care depind
proprietățile fizico-chimice ale acestora;
– Ce se în țelege prin p ărți levigabile și ce influen ță au acestea asupra
proprietăților tehnologice ale amestecurilor de formare preparate din nisipul
respectiv;
– Caracteriza ți un nisip notat astfel: N20 (M50) 0,6 (GU) 60 b1;
– Ce fel de nisipuri sunt recomandate pentru a ob ține amestecuri de formare
cu propriet ăți superioare.

40

Lucrarea nr. 6
STUDIUL COMPORT ĂRII LA SUDARE A METALULUI DE BAZ Ă
ȘI A TRANSFORM ĂRILOR DIN ZON Ă INFLUEN ȚATĂ
TERMOMECANIC.

6. 1.Scopul lucr ării
Lucrarea permite estimarea comport ării la sudare a metalului de bază , prin
determinarea modifică rilor care au intervenit în zona influen țată termomecanic-
ZIT,folosind metoda pl ăcii etalon.

6.2.Desfășurarea lucr ării
Cercetarea fenomenelor ce au loc în ZIT se va face prin metoda pl ăcii
etalon. Se vor parcurge urm ătoarele etape:
a) din metalul de baz ă MB, a cărui ZIT trebuie cercetat, se debiteaz ă o placă cu
dimensiunile 200×50×20 [mm];
b) pe plac ă se depune o cus ătură cu un electrod învelit, având diametrul de = 4
[mm] respectând urm ătoarele:
Is = 170 ± 10°, v s = 150 ± 10 mm/min (6.1)
• se topește un singur electrod ;
• sudarea se face liniar, f ără pendularea electrodului;
• electrodul se va alege pentru a fi compatibil cu metalul de baz ă;
• placa nu se preînc ălzește și nici nu se trateaz ă termic dup ă sudare;
• operația de sudare și răcirea se face în aer lini știt la T = +20 oC.
Se realizeaz ă de asemenea de puneri pe cel pu țin patru table, avându-se grij ă
să se păstreze condi țiile identice pentru fiecare dint re ele. Parametrii tehnologici
aleși produc în ZIT viteze de r ăcire cu circa 28 0C/s, atunci când în cursul r ăcirii
după sudare se atinge temperatura de 540 oC. După răcirea plăcilor la t = 20oC, se
efectueaz ă prelevări de epruvete c onform figurii 6.1.

6.3. Interpretarea rezultatelor încerc ărilor ș i cercetărilor de microstructur ă
Se vor efectua urmă toarele:
Pe cele patru macrostructuri ( câte una pe secț iunile S 1 și S 3 și câte dou ă pe
secțiunea S 2) se determin ă elementele geometrice ale cus ăturii: lăț imea – b,
supraînălțarea – h. p ătrunderea p, precum și elementele geometrice ale ZIT :
lățimea B ș i pătrunderea P ( fig.6.2).

Fig.6.1 Modul de prelevare a
epruvetelor

41

Se estimeaz ă defectele de macrostructur ă, orientarea dendritelor etc.

Fig.6.2 Elementele geometrice ale cus ăturii

Se determină constituen ții structurali ai ZIT-ului și ai cusăturii pe cele patru
secțiuni preg ătite pentru microstructură . Se identific ă eventualele defecte
microstructurale, cele mai importante fiind microfisurile sau fisurile de racordare,
precum și microsuflurile și fisurile sub cus ătură ( fig. 6.3).
c) Se vor face m ăsurători de duritate pe cele patru sec țiuni folosind metoda
Vickers (HV) folosind 10 [ kg] la înc ărcare. Se explorează atât cusătura cât și ZIT-
ul conform fig. 6.3.
Se reține ca valoare important ă duritatea maxim ă din ZIT, notat ă cu HM.

Fig.6.3 Defecte microstructurale
1-microfisuri de racordare; 2- microfisuri sub cus ătură
Pentru oțelurile nealiate cu pu țin carbon ș i oțelurile slab aliate este important ca
HM să satisfacă relația:
HM < 350 HV 10 (6.1)
La oțelurile nealiate cu pu țin carbon și slab aliate duritatea maxim ă în ZIT se poate
estima ș i prin calcul cu rela ția:
HM = 666Ce D + 40 [ HV 10 sau HV 5] ( 6.2)
în care Ce D este un carbon echivalent pentru calculul durit ății și care poate fi
determinat cu rela ția :
Ce D = C + Si/24 + Mn/6 + Ni/40 + Cr/5 + Mo/4 + V/14 [%] (6.3)
Măsurătorile efectuate pe probe vor fi comparate cu cele calculate și dacă există
diferențe semnificative, experimentul va fi reluat.
d) Secțiunile S 4 și S5 servesc pentru prelucrar ea epruvetelor de rezilien ță ( fig.6.5)
și de încovoiere static ă ( fig. 6.6) necesare evalu ării plasticit ății ZIT. Ambele
epruvete au acela și tip de crest ătură în V și aceeași secțiune de 10 x 10 [mm].

Fig.6.5 Epruveta pentru încercarea de rezilien ță
42

Reziliența în ZIT la temperatura minim ă la care va fi exploatat ă structura sudat ă
trebuie să fie mai mare de 3,5 [mKg/cm2].
La încovoiere static ă, condiția general ă pentru α este: α >20 0.

Fig.6.6 Modul de prelevare al epruvetei de
încovoiere static ă

Pentru oțelurile nealiate cu pu țin carbon și slab aliate, punctu l determinat în
funcție de C e și unghiul αο trebuie să se plaseze în domeniul situat deasupra curbei
.7. de acceptare prezentat ă în fig. 6

Carbonul echivalent C e, în func ție de care e dat
unghiul α , la care apare prima fisur ă în epruveta
de încovoiere static ă se calculeaz ă cu relația:
Ce = C + Mn/9 +V/10 + Cr /20 + Mo/8 + Cu/30 +
Ni/40 [%] (6.4)

6.4. Materiale necesare și ordinea efectu ării
lucră rii
Se debiteaz ă o placă din S235 (OL 37 1K) și o
placă din S355 (OL 52), conform figurii 6.1.
• Se realizeaz ă depunerea cordoa nelor de sudură folosind electrozi
E50.24.13/R.g.2.1. (SUPERTIT) pe pl ăci din S235 (OL 37 1K) și electrozi E
52.22.13/Bg 22H (SUPERBAZ) pl ăci din S355 (OL 52).
• Se preleveaz ă câte cinci epruvete din fiecare plac ă conform fig. 2.1: S 1, S2, S3,
S4, S5 și se efectueaz ă operațiile prevăzute la punctele 3.a) și 3.b).
• Se măsoară duritatea, conform punctului 3.c și se compar ă cu duritatea maxim ă
calculată cu formula 6.2.
• Din sec țiunile S 4 și S 5 se preleveaz ă epruvete și se execut ă încercări pentru
reziliență și încovoiere statică . Se înregistreaz ă valorile lui KV și ale unghiului α
(α > 20o) pentru acceptare).
• Valorile m ăsurătorilor și cele rezultate din calcul se vor trece în tabelul 6.1. pe
baza acestor m ărimi se vor trage concluzii asupra sudabilit ății celor două
materiale.
Tabel 6.1.

43

Lucrarea nr. 7
EXECUTAREA MIEZURILOR DIN AMESTEC CU LIAN ȚI ORGANICI
ȘI USCAREA LOR.

7.1. Principii teoretice

Miezurile sunt elemente ale formei care reproduc golurile din piesele
turnate. Deoarece miezurile sunt înconjurate din mai multe p ărți de metal lichid,
în timpul turn ării, ele trebuie s ă prezinte propriet ăți superioare comparativ cu
formele.
Amestecurile de miez se prepar ă din nisip cuar țos spălat și lianți
organici : dextrina care confer ă miezului rezisten ță în stare crud ă și ulei
vegetal care confer ă rezistența în stare uscat ă.
Miezurile trebuie s ă prezinte permeabilitate și rezisten ță ridicată, să
fie compresibile și să se dezbat ă ușor după răcirea piesei, caracteristici
asigurate de lian ții de natur ă organică precizaț i, dar și de rășinile termoreactive
de tipul novolacului care duc la înt ărirea miezului folosind cutii de miez calde.
Miezurile se execut ă în cutii de miez de lemn și metalice. Pentru
sprijinirea miezurilor în fo rme, acestea sunt prev ăzute cu m ărci.
Cutiile de miez pot fi dintr-o singur ă bucată sau din dou ă părți
asamblate cu bride sau cu șurub piuli ță fluture.
Miezurile în stare crudă se scot din cutiile de miez pe pl ăci de uscare
plane sau profilate.
Îndesarea amestecului de miez în cutia de miez se poate face manual cu
bătătoare de lemn și mecanic prin procedee specifice: suflare și împușcare.
Pentru mărirea permeabilităț ii miezurilor, se fac canale de aerisire, prin
înțepare cu vergele metalice, iar pentru m ărirea rezisten ței mecanice se pot
introduce arm ături profilate.
1 – bride de strângere
2 – semicutii
3 – miez
4 – canale de aerisire
1 – armătură inelară
2 – canale de aerisire

Fig.7.1. Cutie de miez din lemn

Fig.7.2. Cutie de miez metalic ă dintr-o bucată

44

Fig.7.3. Cutie de miez metalic ă
din două bucăț i cu mai multe
locașuri
1 – miez;
2 – marca miezului
3 – armătură
4 – canal de aerisire

Uscarea miezurilor are ca scop cre șterea rezisten ței mecanice a acestora
(de cel pu țin 10 ori comparat cu mi ezurile crude). In acela și timp se asigur ă
reducerea cantit ății de gaze ce se degaj ă la turnare și a vaporilor de ap ă, mărind
astfel permeabilitatea.
Ciclul de uscare cuprinde urm ătoarele etape:
– încălzire lentă pentru a evita evaporarea apei, doar din straturile
superficiale ale miezurilor;
– uscare propriu-zis ă când are loc oxidarea liant ului (uleiul vegetal),
cu formarea unei structuri spaț iale ce leag ă rigid grăunții de nisip între ei;
– răcirea miezurilor în usc ător;
Temperatura de uscare depinde de natu ra liantului, iar timpul de uscare
de grosimea miezurilor (T = 2200C).
Culoarea optim ă este cea brun ă. După uscare miezurile se cur ăță de
bavuri.

7.2. Modul de lucru
– Se curăță și se asambleaz ă
cutiile de miez;
– Se îndeas ă amestecul de miez
în straturi succesive cu
bătătoarea de lemn;
– Se îndep ărtează surplusul de
amestec prin radere;
– Se introduc armă turi metalice la sfâr șit sau între straturile îndesate, în
funcție de configura ția miezului;
– Se fac canale de aerisire prin m ărci, cu vergele metalice;
– Se scot miezurile pe pl ăci de uscare adecvate;
– Se pulverizeaz ă apă pe toat ă suprafața miezului (pentru a compensa
evaporarea inegal ă).
– Se introduc
miezurile în usc ător,
unde se men țin până la
obținerea
culori brune.

Fig.7.4. Plac ă de uscare pentru miez
Fig.7.5. Tehnologie de confec ționare a miezului Să se proiecteze tehnologia
de confec ționare a unui miez
(cutii de miez, plă ci de
45

uscare) pentru o pies ă dată (fig, 7.5).

Studiind lucrarea, studentul trebuie s ă găsească răspuns la urm ătoarele
noțiuni teoretice și practice:
– Ce sunt miezurile și ce rol au ele?
– Care este componenta amestecului de miez și care este tehnologia de execu ție
a miezurilor?

46

Lucrarea nr. 8
EXECUTAREA MANUAL Ă A FORMELOR TEMPORARE

8.1. Principii teoretice

Executarea formelor este denumit ă pe scurt formare. Ea este opera ția din
procesul tehnologic al unei pi ese turnate, care realizeaz ă cavitatea ce reproduce
conturul viitoarei piese.
Formarea manual ă, deși formarea mecanizat ă este mult mai productiv ă,
este o metod ă de bază în fabricarea pieselor turnate. Sa se poate aplica la piesele
mici și s i m p l e , s a u l a p i e s e m e r i și complice te al este singura metod ă de
formare recomandată pentru piese unicate.
Formarea manual ă se poate aplica la diverse metode de turnare ca:
formare în rame, în solul turn ătoriei, fără rame, în miezuri; cea cu nai sulte
posibilități de aplicare r ămânând totu și formarea în rame. Ea se poate realiza în
două sau mai multe rame. Ea se poate realiza în dou ă sau mai multe rame de
formare dup ă complexitatea piesei.
La formarea manual ă în rame de formare sunt necesare amestecuri de
formare și de miez, unelte și utilaje pentru formare.
Amestecul de formare este compus din nisip (SiO 2), liant (argil ă,
bentonită, ciment, silicat de sodiu, uleiuri vegetale, r ășini sintetice, dextrin ă, etc.)
și materiale auxiliare (adaosuri pentru îmbun ătățirea propriet ăților amestecurilor).
Modelul și miezul ne ajut ă să realizăm cavitatea formei (modelul
reproduce configura ția exterioar ă a piesei, iar miezul golur ile interioare). Miezul la
rândul lui se execut ă într-o cutie de miez și se așează în formă pe niște locașuri
denumite m ărci.
Modelele se execut ă dintr-o singură bucată sau din mai multe,
separarea f ăcându-se prin plan de separa ție. Ele au dimensiuni mai mari decât
piesa finit ă. Surplusul la cot ă este constituit din adaosul de prelucrare, adaosul
tehnologic ș i de contrac ție. Modelele con țin și marca miezului. Modelele și
cutiile de miez se execut ă din lemn, materiale metalice, r ășini sintetice, mase
plastice, etc.
Modelele se vopsesc dup ă metalul ce se va turna și anume: albastru
pentru oțel, roșu pentru font ă, galben pentru aliaje nefe roase, negru pentru miez,
mărci de miez, maselote și rețea de turnare.
Planul de separa ție al modelului este acela și cu al piesei ș i el stabile ște
poziț ia piesei în form ă.
In majoritatea cazurilor pentru formare se utilizeaz ă o pereche de rame cu
dimensiunile corespunz ătoare pieselor ce se vor turna. Ele se toarn ă din
materiale metalice și se asambleaz ă cu ajutorul știfturilor de ghidare.
Trusa cu unelte de turn ătorie la formarea manual ă mai cuprinde în
mare urm ătoarele: b ătător manual, sit ă pentru cernut amestec, sac pentru
pudră , troilă, vergele, lopat ă, lansetă, perie, sufl ător pentru lichide și croșetă
(fig. 8.1).
47

În figura 8.2, se prezintă o formă pregătită pentru turnare destinat ă
obținerii piesei 1, cu toate p ărțile componente. Suprafa ța care desparte
semiforma inferioar ă de cea superioar ă se numește suprafa ță sau plan de separa ție
al formei și este acela și cu cel de la model

Fig.8.1. Trusa cu unelte pentru turn ătorie
1. bătător manual; 2 – troil ă; 3 – lanset ă; 4 – croșetă; 5 – ac pentru g ăuri de aerisire;
6 – vergea pentru dezb ătut și extras modelul; 7 – știft de ghidare
Ansamblul compus din pâlnie de turnare, picior și alimentare formeaz ă
rețeaua de turnare Fig.8.2. Ob ținerea unei piese turnate
1 – piesa finit ă; 2 – model (compus din dou ă părți); 3 – miez;
4 – rama superioară și semiforma superioar ă; 5 – rama inferioar ă și semiforma inferioar ă;
6 – cavitatea formei; 7 – canale de ventila ție; 8 – știfturi de ghidare; 9 – pâlnie de turnare;
10 – picior de turnare; 11 – canal de alimentare

8.2. Formarea manual ă a unei piese cu un singur plan de separa ție și
fără miez

Pentru realizarea formei se utilizeaz ă un amestec cu urm ătoarea
compoziție: nisip de Aghire ș, amestec utilizat, bentonit ă și apă.
48

Fig.8.3. Prezentarea succesiunii opera țiilor la formarea unei piese simple
Pentru executarea formei tr ebuie parcurse mai multe opera ții și anume:
– Se așează modelul (2) pe masa (1); se aduce rama de formare (3)
și pudrează modelul și masa cu pudr ă de izolație; se cerne un strat de amestec de
3o – 4o mm și se îndeas ă cu mâna; se completeaz ă restul formei cu straturi de
amestec îndesându-se cu b ătătorul (4); ultimul strat se îndeas ă cu partea lat ă a
bătătorului; se îndep ărtează surplusul de amestec cu o rigl ă metalică ; se dau
canale de ventila ție (5) cu o vergea metalic ă și semiforma inferioar ă este gata
(fig. 8.3 a).
– Se rotește semiforma inferioar ă cu 1800 și se așează rama superioară
(6) cu ajutorul ș tifturilor de ghidare (7); se presar ă nisip uscat cu pudr ă de
izolație; se fixeaz ă modelul piciorului de turnare (8) ș i se repetă operațiile de
îndesare ca la semiforma inferioar ă; se îndep ărtează surplusul de amestec și
se dau canale de ventila ție (9).
– Se ridică semiforma superioar ă, se așează la 900 pe masă și se execut ă pâlnia
de turnare (11); se extrage modelul pent ru piciorul de turnare (8). În se-
miforma inferioar ă se execut ă canalul de alimentare (10) și colectorul de zgur ă
(11) și se extrage modelul (2) cu ajutorul unei vergele (opera ție denumit ă
demulare).
– Se repară eventualele defecte în cele dou ă semiforme și se
închide semiforma superioar ă peste cea inferioar ă cu ajutorul
știfturilor de ghidare (fig.8.3 b).
– Se asigură forma contra presiunii hi drostatice a metalului lichid
așezând peste semiforma superioar ă greutăți, sau se fixeaz ă cu
bride ș i forma este gata pentru turnare.

8.3. Formarea manual ă a unei piese cu un plan de separa ție și cu
miezuri
Pentru exemplificare vom lua tot piesa din figura 8.2. Formarea va
necesita de asemenea mai multe faze:
In primul rând se analizeaz ă piesa ș i modelul și se stabile ște planul de
separație. Se execut ă la fel ca în cazul precedent semiforma inferioar ă cu
modelul inferior; se întoarce semiforma inferioar ă la 1800, se aduce rama
superioară , se așează modelul superior ; în rest opera țiile sunt acelea și ca în cazul
precedent.
După demulare se are grij ă ca înainte de a se închide forma s ă se
monteze miezul în semiforma inferioar ă. Fixarea miezurilor se realizeaz ă
49

orientându-le astfel ca m ărcile lor s ă se așeze în mă rcile formei, care nu sunt
altceva decât negativul m ărcilor miezurilor. Se verific ă exactitatea execu ției.
Dacă totul este în ordine forma se închide, se asigur ă și se poate
turna,

8.4. Modul de lucru

– Printr-o aplica ție demonstrativă
studenții își vor însu și fazele de execu ție
a unei forme;
– Executarea individual ă a unei
forme de c ătre studen ți și pregătirea ei
pentru turnare;
– Se va studia piesa din figura 8.4 și se
va stabili planul de separa ție
și poziț ia de turnare; se va schi ța modelul, miezul și o secțiune prin form ă. Fig. 8.4.
Studiind lucrarea, studentul trebuie s ă găsească răspuns la urm ătoarele
noțiuni teoretice și practice:
– Care este tehnologia de execu ție a formelor manuale și ce rol au ele?
– Care sunt etapele de turnare in forme manuale?

50

Lucrarea nr. 9
DETERMINAREA GRADULUI DE ÎNDESARE LA FORMELE
TEMPORARE EXECUTATE MANUAL ȘI MECANIC.
9.1. Principii teoretice
La executarea formelor temporare, este necesar ă o îndesare a amestecului de
formare în ramele de formare, in jurul modelului, pentru a m ări forțele de adeziune
dintre particulele de ni șip și a obține rezisten ță mecanică suficient ă. Prin îndesare
spațiile intergranulare se mic șorează prin apropierea granulelor și îndepă rtarea lor.
Îndesarea se realizeaz ă prin reducerea volumului amestecului sub ac țiunea forțelor
de compresiune cu componente pe toate cele trei direc ții. Îndesarea normal ă se
face la presiuni de 2-3 daN/cm2 și permite realizarea unor fo rme capabile sa reziste
la solicitările mecanice de manevrare și transport precum și la cele termice și la
presiunile metalostat ice din timpul turn ării.
Determinrea și cunoașterea gradului de îndesare prezint ă o importanță
deosebită în practica turn ării.
Cu cât este mai mare îndesa rea amestecului cu atât cre ște rezisten ța formei,
în schimb prin mic șorarea spa țiilor intergranulare scad e permeabilitatea ei.
Îndesarea prea puternic ă poate genera defecte ca incl uziuni de gaze, fisuri; de
asemenea o îndesare insuficient ă poate duce la deformarea sau distrugerea
pereților formei.
Din punct de vedere practic, este necesar s ă se realizeze o astfel de îndesare
a amestecului în forme, care s ă conducă la o rezisten ță suficient ă, menținându-se
în același timp permeabilitatea la un nivel acceptabil.
Gradul de îndesare a formelor este mai mare cu cât reducerea volumului fa ță
de volumul ini țial în stare varsat ă, este mai mare.
El se poate caracteriza fie pe baza densita ții aparente a amestecului de
formare, fie pe baza duri țatii superficiale.
Având la baza criteriul densit ății, gradul de îndesare se poate exprima ca
raport între masa amestecului și volumul ocupat de ea.

δ=
VM [g/cm3]
unde: M – masa amestecului in [g];
V – volumul de amestec cant ărit [cm3]

Determinarea gradului de îndesare al formelor prin metoda densit ății
relative se face cu aparatul Ci unaev. Ea permite stabilirea varia ției gradului de
îndesare pe înal țimea formei.
Pornind de la criteriul durit ății care este strâns legat ă de gradul de îndesare
s-au creat metode și aparate caract erizate prin simplitatea și rapiditatea controlului.
La determinarea durităț ii formelor crude se folose ște durimetrul Dietert. Aceasta
51

metodă este nedistructivă și permite determinarea durit ății în planul de separa ție al
formelor.
Gardul de îndesare in in teriorul formelor temporare ia valori diferite și
neuniform repartizate in func ție de metoda de îndesare utilizat ă.
Creșterea gradului de în desare conduce la sc ăderea permeabilit ății
amestecului de formare (fig. 9.3.).
Astfel, la îndesarea manual ă, variația gradului de înde sare este neuniform,
depinzând doar de factorul uman.
La îndesarea mecanic ă, gradul de îndesare variază după anumite legi, ce
depind de metoda de îndesare a ma șinii. Astfel, la îndesarea prin presare gradul
maxim de îndesare este la partea superioar ă a formei.
La îndesarea prin scuturare, îndesarea maxim ă se realizeaz ă la baza
semiformei, chiar în planul de separa ție datorită acțiunii forț ei de inerție.

Pentru uniformizarea gra dului de îndesare pe
înalțimea formei se utilizeaz ă mașini care combin ă
îndesarea prin scut urare cu presarea.

9.2. Utilajul și modul de lucru
Aparatul Ciunaev este prezentat in fig. 9.4.

Fig. 9 .1 Variaț ia gradului de
îndesare la presare
1 – traversa de presare;2 – rama de
umplere;3 – rama de formare; 4 – placa de
model; 5 – piston de presare: 6- cilindru de
presare; Fig.9.2. Variaț ia gradului de îndesare la
vibrare (scuturare)
1-piston de scuturere
2- cilindru de scuturare
Fig.9.3. Variaț ia gradului de
îndesare Determinarea gradului de îndesare al
formelor se face astfel:
– Se așeaza form ă confecț ionată fara model pe
masa suport;
– Rotind șurubul de 10 ori cu țitul îndeparteaz ă o cantitate de amestec care se
cântarește (diametrul d=50mm);
– Se raporteaz ă greutatea amestecului la volumul ocupat de el;
52

– Rezultatele succesive astfel ob ținute se raporteaza într-un șistem de coordonate
în care pe abscis ă avem gradul de înde sare, iar pe ordonat ă înălțimea ramei de
formare;

Fig. 9.4
Aparatul Ciunaev pentru
determinarea gradului de îndesare
la formele temporare
1. – formă;
2. – masă suport;
3. – cuțit cu d = 50 mm;
4. – șurub cu pasul 2,5 mm;
5. – piuliță fixă ;
6. – jgheab colector;
7. – roată de mână;
8. roată de lanț
9. lanț

În laborator, se vor face determin ări ale gradului de îndesare pe forme
temporare executate manual și mecanic (prin scuturare, presare, sau scuturare și
presare) și se vor trasa diagramele varia ției gradului de îndesa re in coordonate H =
f (δ) cu datele din tabelul 9.1.
Tabelul 9.1.

H, [mm] M, [g] HdV42π= , [cm3] VM=δ , [g/cm3]
25
50
75

100

Studiind lucrarea, studentul trebuie s ă gasească raspuns la urm ătoarele
noțiuni teoretice și practice:
– Din ce cauz ă este neuniform gradul de îndesare la îndesare?
– Care este metoda de îndesare mecanizat ă care asigură gradul de
îndesare cel mai uniform pe în ălțimea formei?

53

Lucrarea nr.10.
TURNAREA ÎN FO RME TEMPORARE Ș I ÎN FORME PERMANENTE
CU DETERMINAREA FLUIDIT ĂȚII ALIAJULUI UTILIZAT.

10.1. Principii teoretice

În cadrul tehnologiilor actuale, ob ținerea pieselor și semifabricatelor prin
turnare este unul dintre cele mai r ăspândite procedee. Prin turnare se pot reproduce
geometrii complicate, iar para metrii mecanici se pot men ține constan ți la un num ăr
mare de piese.
Turnarea este procedeul de ob ținere a pieselor din aliaje metalice în urma
introducerii în stare lichid ă și solidific ării lor în cavitatea unei forme de turnare.
Cavitatea formei reproduce negativul geometric al piesei. La stabilirea
dimensiunilor cavit ății formei se țin cont de unele fenomene specifice procesului
de solidificare și răcire, precum și de adaosurile necesare prelucr ărilor mecanice
ulterioare.
În practica industrial ă se aplică numeroase procedee de turnare, diferen țiate
prin tehnologie de execu ție a formelor, prin natura materialului formei, prin modul
de introducere a metalului top it în cavitatea formei, etc.
În funcție de num ărul de piese turnate care se pot ob ține cu aceea și formă,
procedeele de turnare se pot clasifica în:
a) turnarea în forme temporare , unde forma serveș te pentru ob ținerea unei
singure piese, forma distrugându-se la dezbaterea piesei turnate;
b) turnarea în forme permanente , unde se poate ob ține un num ăr mare de
piese cu aceea și formă;
c) turnare în forme semipermanente , unde se pot efectua câteva turn ări într-
o singură formă, după reparații intermediare între dou ă turnă ri. Este o metod ă mai
rar aplicat ă în industria constructoare de ma șini.
După alte criterii de clasificare, turnarea se poate efectua în forme statice
sau în forme care se afl ă într-o mi șcare de rota ție. Metalul lichid poate fi introdus
în cavitatea formei cu suprapresi une (turnare sub presiune) sau f ără suprapresiune
(turnare static ă). Introducerea aliajului lichid se poate face în partea superioar ă a
cavităț ii formei (turnare direct ă), în partea inferioar ă (turnare indirect ă) sau în
planul de separa ție (vezi fig. 10.1.).

Fig. 10.1. Metode de turnare ale formelor
a. turnarea direct ă (pe sus), b. turnarea indirect ă (în
sifon), c. turnarea în planul de separa ție.

54

10.1.1. Topirea aliajului în vederea turn ării

Pentru a putea fi turnate, metalele și aliajele se topesc și se supraînc ălzesc
până la o temperatur ă care să asigure umplerea complet ă a formei și o structur ă
corespunz ătoare pieselor turnate. Topirea se execut ă în instala ții speciale, numite
cuptoare de elaborare.
Topitura obț inută în urma elabor ării aliajului se transport ă la locul de
turnare cu ajutorul oalelor de turnare. Oalele de turnare în principiu se
confecț ionează dintr-o manta metalic ă sudată din tablă de oțel, căptușită la interior
cu un material refractar, de obicei șamotă. În funcție de natura aliajului se poate
utiliza oala de turnare cu dop (la o țeluri) sau oal ă de turnare cu cioc (la turnarea
fontei și a aliajelor neferoase).

10.1.2. Turnabilitatea materialelor metalice

Aliajele elaborate în vederea turn ării sunt caracterizate prin proprietatea
tehnologic ă de turnabilitate . Turnabilitatea metalelor și aliajelor este proprietatea
lor de a curge și de a ocupa întregul vol um ce au la dispozi ție cavitatea formei.
Turnabilitatea este influenț ată de unele propriet ăți fizice a aliajului elaborat,
ca:
− fuzibilitatea – este proprietatea metalelor și aliajelor de a trece din stare
solidă în stare lichid ă. Temperatura la care se produce aceast ă formare
definește fuzibilitatea aliajului.
− Tensiunea superficială – este forț a exercitat ă în suprafa ța lichidului
datorată interacțiunii dintre atomii din stratul superficial și cei din
interiorul lichidului. În general, metalele și aliajele în stare lichid ă au
tensiunea superficial ă mare. Datorit ă acestui fapt se ob țin piese cu
suprafețe netede, fiindc ă aliajul lichid nu va copi a întocmai cele mai mici
detalii ale suprafe ței formei (de exemplu forma granulelor de nisip).
− Fluiditatea – este proprietatea metalelor și aliajelor aflate în stare lichid ă
de a curge cu u șurință și de a umple cavitatea formei.

Fig. 10.2. Model utilizat pentru confec ționarea formei pentru proba spiral ă.

55

În cazul turn ării unor piese cu pere ți subțiri aliajul elaborat trebuie s ă aibă o
fluiditate foarte bun ă pentru a asigura umplerea complet ă a cavității formei. La
alegerea compoziț iei chimice a aliajului dintr- un sistem binar, trebuie s ă avem în
vedere faptul că aliajele eutectice și metalele puire au fluiditatea cea mai bun ă.
Fluiditatea se poate determina numai practic prin mai multe procedee. Cea
mai utilizat ă dintre acestea este proba spiral ă. Aceasta const ă în turnarea aliajului
elaborat într-o form ă temporar ă cu cavitatea în form ă de spirală. Secțiunea spiralei
este un triunghi echilateral cu latura de 10 mm (vezi fig. 10.2. Spirala are o
lungime total ă de 1500 mp, iar marcajele care se afl ă la distan ța de 50 mm
ușurează aprecierea fluidit ății.

Alimentarea formei în a liaj lichid se realizeaz ă în centrul formei, iar dup ă
solidificare se determin ă lungimea parcurs ă de aliaj în spiral ă. Cu cât este mai
mare aceast ă lungime, cu atât avem o turnabilitate mai bun ă. Cavitatea formei este
obținută n amestecul de formare îndesat corespunz ător în cele dou ă rame de
formare, centrate între ele prin știfturile de ghidare. Aliaju l lichid este condus spre
cavitatea formei prin re țeaua de turnare. Canalele de aerisire m ăresc
permeabilitatea formei și permit evacuarea gazelor ce apar în timpul turn ării
piesei. Fig. 10.3. Elementele unei forme temporare.
1-rama superioar ă, 2-știft de ghidare, 3-rama inferioar ă, 4-miez,
5-cavitatea formei, 6-canale de aerisire, 7-pâlnie de turnare, 8-filtru de
zgură, 9-piciorul de turnar e, 10-colector de zgur ă, 11-canal de alimentare,
12-amestec de formare îndesat.
Separarea zgurei și a altor impurităț i este asigurat ă prin executarea
convenabilă a pâlniei de turnare, prin introdu cerea unor filtre ceramice la limita
dintre pâlnie ș i piciorul pâlniei de turnare și prin colectorul de zgur ă.

10.2. Turnarea în forme temporare

Turnarea în forme temporare este procedeul cel mai ră spândit. Este utilizat
la obț inerea unei singure piese, forma distrugâ ndu-se la dezbaterea piesei turnate.
Rentabilitatea acestui procedeu este asigurat ă de prețul de cost redus al formelor
56

de turnare, constituite din materiale de forme ieftine, cum ar fi: nisipul cuar țos,
liantul mineral ș i apa.
Elementele mai importante ale unei forme temporare sunt prezentate
schematic în fig. 10.3.
În urma solidific ării aliajului rezult ă un semifabricat în care sunt înglobate
surplusuri de material necesare procesului te hnologic de prelucrare ș i tehnologiei
de turnare. Acest semifabr icat se extrage din form ă prin dezbatere , operație care
constă din fragmentarea amestecului de formare (de obicei prin vibrare) și
dezbaterea miezului. Dup ă îndepărtarea rețelei de turnare, se mifabricatul turnat
este curățat, iar ulterior prelucrat prin a șchiere, rezultând astfel piesa finit ă.

10.3. Turnarea în forme permanente

Prin forme permanente în țelegem acele forme care rezist ă la un num ăr mare
de turnări, fără să necesite remedieri.
Formele permanente prezint ă o rezisten ță mecanic ă foarte ridicat ă,
utilizându-se atât la turn ări statice cât și la turnări dinamice.
Forma permanent ă este executat ă din aliaje metalice – font ă, oțel, aliaje
neferoase – prin turnare sau prin a șchiere. Dac ă grosimea pere ților formei
permanente este aproximativ constant ă, se poartă denumirea de cochil ă, iar în caz
contrar vorbim de matri ță.
Materialul, forma și
dimensiunile formelor permanente
depind de aliajul care se toarn ă și sunt
în strânsă dependen ță cu mărimea și
configura ția piesei turnate.
Constructiv, ele sunt executate fie dintr-o singur ă bucată, fie din mai
multe buc ăți, centrate și asamblate
demontabil pe suprafe țe de separa ție
(fig.10.4). La cochile, pentru
rigidizarea cât mai bun ă se prevăd și
nervuri exterioare. Cavit ățile și
golurile piesei turnate se pot realiza cu ajutorul miezurilor. Acestea se pot
confecț iona din aliaje metalice sau din
amestecuri de miez. Construc ția
formelor permanente trebuie s ă
permită extragerea u șoară a miezurilor
metalice din piesa turnat ă cât ș i a
piesei din form ă. Pentru reducerea
șocurilor termice cât și pentru
obținerea unor structuri convenabile , formele permanente se înc ălzesc înainte de
turnare, iar suprafe țele lor active se acoper ă cu vopsele refractare.
Fig.10.4. Form ă metalică pentru
turnarea unui piston
1-semicochilie, 2-miezuri,
3-cavitatea formei.

57

10.4. Modul de lucru

Cu ajutorul modelului prezentat în figura 10.2. se execut ă o form ă
temporară în vederea determin ării fluidităț ii aliajului cu proba spiral ă.
Se demonteaz ă cochila existent ă în laborator, identificând pă rțile
componente ș i se montează din nou, preg ătind pentru turnare.
Într-un cuptor cu flacă ră se topește aliajul și se toarn ă atât în proba spiral ă
cât și în cochil ă și în forma temporar ă.
După dezbaterea formei spirale se apreciaz ă lungimea de p ătrundere a
aliajului (ajutându-ne de semnele de pe spiral ă care se afl ă la distanța de 50 mm) și
se determin ă fluiditatea lui.
Se dezbate piesa din forma temporar ă, se scoate piesa din cochilă și vor fi
comparate din punct de vedere a calit ății suprafe țelor obținute.

Studiind lucrarea, studentul trebuie s ă găsească răspuns la urm ătoarele
noțiuni teoretice și practice:
− Ce metode de umplere se utilizeaz ă la turnarea în forme temporare!?
− Care sunt factorii care influen țează turnabilitatea metalelor și aliajelor?
− Prin ce metod ă se determină turnabilitatea aliajelor?
− Care sunt particularit ățile turnării în forme temporare?
− Care sunt particularit ățile turnării în forme permanente?

58

Lucrarea nr. 11.
INFLUEN ȚA PARAMETRILOR DE LU CRU ASUPRA DEFORM ĂRII
PLASTICE A ALIAJELOR METALICE

11.1. Principii teoretice

Prelucrarea prin deformare plastic ă a metalelor este posibil ă pe baza
structurii cristaline a acestora. Sub ac țiunea unor for țe exterioare de deformare iau
naștere tensiuni interioare, care provoac ă deformări în rețeaua cristalin ă. Dacă
aceste deform ări depăș esc limitele de elastic itate, corpul supus ac țiunii forț elor va
rămâne cu configura ția schimbată , adică s-a deformat plastic.
Capacitatea de deformare a metalelor este o caracteristic ă a fiecărui material
și indică mărimea deforma țiilor plastice pe care le poate suporta materialul înainte
de rupere la solicit ări de tracțiune sau compresiune; se define ște prin relaț ia:

,c C εδ− = (11.1)

în care:
δ – este alungirea specifică la rupere;
εc – lungimea specific ă corespunz ătoare limitei de curgere a materialului.
Capacitatea de deformare depinde de compozi ția chimic ă, propriet ățile
fizice și de tipul re țelei cristaline a metalului (posibilități maxime la re țeaua
C.F.C.). Parametrii de lucru care au influen ță asupra deform ării plastice sunt:
gradul de deformare, temperatura de deformare, viteza de deformare, for țele de
frecare și lucrul mecanic.

11.2. Gradul de deformare

Prin gradul de deformare al unei piese se în țelege mă rimea varia ției
dimensionale suferite în cursul unei opera ții de deformare plastic ă. Gradul relativ
de deformare se poate prezenta sub urm ătoarea formă de exprimare:

[], % ; 100
0 01 0
hh
hh h
hΔ= ⋅−=ε (11.2)

în care:
h 0 – înălțimea inițială a semifabricatului;
h 1 – înălțimea final ă a semifabricatului.
Gradul de deformare se poate calcula similar și pentru celelalte dou ă direcții
în care are loc deformarea materialului. Gradul de deformare plastic prealabil,
influzențează foarte puternic granula ția materialului recristalizat, iar aceasta la
59

rândul ei influen țează toate propriet ățile mecanice ale acestora . Caracteristicile de
rezistență (limita de curgere, limita de rupere) cresc cu inversul r ădăcinii pătrate a
mărimii gră unților. Cu alte cuvinte, cu cât granula ția materialului este mai fin ă, cu
atât deformarea plastic ă are loc mai greu, for ța divizându-se pe un num ăr mare de
grăunți. Legătura dintre greadul de deformare (ε cr) și este de câteva procente
pentru majoritatea metalelor și aliajelor ( εcr<10%) fig. 11.1.

Fig. 11.1. Rezisten ța opusă la deformare
în funcț ie de gradul de deformare

Din punct de vedere pr actic, deformarea la grad critic trebuie evitat ă, pentru
a înlătura degradarea propriet ăților mecanice ale materi alului prin apariț ia unei
granulații mari dup ă recristalizare. După depășirea gradului critic de deformare,
creșterea în continuare a gradului de deformare conduce la o granula ție din ce în
ce mai fin ă în materialul recristalizat. De asemenea trebuie amintit c ă finețea
granulației înainte de deformare produce o granulaț ie fină după recristalizare.

11.2. Temperatura de deformare

Temperatura metalului supus deformă rii plastice influen țează în mod direct
plasticitatea și rezisten ța opusă la deformare. Domeniile de înc ălzire în vederea
deformării diferitelor metale sunt limitate. Temperatura maxim ă trebuie astfel
stabilită, încât să nu distrug ă aliajul calitativ prin ardere, să nu se formeze o
structură cristalină grosolan ă la supraânc ălzire și să nu apară pierderi de material
prin ardere. Limita inferioar ă de încă lzire este impus ă de temperatura de
recristalizare, sub care ap are ecruisarea metalului.
Dac ă:

v recristalizare > vecruisare , v = vitez ă (11.3)

Avem deformare plastică la cald ( ). 4 , 0t izare rectristal T T =
60

Cu cât temperatura va fi mai ridicat ă, cu atât se prelucreaz ă mai ușor
metalul, fig. 11.2. În cazul lucr ării de laborator, încerc ările se fac pe epruvete de
Pb, deoarece acesta are o plasticitate ridicat ă la temperatura ambiant ă (temperatura
de recristalizare fiind de – 33oC, deci avem de-a face cu o deformare plastic ă la
cald.

Fig. 11.2. Rezisten ța și plasticitatea opus ă la deformare
în funcț ie de temperatur ă

11.3. Viteza de deformare

Viteza de deformare este în strâns ă legătură de viteza sculelor de lucru, care
se modific ă în funcție de utilajul folosit.
La deformarea sub temperatura de re cristalizare a metalelor, viteza de
deformare nu are practic nici o influen ță asupra plasticit ății. Se constată însă o
creștere a rezistenț ei opusă deformării cu cre șterea vitezei de deformare la
prelucrări deasupra temperaturii de recristalizare (fig. 11.3.).
Dac ă viteza de deformare es te mare, avem deforma ții preponderent în
stratul superficial. Dac ă viteza de deformare este mic ă, avem deformare în volum.
Cauza acestei influen țe o constituie viteza de recris talizare, care la temperaturi
joase de înc ălzire este inferioar ă vitezei de deformare, deci nu se elimin ă
ecruisarea metalului în timpul deform ării.

61

Fig. 11.3. Rezisten ța opusă la deformare în func ție de v d și ε.

11.4. For țele de frecare

Curgerea materialului în timpul deform ării plastice este în mare m ăsură
influenț ată de forț ele de frecare între suprafe țele de contact pies ă sculă. În baza
existenței acestor for țe de frecare, apar deform ări neuniforme în sec țiunea corpului
prelucrat. Supunând de ex emplu un cilindru unei opera ții de refulare între dou ă
suprafețe plane, acesta va c ăpăta forma unui butoia ș (vezi fig. 11.4).

Fig. 11.4. Zonele de deforma ție maximă înregistrate la refulare

Sub acțiunea forțelor de frecare de pe suprafa ța de contact dintre material și
scule, în zonele înconjur ătoare ale ambelor p ărți frontale, ia na ștere o stare de
tensiune de comprimare triaxială care practic nu conduce la deformarea
materialului (zona I, fig. 11.4.)
Aceste zone insensibil deformate sunt înconjurate de zona centrală II în care
ia naștere o deformare intensiv ă în direcția axială și radială. În timpul reful ării
materialului din zona I este împins în zona II de-a lungul limitei dintre cele două
zone I și II în direc ție axială, astfel că marginea butoiat ă a suprafe ței laterale trece
62

în suprafa ța de contact cu sculele. În jurul suprafe ței laterale se formeaz ă zona III
cu deforma ția parțial frânată, numită zona de deforma ție medie. For ța de frecare
perpendicular ă pe direcția de curgere, în interiorul corpului la refularea unui corp
cilindric se exprim ă prin relația:
hXR Fd fr ⋅ ⋅ = μ2 (11.4)
în care:
μ – coeficientul de frecare;
X – distan ța de la suprafa ța liberă;
h – înă lțimea epruvetei;
R d – rezisten ța opusă la deformare.

11.5. Lucrul mecanic necesar deform ării
Lucrul mecanic necesar pentru producerea deform ării este propor țional cu
suprafața deformat ă și cu rezisten ța opusă deformării.
Dac ă rezistența la deformare se consider ă constant ă pentru tot parcursul
deformării, forța necesară refulării semifabricatului de la în ălțimea h 0 la o înălțime
h este:
dRhhS F ⋅ ⋅ =0
0 (11.5)
în care:
S 0 – suprafa ța inițială;
R d – rezisten ța la deformare.
Lucrul mecanic unitar necesar deform ării plastice este:

(11.6) dz R S dz F dLd z⋅ ⋅ = ⋅ =
unde:
Z hVSz−=
0 (11.7)
Integrând ob ținem:
∫−
⋅ ⋅ =−⋅ =h h
n d dhhl V Rz hdzV R L0
00
0 (11.8)
Lucrul mecanic de deformare se stabile ște funcție de volumul dislocat și de
rezistența opusă la deformare.

11.6. Utilaje folosite
Pentru determinarea influen ței parametrilor de lucru asupra plasticit ății
metalelor se folose ște în laborator o sonet ă pentru deformarea epruvetelor. Soneta
de laborator este un aparat care permite realizarea unei energii bine stabilite în
momentul lovirii, prin c ăderea liber ă a unui berbec de la o anumit ă înălțime.
Schema cinematic ă este prezentat ă în fig. 11.5.
Energia în timpul lovirii se stabile ște cu relația:
( )μ−⋅ ⋅ = =1H G E L (11.9)
63

în care:
G – este greutatea p ărților căzătoare;
H – în ălțimea de că dere;
μ – coeficientul de frecare în ghidaje ( )15 , 0 1 , 0÷ =μ pentru ghidaje unse cu
vaselină .
Viteza berbecului (considerată și viteză de deformare) în momentul
impactului cu piesa este:
,
22
0hH gVd⋅= (11.10)
în care:
h 0 – înălțimea inițială a epruvetei.

Fig. 11.5. Schema cinematic ă a sonetei:
1 – sabotă, 2 – ghidaje, 3 – berbec, 4 – declan șator,
5 – rolă, 6 – cârlig, 7 – cablu, 8 – tambur, 9 – mecanism de acț ionare.

11.7. Modul de lucru

– În funcție de material, de temperatura de lucru și de temperatura de recristalizare,
se stabilește dacă operația se face la ca ld sau la rece.
– Se măsoară dimensiunile epruvetelor (s ă fie respectat raportul h/d = 2 – 3).
– Dacă este cazul, se introduc epruvetele într+un cuptor de laborator în vederea
încălzirii.
– În func ție de înălțimea de la care va c ădea berbecul se calculeaz ă energia de
deformare.
– După fiecare lovitură se măsoară înălțimea ș i diametrul epruvetei
64

– Se fac acelea și operații folosind un lubrifiant pe suprafa ța de contact dintre pies ă
și berbec.
– Se mărește înălțimea de c ădere a berbecului
– Se repet ă operațiile prezentate mai sus.
– Rezultatele se trec în tabelul 11.1. și se ridică diagramele
() ; . . lovit nr f h = () ; . . lovit nr f d = ()x f hγ=
– Se studiază aspectul exterior al epruvetelor deformate.

Tabelul 11.1.

Condiții de
încercare
Dimensiunile
inițiale ale
epruvetei Dimensiunile epruvetei dup ă
fiecare lovitur ă Materialul
tiGreutate berbec
[kg] Înălțim
ea de cădere
[mm] h0

[mm] d0

[mm] Numărul
loviturii
[x] hx

[mm] dx

[mm]
Gr.relativ de deformare
1
2
3
4

Gradul relativ de deformare se calculeaz ă cu relația:

[]% 100
11⋅
−−−=
xhxh hh
xγ (11.11)

Studiind lucrarea, studentul trebuie s ă găsească răspuns la urm ătoarele
noțiuni teoretice și practice:
Care sunt parametrii care influen țează deformarea plastic ă?
Cum influen țează viteza de deformare, rezisten ța la deformare?
Care este parametrul care delimiteaz ă deformarea plastic ă la rece de cea la
cald?
Forț ele de frecare au influen ță în procesul de deformare plastic ă?

65

Lucrarea nr. 12
FORJAREA LIBER Ă MECANIC Ă.

Prelucrarea prin defromarea plastic ă a metalelor face parte din procedeele
tehnologice la care transform ările semifabricatului in piesa finită au loc f ără
producere de aș chii.
Produsele realizate prin pr ocedee de deformare plastică pot fi piese care
servesc ca semifabricate intermediare (care vor fi prelucrate in continuare prin
așchiere sau alt procedeu) sau pot fi piese finite.
Principalii factori care intervin în pr ocesele de transformare interne sunt
forțe exterioare de deformare, c ăldura si timpul.

12.1. Opera țiile de baz ă ale forjării libere

Principii teoretice
Forjarea liber ă este procedeul de prelucrare a metalelor prin deformare
plastică cu ajutorul unor scule simple, plane sau profilate.
Prin acest procedeu se prelucreaz ă oțeluri carbon și aliate, aliaje de cupru,
etc.
Operațiile de baz ă practicate la forjarea liber ă sunt: refularea, întinderea,
găurirea, îndoirea, r ăsucirea, crestarea si debitarea.
Refularea este operaț ia prin care se reduce înal țimea semifabricatului si se
obține o creștere a secț iunii transversale perpendiculare pe direc ția de acționare a
forței. Se deosebe ște refularea plan ă (fig. 12.1.a) si refularea cu proeminen țe (fig.
12.1.b).
În primul caz se utilizeaz ă scule plane, în al doilea caz scule cu cavit ăți, in
care se formaz ă proeminenț e. Pentru buna reu șita a opera ției se recomandă ca
raportul dinte în ălțimea h 0 si diametrul ini țial d 0 al semifabricatului h 0 / d0 < 2,5 ,
iar secțiunea inițială să fie circular ă.
Întinderea este opera ția prin care se urmă rește lungirea semifabricatului
reducând sec țiunea transversal ă perpendicular ă pe direcția de lungire (fig. 12.1.c).
Întinderea poate fi privit ă ca o succesiune de refulă ri locale, realizate prin
deformări succesive ale unor zone al ăturate, aplicând in acest scop lovituri
succesiv al ăturate. Întinderea poate fi: simpl ă, cu lătire, cu profilare, cu deplasare
axială.
Găurirea este opera ția prin care se realizeaz ă secțiuni goale ale pieselor
forjate sau ale unor por țiuni ale acestora (fig. 12.1.d). G ăurirea poate fi p ătrunsă
sau nepatruns ă.
Tăierea este opera ția prin care sunt separate total sau par țial dintre ele
diferite por țiuni ale semifabricatului (fig. 12.1.e)
66

Îndoirea este opera ția de schimbare in spa țiu a orient ării axei longitudinale a
piesei forjate.Îndoirea se poate realiza lib er sau în scule de îndoire (fig. 12.1.g).
Răsucirea este opera ția de rotire in jurul ax ei longitudinale a unei por țiuni
fată de alta a piesei forjate (fig. 12.1.h).

12.2. Unelte si scule folosite pentru forjarea liber ă se clasifică in funcție de
destinația lor in urmatoarele categorii: de baz ă, intermediare si ajutatoare (fig.
12.2.). Din categoria sculelor de bază fac parte nicovalele (fig. 12.2.a) care pot fi
plane, combinate sau profilate. Dă lțile, vergelele, dornurile, matri țele arcuite (fig.
12.2.b,c,d,e) sunt scule intemediare iar scule ajut ătoare sunt: cle ști pentru
întindere, pentru refula re, pârghii pentru r ăsucire si verificatoa rele (fig. 12.2.f,g).

Fig. 12,1. Operaț ii de bază ale forjării libere : 1 a – refulare simpl ă; refulare cu proeminen țe ; c – întindere ; d – g ăurire ; e – t ăiere
crestare îndoire liber ă ; g – îndoire în matri ță ; h – răsucire.

2.3. Tehnologia de forjare cuprinde mai multe etape: aducerea
semifabricatului în stare de plasticitate maxima prin înc ălzire, trasportul
semifabricatului înc ălzit cu o unealt ă adecvată la locul de forjare, execu ția
operațiilor de forjare cu unelte și scule adecvate, verificar ea formei rezultate in
urma forj ării.
Documentul scris care cuprinde toate datele necesare execut ării tehnologice
a unui reper se nume ște plan de opera ție.
Întocmirea desenului piesei forjate (fig. 12.3) este opera ția de pornire.

Fig.12.2. Unelte si scule
pentru forjarea liber ă:
a – plăci de berbec și de
nicovală; b – daltă ; c –
vergea; d – dorn; e –
matriță arcuită; f –
clește; g – pârghie
pentru răsucire
67

Piesa forjat ă va fi dimensional mai mare decât piesa finit ă. Diferența de
dimensiune dintre piesa finit ă și piesa forjat ă este materializat ă de adaosuri de
prelucrare.
Surplusul de metal pe piesa forjat ă conditinat de limitele tehnologiei de
forjare liber ă se numește adaos tehnologic.

Fig.12.3. Schema întocmirii desenului
piesei forjate

Încălzirea semifabricatelor se face în scopul mic șorării rezisten ței la
deformare a metalului și de ridicare a plasticit ății acestuia.
Regimul de înc ălzire se stabile ște în func ție de calitatea materialului piesei.
Pentru C 45, temperatura trebuie s ă se situeze înte A 3 + (30 – 500C) si A 4-(150 –
2000C). Măsurarea temperaturii semifabricatelor înc ălzite se face cu ajutorul
pirometrului optic. Schema acestuia este prevazut ă in fig. 12.4.
Utilajul pe care se execută în laborator opera ția de forjare liber ă este un
ciocan autocompresor (fig.12.5).

A-piesa forjată;
B – piesa finit ă;
C – adaos de prelucrare;
D – adaos tehnologic
Fig. 12.4. Schema pirometrului optic
1-obiectiv; 2-ocular; 3-bec cu filament
special; 4-sursa de curent;
5-întrerupator; 6-reostat pentru reglarea
brută;7-reostat pentru reglarea fin ă; 8-
miliampermetru;
9-filtru de protec ție; 10-filtru de lumin ă.

Fig.12.5. Schema de func ționare a
ciocanului autocompresor
1-motor electric; 2-transmisie prin
curele; 3-volant; 4-mecanism biel ă-
manivelă; 5-piston compresor; 6-
cilindru compresor; 7-sert ărașe de
comandă; 8-canal de evacuare; 9-
cilindru de lucr u; 10-piston cu
berbec; 11-plac ă de berbec cu
nicovală; 12-șabotă; 13-manet ă de
comandă; 14-sistem de pârghii pentru
comanda cu piciorul
68

12.4. Modul de lucru:
În cadrul lucr ării de laborator se vor executa opera țiile de baz ă ale forjării
libere ș i demonstrativ o pies ă simplă.
Se vor schi ța etapele pentru ob ținerea piesei ob ținute prin forjarea liber ă,
exemplu anexa I la prezenta lucrare.
Studiind lucrarea, studentul trebuie s ă găsească răspuns la urm ătoarele
noțiuni teoretice și practice:
– Care sunt opera țiile de baz ă ale forjă rii libere?
– Ce avantaje prezint ă ciocanul autocompresor?
– Pe ce principiu func ționează pirometrul optic?

69

Lucrarea nr. 13.
DEFORMARE PLASTIC Ă PRIN LAMINARE

13.1. Principii teoretice

Prin laminare se în țelege procedeul de prelucrare prin deformare plastic ă la
cald sau la rece care se realizeaz ă prin antrenarea semifabricatului între cilindrii de
laminare datorit ă forțelor de frecare. Utilajul se nume ște laminor, procedeul
laminare, iar produsul rezultat laminat.
Schema de principiu a laminorului duo este prezentat ă în fig. 13.1.

Fig. 13.1. Schema laminorului duo: 1 – mo tor electric, 2 – cuplaj, 3 – reductor,
4 – caja ro ților de antrenare, 5 – bar ă de cuplare, 6 – batiu, 7 – lag ăre de alunecare,
8 – cilindrii de laminor, 9 – șuruburi de reglare, 10 – discuri pentru m ăsurarea cursei reglate,
11 – bară de cuplare articulat ă.

La laminare, dimensiunile ma terialului se reduc în direc ția presării lui de
către cilindrii și cresc în celelalte direc ții, mai ales în direc ția de avans a acesteia.
Laminarea se efectueaz ă în următoarele scopuri:
– să transforme materialul metalic (lingo u, semifabricat) în profile cu sec țiune
dorită , din care se pot prelucra ulterior di ferite piese sau se pot folosi direct
(construcții, instalații, etc.);
– să schimbe structura rezultat ă la turnare (grosolan ă, neuniform ă) într+o
structură fină care determin ă obținerea unor caracteristici ridicate.
Prin laminare se ob țin diferite tipo-dimensiuni de profile, deosebite între ele
prin forma sec țiunii transversale. Majoritatea aces tora sunt standardizate în ceea ce
70

privește domeniile de baz ă, propriet ățile fizico – mecanice și tehnologice,
metodele de încercare.
Produsele laminate se împart în urm ătoarele grupe de baz ă:
1. profile: a) cu destinaț ie general ă: rotund, p ătrat, U, I, L, sârm ă;
b) cu destinaț ie special ă: șine de cale ferat ă, de tramvai;
2. table ș i benzi;
3. țevi;
4. laminate speciale : bandaje, bile, profile periodice pentru forjare;

13.2. Modul de lucru

Determinarea parametrilor de lamina re se face folosind elementele
prezentate în figura 13.2.
AB – arc de prindere (arc de contact);
α – unghi de prindere;
Fd – forța de deformare;
Ff – forța de frecare;
hi – grosimea materialului înainte de laminare;
hf – grosimea materialului dup ă laminare.
Unghiul de prindere ( α) se determină funcție de reducerea grosimii
materialului și diametrul cilindrilor astfel, (vezi fig. 13.2.):

αcos2Rh h
Rf i=−
− ( 1 )

()22sin 2 cos 1 ,2cos 1αα α = −−
= −f ih h
R (2)

2 2sin ,2 2sin2 α α α≈−
=f ih h
D (la valori mici) (3)

( )
Df h h h D h h
Df i f i f i
24
2 2 2 22 2
22−
= ⇒−
= ⇒−
=⎟
⎠⎞⎜
⎝⎛α αα
(4)

()
Dh hf i−
=2
α ( 5 )

71

Fig. 13.2. Schema procesului de deformare prin laminare

Valoarea exact ă a unghiului de pr indere, se determin ă cu relația:

⎟⎟
⎠⎞
⎜⎜
⎝⎛ −
− =Dh h
lf iarccosα (6)

Pentru a ob ține același grad de deformare trebuie ca h i – h 1 = h i – h 2.
În procesul de laminare, se pot modifica și dimensiunile în direc ția lățimii.
Fenomenul se nume ște lățire ( )f ib b b−=Δ . Lăț irea se calculeaz ă cu ajutorul
relației:

hD
ihhc b Δ ⋅ ⋅Δ⋅ = Δ2 ( 7 )

unde: c = coeficientul ce depinde de temperatura de laminare și natura materialului
laminat, (c plumb, 20oC = 0,33);

if i
i hh h
hh −
=Δ = reducerea relativ ă pe înă lțime; (8)

D – diametrul cilindrilor
În procesul lamină rii, materialul care iese dintre cilindri are o vitez ă mai
mare decât a cilindrilor în direc ția laminării.
Cele dou ă viteze se calculeaz ă cu relațiile:
σf fl v= este viteza laminatului la ie șire (l f = lungimea final ă, σ = timpul
de laminare)
72

σi il v= este viteza materialului la intrare (l i = lungimea ini țială, σ= timpul
de laminare).
Un parametru important la laminare este for ța de laminare (de deformare,
Fd).
În cazul lamină rii produselor cu sec țiune dreptunghiular ă pe cilindri cu
tăblie neted ă și diametre egale, for ța de deformare se calculeaz ă cu relația:

()
2 2D
fhihfbib
mpclmbmpdF ⋅ − ⋅+
⋅ = ⋅ ⋅ = , (9)

unde:
pm – presiunea medie (este aproximativ egal ă cu limita de curgere a
materialului), ()c m p σ≅
bm – lațimea medie a suprafe ței de contact;
lc – lungime arcului de contact.
Produsul reprezint ă (aproximativ) suprafa ța de contact a materialului
cu unul dintre cilindrii de laminare. c ml b⋅
Rezultatele m ăsurătorilor și a calculelor efectuate se vor trece în tabelul 1

Tabelul 11.1

Dimensiuni
le inițiale Dimensiunile finale τ α Δb FdNr.

crt.
Material Nr.

trece
ri bihilibfhflf[sec] [grad] [mm] [daN]

Studiind lucrarea, studentul trebuie s ă găsească răspuns la urm ătoarele
noțiuni teoretice și practice:
De ce valoarea l ățirii este mai mic ă decât a alungirii?
Reducerea în ălțimii la o trecere depinde de?

73

Lucrarea nr. 14.
SUDAREA Ș I TĂIEREA CU FLAC ĂRĂ OXI – GAZ

14.1. Principii teoretice

În practica sud ării oxi-gaz și a tăierii termice a aliajelor se utilizează căldura
degajată de flacăra produsă la arderea unui amestec de oxigen cu un gaz
combustibil cum ar fi: acetilen ă, hidrogen, metan, butan, propan, gaz de cocserie
sau biogaz. Reac țiile chimice produse între gazul combustibil și oxigen trebuie s ă
aibă caracter exoterm și sunt înso țite ca fenomen secundar de emisia de lumin ă.
Gazul combustibil utilizat pentru sudarea cu flacă ră oxigaz se alege în
funcție de caracteristicile aliajului prelucrat și trebuie s ă asigure puterea calorică
necesară topirii locale a semifabricatelor, fapt determinat de temperatura de ardere
în amestec cu oxigenul.
Sudarea cu flac ără oxi-gaz este un procedeu cu aplicabilitate restrâns ă
datorită productivit ății scăzute, dificult ăților în manipulare și pericolului mare de
explozie.

14.2. Sudarea cu flac ără oxi-acetilenic ă

Acetilena (C 2H2) – datorit ă temperaturii mari de ardere și puterii calorice
ridicate este cel mai utilizat gaz combustibil, în cazul sudă rii cu flac ără oxi-gaz.
Flacă ra oxi-acetilenic ă are o structură complex ă – în func ție de natura reac țiilor
chimice care au loc și cuprinde urm ătoarele zone (fig. 14.1):
a – sâmburele nucleului format din amestec de C 2H2 + O 2;
b – nucleul fl ăcării – zona de ardere intensă și oxidare primar ă

J H CO O H C 222 . 450 22 2 2 2 + + → + ( 1 )

c – zona reduc ătoare – puternic exoterm ă

J O H CO O H CO 940 . 851 22322 2 2 2 + ↑ + → + + (2)

d – zona fl ăcării secundare unde se produce oxidarea complet ă
( ). mm x4 2÷ = Δ
Temperatura maximă a flăcării se obț ine în zona reduc ătoare, loc în care
trebuie s ă poziț ionăm și piesa de sudat. C ăldura dezvoltat ă de flacăra oxi-
acetilenic ă crește – dar nu propor țional – cu consumul de acetilen ă și este
dependent ă de amestecul intim al gazelor în amestec. Pentru o ardere completă ,
raportul volumic – β0 – între oxigenul și acetilena care particip ă la reacție, este
supraunitar.
În acest sens se poate defini:
74

2 22
2 22
0
H CO
H CO
VV
QQ
= = β ⎥⎦⎤
⎢⎣⎡
h mh m
//33
( 3 )

– flacăra oxidant ă 5 , 1 2 . 10 ÷ = β ;
– flacăra normal ă 2 , 1 1 . 10 ÷ = β ;
– flacăra carburant ă . 1 7 , 00 ÷ =β
Alegerea adecvat ă a
tehnologiei de sudare și a
caracterului fl ăcării în
concordanță cu natura aliajului
topit și cu grosimea tablelor,
conduce la reu șita unei suduri
de calitate, obț inându-se o
cusătură sudată netedă și
uniformă, fără arderi de
material.

Fig. 14.1. Structura și repartiția temperaturii în
lungul flăcării Tehnologia de sudare
este influen țată de urm ătorii
factori:
– raportul 0βal
amestecului ; 2 2 2 /H C O
– viteza gazului prin
ajutajul arz ătorului;
– poziționarea corect ă a
piesei în zona de temperatur ă maximă;
– înclinația arzătorului pentru a dirija flac ăra față de piesă;
– viteza și metoda de sudare;
– grosimea și proprietăț ile termofizice ale piesei de sudat
Pentru a realiza o îmbinare de calitat e prin sudare oxi-gaz, este necesar s ă
poziț ionăm arzătorul astfel încât flac ăra să topească în același timp ambele zone de
îmbinare ale semifabricatelor precum și capătul vergelei din material de adaos.
Concomitent cu avansul în lungul cus ăturii sudate, arz ătorul trebuie s ă efectueze
mișcări de pendulare transversale pe axa sudurii. Aceste mi șcări uniformizeaz ă
temperatura în zona sudurii, preânc ălzesc zona de sudare și topesc marginile
semifabricatelor, ob ținându-se o topitură omogenă . Vergeaua din metal de adaos
execută mișcări în concordanță cu arz ătorul, asigurând în acela și timp
compensarea topirii cap ătului cald care nu va p ărăsi flacăra – pentru a evita
oxidarea lui și impurificarea cu oxizi a cus ăturii sudate.

75

Unghiul de înclinare al duzei arz ătorului fa ță de cusătura sudat ă este
dependent de grosimea tablei și este mai mare pentru pi ese mai groase (fig. 14.2).
Pregătirea marginilor tablelor – fi g. 14.3 – astfel încât s ă se asigure o topire bun ă a
zonei de îmbinare, se face în func ție de grosimea și forma piesei.

Fig. 14.3. Preg ătirea marginilor tablelor
în funcț ie de grosimea piesei:
a – cap la cap cu margini r ăsfrânte, b –
cap la cap f ără pregătirea marginilor,
c – cap la cap în V, d – de col ț și în T.

Fig. 14.2. Unghiul de înclinare al duzei arz ătorului
față de suprafa ța metalului în func ție de grosimea
piesei: 1 – metal de baz ă, 2 – arzător,
3 – unghi de înclinare, 4 – material de adaos.
Flacă ra secundară și dirijarea fluxului de că ldură definește tehnologia de
sudare în funcț ie de grosimea materialului.

Fig. 14.4. Metod ă de sudare înainte: 1 – arz ător, 2 – metal de adaos,
3 – metal de baz ă, 4 – sensul de sudare, 5 – cordonul de sudur ă, 6 – rostul îmbin ării.

Metoda de sudare spre înainte este aplicat ă în general tablelor sub țiri din
oțel cu sudabilitate bun ă, cu grosime pân ă la 4 mm, sau din a liaje neferoase cu
punct de topire sc ăzut. Arzătorul dirijeaz ă flacăra în sensul avansului de sudare,
preâncălzind zona ce se va suda (fig. 14.4.).
76

Metoda de sudare spre în apoi – fig. 14.5 – se aplic ă tablelor groase din
oțeluri cu sudabilitate acceptabilă și asigură dirijarea fl ăcării spre zona deja sudată .
În acest fel, flac ăra secundar ă menține temperatura cus ăturii sudate și se evită
răcirea rapid ă cu influen țele sale nefavorabile în zona influen țată termic.
Puterea arz ătorului –
cuantificat ă prin num ărul
becului – se alege în func ție de
grosimea materialului de baz ă și
este proporț ională cu debitul
orar al acetilenei (amestecului
combustibil). Experimental au fost probate urm ătoarele relaț ii:
g QH C 120
2 2= – pentru
sudarea spre înainte;
g QH C 100
2 2= – pentru
sudarea spre înapoi.

14.3. Tă ierea oxi-gaz

Principii teoretice.
Tăierea cu flac ără oxi-gaz este
posibilă numai dac ă materialul de tă iat îndepline ște condiț iile următoare:

Fig. 14.5. Metod ă de sudare înapoi: 1 – arz ător,
2 – metal de adaos, 3 – metal de baz ă, 4 – sensul de
sudare,5 – rostul îmbin ării,
6 – cordonul de sudur ă.
– temperatura de formare și de topire a oxizilor este mai mică decât
temperatura de topire a aliajului;
– reacțiile de oxidare sunt puternic exoterme;
– aliajul de tă iat are conductivitate sc ăzută.
Pentru a amorsa t ăierea oxi-gaz, este necesar ă încălzirea local ă a piesei pân ă
la apariția primei pică turi topite, moment în care se proiecteaz ă în zonă un jet de
oxigen pur cu presiune de 4 – 10 at.
În prezen ța oxigenului, materialul topit se oxideaz ă în continuare – reac ția
este exoterm ă – și topește alte zone, iar pic ăturile formate sunt spulberate de jetul
de gaz.
În urma t ăierii oxi-gaz, marginile t ăiate sunt puternic oxidate, motiv pentru
care nu se recomand ă sudarea lor f ără o prelucrare pentru îndep ărtarea oxizilor.

14.4. Aparate și accesorii

Pentru sudarea cu flac ără oxi-gaz se folosesc urm ătoarele aparate:
– generatorul de acetilen ă prevăzut cu o supap ă de siguran ță sau o butelie de
acetilenă cu reductor de presiune;
– butelia de oxigen prev ăzută cu reductorul de presiune;
– trusa de sudur ă standard;
– tuburi flexibile din cauciuc cu inser ție de pânz ă pentru transportul gazelor;
– diverse accesorii.
77

Generatorul de acetilen ă – fig. 14.6. – este un aparat în care se produce
acetilena ca urmare a reac ției dintre ap ă și carbura de calciu (carbid).

()2 2 2 2 22 OH Ca H C O H CaC + ↑ = + (4)

Generatorul de acetilen ă este format dintr-un clo pot metalic imersat în apa
conținută de un recipient. Recipientul și clopotul metalic sunt de obicei rigidizate
dar pot fi demontate pentru cur ățire și înlocuirea carbidului. Cele dou ă vase
formează un sistem de vase comunicante în care poate circula apa sub ac țiunea
presiunii din clopot.
În interiorul clopotului, sub nive lul de echilibru al apei din vasele
comunicante se fixeaz ă un coș metalic ce con ține bucăți de carbur ă de calciu.
Prin formarea acetilenei va cre ște presiunea de sub clopot și va scă dea
nivelul apei – fapt ce într erupe formarea acetilenei și stabilizeaz ă poziț iile relative
ale apei și carburii de calciu.
Consumul de acetilen ă va conduce din nou la sc ăderea presiunii – p max = 0,7 atm –
și are ca efect reluarea ciclului de formare – consum de acetilen ă descris mai sus.
Se men ține astfel o presiune cu mici fluctua ții datorate consumului În
locurile unde consumul de acetilen ă este redus, se prefer ă utilizarea buteliilor de
acetilenă.
Prin dizolvarea acetilenei în aceton ă și înmagazinarea lor într-o mas ă
poroasă conținută de o butelie de o țel se poate ridica presiunea de stocare a
acetilenei până la 15 atm., fapt ce diminueaz ă pericolele în exploatare. În stare
naturală , acetilena explodeaz ă la aproximativ 2 atm, presiune critic ă ce scade cu
creșterea temperaturii.
Supapa de siguran ță utilizată pentru protec ția generatoarelor de acetilen ă
împiedică întoarcerea accidental ă a suprapresiunii și a flă cării înspre acesta.
Este format ă dintr-un vas metalic prevă zut cu tuburi – conform fig. 14.6 –
care asigur ă un traseu bine determ inat al acetilenei.
În cazul func ționării normale, acetilena traverseaz ă discontinuu – sub form ă
de bule de gaz – apa din supap ă.
În cazul unei avarii – explozie la arz ător – presiunea întoars ă în supap ă va
împinge apa în pâlnia B, dar se va men ține totuși – datorit ă supra-înălțării H – un
traseu discontinuu de bule de acetilen ă, care nu permite trecerea flă cării spre
generator.
Înainte de punerea în func țiune a generatorului trebuie verificat ș i eventual
completat nivelul apei în supapa de siguran ță. Corect este ca apa s ă se găsească la
înălțimea robinetului de verificare (6).
Oxigenul necesar este îmbuteliat în butelii de o țel la presiunea de 150 at.
Deoarece la sudare este nevoie de presiuni mai mici – 0,5÷ 10 at. – este necesar ă
utilizarea reductoarelor de presiune. Sc hema unui reductor de presiune este
prezentată în fig. 14.7.

78

Fig. 14.6. Generatorul de acetilen ă:
1 – recipient, 2 – clopot, 3 – coș metalic,
4 – sistem de rigidi zare – recipient –
clopot, 5 – corp supap ă de siguran ță,
6 – robinet, 7 – evacuare C 2H2 spre furtun,
8 – pâlnie.

Fig. 14.7. Reductor de presiune pentru oxigen
1 – manometru pentru m ăsurarea presiunii din
camera de înaltă presiune, 2 – camer ă de
înaltă presiune, 3 – supap ă, 4 – resort de
reducere, 5 – manometru pentru m ăsurarea
presiunii din camera de joas ă presiune, 6 –
șurub de reglare a presiunii, 7 – resort de
reglare, 8 – tije, 9 – camera de joas ă presiune,
10 – conduct ă de evcacuare,
11 – membrană elastică, 12 – robinet.

Se disting dou ă camere între care gazul de transfer ă prin intermediul unei
supape cu con. Oxigenul cu presiune înalt ă găsește supapa deschisă sub acțiunea
arcului 7 ș i pătrunzând în camera de joasă presiune (9) ac ționeză asupra
membranei elastice cu o for ță ce comprim ă arcul 7 și permite închiderea supapei 3.
Presiunea din camera de joas ă presiune este dependent ă de relația:

S p x k⋅ = Δ ⋅ ( 5 )

unde:
k – caracteristica elastic ă a arcului 7;
Δx – comprimarea arcului datorit ă reglajului cu șurubul 6;
p – presiunea de lucru;
S – suprafa ța membranei elastice.
Sistemul func ționează pulsator, cu frecven țe dependente de debitul
transferat – (200 ÷5000) Hz. La flac ără pulsațiile nu sunt sesizabile datorit ă
amortizării lor în sistemul de tuburi flexibile de transport.
Trusa de sudur ă conține corpul arz ătorului cu robinetele pentru reglajul
debitului, becurile de schimb și capul de t ăiere.
Arz ătorul pentru flac ăra oxiacetilenic ă este prezentat în fig. 14.8.
79

Fig. 14.8. Arz ătorul cu injector pentru sudarea oxi-gaz
1 – corpul arz ătorului, 2 – conduct ă de acetilen ă, 3 – robinet de acetilen ă, 4 – injector,
5 – garnitur ă de cauciuc pentru etan șare, 6 – piuli ță de asamblare, 7 – camera de amestec,
8 – țeavă de amestec, 9 – bec, 10 – robinet pentru O 2, 11 – conduct ă pentru O 2..

Fig. 14.9 Becul de t ăiere cu flac ără: 1 – corpul beculu i, 2 – becul de t ăiere.

14.5. Modul de lucru

– Se vor identifica aparatele și accesoriile care se utilizează ;
– Se stabilesc consumurile de gaz combustibil;
– Se alege num ărul becului în func ție de grosimea materialului sudat;
– Se instaleaz ă și se verific ă aparatele și dispozitivele pentru sudare;
– Se cântă resc tablele înainte de sudare (m c);
– Se sudeaz ă tablele cu ambele metode;
– Se cronometreaz ă timpul de sudare;
– Se cântă resc tablele după sudare (m f);
– Se calculeaz ă masa materialului depus, (m d);
– Se măsoară lungimea cordonului L;
80

– Se determin ă viteza de sudare (V s);
În cazul tăierii oxi-gaz:
– Se traseaz ă cu cretă direcția de tăiere;
– Se echipeaz ă arzătorul cu duza de t ăiere;
– Se preânc ălzește local zona de t ăiere;
– Se taie tabla urm ărind trasajul.

14.6. Interpretarea rezultatelor

– Se apreciaz ă calitatea îmbin ării și a tăieturilor în func ție de metodă ;
– Se compar ă vitezele de sudare în func ție de metod ă;
– Se apreciaz ă consumurile de acetilen ă și oxigen.

Rezultatele și observațiile se trec în tabelul urmă tor:
T a b e l u l 1 4 . 2 .

Material Nr. Gaz comb. crt. Calitate
Grosim
e
Metoda
Nr. bec mm m LtV2H CP
2OP
2 2H CQ
2OQi f d s s s

Studiind lucrarea, studentul trebuie s ă găsească răspuns la urm ătoarele
noțiuni teoretice și practice:
Care sunt gazele cele mai potri vite pentru sudarea oxi-gaz?
Cand se folose ște metoda de sudare înainte și când cea înapoi?
Care sunt avantajele t ăierii oxi-gaz?

81

Lucrarea nr. 15
LIPIREA ALIAJEOR METALICE

Lucrarea prezint ă noțiunile generale asupra pro cesului de lipire, tehnica si
tehnologia lipirii precum si principa lele materiale de adaos întrebuin țate la lipire.

15.1. Principiul lucr ării

Lipirea este procesul te hnologic de îmbinare a dou ă piese metalice, aflate in
stare solid ă, cu ajutorul unui metal de adaos topit, numit aliaj pentru lipit.
Aliajul pentru lipit are întotdeauna o temperatura
de topire mai joas ă decât a metalului de baz ă, care spre
deosebire de sudare, la lipire nu se tope ște. În timpul
lipirii se produce o dizolvare si o difuziune superficial ă
reciprocă între metalele de baz ă și aliajul pentru lipit,
care trebuie s ă dizolve bine metalele de baz ă, să se
întindă ușor pe suprafa ța lor și să adere cât mai bine
la acestea (fig. 15.1).
Fig.15.1. Structura
lipiturilor
1-material de baz ă Contactul dintre aliajul pentru lipit în stare
lichidă și metalul de bază în stare solid ă se poate
realiza numai prin completata cur ățire a suprafe țelor
de îmbinat. 2-stratul de difuzie
3-material de adaos
Pentru buna reu șită a procesului de lipire se întrebuin țează în afara
materialului de adaos corespunz ător și fluxuri. Rolul lor este de a dizolva și
îndepărta oxizii si murd ăriile de la suprafa ța metalelor, de a le proteja împotriva
oxidă rii, de a îmbun ătății aderarea și întinderea metalului de lipit pe suprafa ța
metalului de baz ă, etc.
Procedeele actuale de lipire pot fi împ ărțite în dou ă categorii principale:
– lipire moale;
– lipire tare (brazare).
Aceste două feluri de lipire se deosebesc, în primul rând, prin temperatura de
topire a aliajului de lipit.
82

Fig.15.2. Lipituri prin
suprapunere Fig.15.3. Îmbin ări prin lipire cap la cap

Aliajele pentru lipirea moale au o temperatur ă de topire sub 4000C iar aliajele
pentru lipirea tare au o temperatur ă de topire peste 5500C.
Aliajele pentru lipirea tare au o mai mare rezistent ă mecanic ă, rezistenț a la
rupere atingând în une le cazuri 50 daN/mm2, iar cele pentru lipirea moale de
obicei pana la 5-7 daN/mm2.
Forma lipiturii influen țează caracteristicile mecani ce ale acestuia. Cel mai
frecvent se întrebuin țează lipitura prin suprapunere (fig. 15.2) si lipirea cap la cap
(fig. 15.3).
Pentru sporirea rezisten ței mecanice se recomanda înclin ări ale îmbin ărilor cap
la cap de peste 450 sau îmbin ările sub forma de coad ă de randunic ă.

15.2. Lipirea moale

Aliajele pentru lipirea moale fiind u șor fuzibile și cu rezisten ță mecanică
mică se utilizeaz ă acolo unde piesele nu au de suportat solicit ări mecanice mari.
Lipirea moale poate fi folisită aproape la toate metalele și aliajele lor
inclusiv la metalele u șor fuzibile ca: zincul, plumbul , staniul si aliajele lor.

15.2.1. Aliaje pentru lipirea moale

Cele mai r ăspândite sunt staniul si plumbul (tabelul 15.1).

Tabelul 15.1.
Compoziția chimică și întrebuin șarea aliajelor de stan iu pentru lipirea moale
Compoziția chimică Temperatura oC Simbol
Sn Pb Solid Lichid Întrebuințări
Pentru lipit plumb, o țel, alamă, cupru ș i
articole de uz general. Nu este utilizabil
cu ciocanul de lipit. Lp 20 20±1 rest 183 266
Pentru lipituri cu flac ără și tinichigerie
obișnuită. Lipituri diverse la o țel și
plumb. Lp30 30±1 rest 183 255
83

Simbolul aliajului de topit cupri nde literele Lp adica lipit, înso țite de un
număr care indic ă conț inutul mediu in staniu. Aliajele se toarn ă în vergele de cca.
600mm lungime și în blocuri.

15.2.2. Fluxuri pentru lipirea moale

Fluxurile sunt absolut necesare în majo ritatea cazurilor de lipire, întru-cât
aliajul pentru lipit nu dizolv ă destul de u șor metalul de baz ă, numai dac ă suprafața
acestuia este perfect curat ă.
Fluxul apar ă metalul de bază și aliajul pentru lipit împotriva oxid ării,
dizolvă sau reduce oxizii forma ți, marește aderen ța marginilor cu aliajul pentru
lipit și îmbunătățește acoperirea suprafe ței pieselor.
Fluxurile sunt foarte diferite ca aspect: lichide, paste, prafuri. Cele mai
utilizate sunt:
– compuși organici: colofoniu (sacâzul), stearina, etc.
– compuși anorganici: acidul clorhidric, clorur a de amoniu (tipiringul), clorura de
zinc, etc.
Dupa lipire se recomand ă îndepartarea fluxurilor neorganice întru-cât se
produce o coroziube rapid ă.

15.2.3. Tehnologia lipirii

Pentru reu șita lipiturii este necesar ca suprafe țele de îmbinat s ă fie perfect
curate. Curăț irea se face mecanic (per iere, pilire, etc.) sau ch imic prin ardere sau
fierbere intr-o substant ă alcalină.
După procedeul de înc ălzire al locului de lipit, lipirea se poate executa cu:
– ciocanul de lipit;
– flacară;
– prin imersare;
– cu ultrasunete.

Lipirea cu ciocanul

Este unul dintre cele mai des fo losite procedee (fig. 15.4).

Ciocanele de lipit se înc ălzesc pân ă la temperatura de 250-6000C după
necesităț ile operației.
Ciocanul de lipit înc ălzit se freac ă cu partea activ ă de clorura de amoniu
(țipirig) în prezen ța unei bobiț e de staniu. Se aplică apoi pe locul deîimbinat bine
curățat și în acela și timp se apropie vergeaua de aliaj de lipit care se tope ște și
furnizează materialul de adaos.

84

Lipirea se face printr-un strat sub țire de
material de lipit care pă trunde în spa țiul mic
dintre suprafe țele de îmbinat.
Dacă îmbinarea se executa prin
suprapunere, l ățimea X suprapus ă se calculeaz ă
cu formula:
21
δδ c hX⋅⋅= ,
în care: si 1δ2δsunt rezisten ța la forfecare a
materialului de baz ă respectiv a aliajului de lipit; h
– grosimea minim ă a materialului; c – coeficientul
de siguran ță. Fig.15.4. Lipitura cu ciocanul
de lipit
1-piesă, 2-dispozitiv, 3-
lipitură, 4-vergea din aliajul
de lipit, 5-ciocan de lipit.

Lipirea cu flac ără

Folosește pentru înc ălzirea locului de lipit flac ără unui arzător de gaz, a unei
lampi de lipit sau alt ă sursă asemă nătoare atunci când este necesar ă o temperatur ă
puțin mai ridicat ă la locul de lipire sau când form a piesei nu permite utilizarea
ciocanului de lipit.
Porțiunile care urmează a fi lipite se înc ălzesc pân ă când se tope ște aliajul
folosit, întins în prealabil o dat ă cu fluxul. Procedeul se folose ște foarte mult la
lipirea țevilor (fig. 15.5). Pentru calculul l ățimii X a suprapunerii se utilizeaz ă
formula:
dh d c hX⋅− ⋅ ⋅ ⋅=
21 ) (
δδ,
în care: d – este diametrul locului de lipit;
h – grosimea minim ă a materialului;
c – coeficientul de siguran ță;
si – rezistența la forfecare. 1δ2δ
15.3. Măsurători si repere

Se vor executa epruvete din tabla de o țel, tabla de cupru si aluminiu precum
si epruvete tubulare pentru lipirea cap la cap și prin suprapunere.
Se vor calcula la țimile suprapuse în cazul lipirii prin suprapunere. Lipirea se
va face cu ciocanul manual cât și cu cel electric.
Se va aprecia macr oscopic calitatea cus ăturilor ob ținute pentru fiecare din
ciocanele de lipit întrebuin țate.
Măsurătorile și rezultatele vor fi trecute în tabelul 15.2.

85

Tabelul 15.2.
Cusătura Consum de aliaj de lipit Nr. Material Tipul de
lipire crt. Prin suprapunere Cap la cap Calculat Consumat

Studiind lucrarea, studentul trebuie s ă gasească raspuns la urm ătoarele
noțiuni teoretice și practice:
– Care este diferen ța dintre lipire și sudare?
– Prin ce difer ă lipirea moale de lipi rea tare (brazare)?
– Ce tehnologii de lipire cunoaș teți?

Fig.15.5. Lipituri pe țevi

86

Lucrarea nr.16.
STUDIUL INFLUEN ȚEI PARAMETRILOR RE GIMULUI DE SUDARE
ASUPRA GEOMETRIEI SI CALITĂȚ II CUSĂTURII LA SUDAREA
ELECTRIC Ă MANUAL Ă CU ELECTROZI ÎNVELI ȚI

16.1. Scopul lucr ării
Lucrarea are drept scop însu șirea metodologiei de elaborare a tehnologiei de
sudare cu procedeul S.E., determinarea prin calcul a parametrilor regimului de
sudare și a influen ței acestora asupra geometriei și calităț ii cusă turii.

16.2. Calculul parametrilor regimului de sudare
Elaborarea tehnologiei de sudare cu proced eul S.E. se face în mai multe etape:

Etapa 1. În funcție de calitatea metalului de baz ă MB, de grosimea δ a
componentelor, de tipul sudurii (S cc – cap la cap, sau S co – de colț), de poziț ia de
sudare și de posibilitatea de a s uda dintr-o parte (notat ă 1p), sau din ambele par ți
(notată 2p), se aleg tipul și dimensiunile rostului.
Etapa 2. Tipul și dimensiunile rostului, împreun ă cu factorii enumera ți la prima
etapă, determin ă alegerea tipului electrozilor înveli ți, diametrul electrozilor “de”,
numărul de treceri “nt” și așezarea lor în rost. Diametrul electrozilor “de” se
stabilește în func ție de grosimea mate rialului de sudat δ la sudarea cap la cap, sau
în funcție de cateta k la îmbin ările de col ț. Valorile recomandate pentru de sunt
date în tabelele 16.1 si 16.2:
Cunoscând diametrul electrodului, la sudarea îmbin ărilor cap la cap, sec țiunea
cusăturii depuse la o trecere se calculeaz ă cu relațiile:
-pentru primul strat depus la r ădăcina cordonului:
A= (6…8) x de [mm2] (1) 1
-pentru straturile urm ătoare:
A= (8…12) x de [mm2] (2) i
Tabel 16.1
Alegerea diametrului electrodului în func ție de grosimea componentelor

Tabel 16.2
Alegerea diametrului electrodului în func ție de cateta K a îmbin ării de colț

Aria necesar ă cordonului îmbin ării de colț, sau în T, se poa te calcula în func ție de
cateta K a cordonului de sudur ă și de coeficientul de supraîn ălțare Ky:
87

An=K y x K 2/2 [mm2] (3)
Valorile coeficientului K y sunt date în tabelul 16.3:

Tabel 16.3
Valorile coeficientului K y în funcție de cateta K a îmbin ărilor de col ț

Cunoscând aria cus ăturii A c , aria primei treceri A 1 si ariile celorlalte treceri A , se i
determină numărul de treceri cu rela ția:

– A (fig.5.1) poate fi calculat ă cunoscând aria rostului A : c r
A= (1,1 … 1,4) A (5) c r
Relaț ia (5) se aplic ă la sudurile cap la cap. În mod frecvent, prima trecere se
sudează cu un electrod cu diametrul ma i mic (3,25 mm, sau mai mic) și celelalte
cu
diametrul mai mare.

Fig. 16.1 Aria rostului și aria cusăturii

Adâncimea de p ătrundere a cus ăturii “p” la o trecere, se stabile ște cu relația :
p = (0,3 … 0,5) r [cm] (6)
unde: r = 0,0022 (E l)1/2
E=energia liniar ă și se determin ă cu relația: l
E = η x U x I l a s/ Vs (7)
în care:
η = randamentul termic; η = 0,7 … 0,9;
U= tensiunea arcului [V]; a
Is = curentul de sudare [A];
Vs = viteza de sudare [cm/s].
Cunoscând de, se determin ă curentul mediu de sudare Is, folosind regresia:
Is = 62,5 x d e – 50 [A]; (8)
88

Relaț ia (5.8) se aplic ă pentru electrozii cu pulbere de fier în înveli ș – E u. Pentru
celelalte genuri func ționale, regresiile liniare sunt:
Is = 56,25 x d e – 75 [A]; – pentru electrozi slab alia ți (9) sau
2Is = 2,5x d + 35,5x de e – 18 – pentru electrozi nealia ți (10)
Is= 2,7xd2 +25x d -11 – pentru electrozi alia ți (11) e e
Relaț iile sunt valabile pentru1,6 > d < 8,0 [mm]; e
Tensiunea arcului este recomandat ă de produc ătorul de electrozi. Dac ă lipsește
această informație, Ua poate fi calculat ă cu relația:
U = 0,05 x Is+10 [V]; (12) a
Viteza de sudare.
Depinde de metalul de baz ă prin energia liniar ă admisă să se introducă la sudare
(materiale sensibile sau nu la supraînc ălziri), aria trecerii, tipul și diametrul
electrodului, pozi ția de sudare, etc. Este un para metru mai greu de controlat.
Pentru calculul vitezei de sudare se pot utiliza urm ătoarele rela ții.
a) Folosind αd = coeficientul de depunere [g / Axh]
unde:
IS = curentul de sudare (A)
ρ = densitatea materialului (g / cm3) pt. oțel ρ = 7,8 g/cm3.
2A = aria trecerii (mm ) t
Coeficientul de depunere αd depinde de tipul înveli șului și diametrul acestuia. În
tabelul 16. 4 se dau valorile lui αd pentru electrozii bazici:
Tabel 16.4
Coeficientul de depunere αd în funcție de diametrul electrodului de

b) Folosind corelaț ia statistic ă:

Produsul k x v S este determinat cu ajutorul unei corela ții statistice, func ție de
diametrul electrodului și aria trecerii realizat ă cu electrodul respectiv. În tabelul
16.5. sunt date valorile produsului k x v S în funcție de diametrul electrodului.
Tabel nr. 16.5
Valorile produsului k x v S în funcție de diametrul electrodului d e
89

Viteza de sudare la sudarea manual ă se poate determina informativ cu rela ția:
Vs = α x Is/3600 x γ x AI [cm/s]; (16) t
în care: Vs =viteza de sudare;
α=coeficientul de topire al electrozilor; α t t =(8…12 )[g/Ah] γ =densitetea
[g/cm3];
A =secțiunea cordonului depus la o trecere[cm2]. i
În acest fel, tehnologia sud ării a fost elaborat ă, fiindcă s-au determinat to ți
parametrii tehnologici P.T., care o definesc.

16. 3. Desf ășurarea lucr ării
a) Materiale utilizate
În vederea efectu ării lucrării, se va folosi ca metal de baz ă tablă de oțel calitatea
OL
37.1K.,cu grosimea de 5 și respectiv 10 [mm].
• Se vor debita câte 4 probe din fiecare gr osime de material, conform fig. 16.2;
• Pentru sudare se vor folosi electrozi SUPERTIT. Pozi ționarea pl ăcilor în
vederea sud ării și respectării rostului, se va face prin puncte de sudur ă, realizate
cu electrozi SUPERTIT, d = 3,25 [mm]. e
b) Stabilirea tehnologiei de sudare
Având grosimea și calitatea metalului de baz ă, se determin ă conform metodologiei
prezentate, urm ătoarele mă rimi:
Diametrul electrozilor -d ; e
Numărul de treceri -n ; t
Curentul de sudare -Is;
Tensiunea arcului -Ua;
Viteza de sudare -Vs;
Energia liniar ă -E; l
Pătrunderea cus ăturii la fiecare trecere – p. Mă rimile se vor determina atât
pentru varianta “a”, cât si pent ru varianta “b” din fig.16.2.
90

Fig.16.2 Forma și dimensiunile probelor

c) Sudarea probelor
I. Respectând valorile lui I s, U, va s, calculate pentru fiecare grosime de
material, se va executa sudarea probei cu grosimea de 10 [mm];
II. Menținând U și va s constante, se m ărește I s cu (15 … 20) [A] și se sudeaz ă
pe o lungime de 125 [mm], proba “a”, re spectiv proba “b” ( al doilea lot din
cele patru probe), apoi se mic șorează Is față de valoarea calculat ă cu 15…20 [A] și
se sudeaz ă porțiunile rămase nesudate;
III. Se men țin I s si v constante și se sudeaz ă lotul trei de probe, mă rind și apoi s
micșorând U , cu aproximativ 5 V, similar punctului II; a
IV. Se men țin I s si U constante, și se execut ă sudarea celui de-al patrulea lot de a
probe, mărind și micșorând apoi viteza de sudare.
d) Interpretarea rezultatelor
După răcirea probelor sudate, se vor sec ționa transversal pe cordonul de sudur ă.
Se vor examina vizual sec țiunile cu ajutorul unei lupe cu ordinul de m ărire de 10x.
Se vor desena cordoanele de sudur ă prezentându-se varia ția geometriei cusă turii,
în funcție de parametrii regimului de sudare.
Pe baza calculelor efectuate și a măsurării lui p, b, h, se va completa tabelul 16.6:
Tabel 16.6
Mărimile calculate și măsurate în cadrul lucr ării

Se vor ridica graficele varia ției lui p, b, și h în func ție de varia ția lui I s, U și va s.

91

Lucrarea nr. 17.
SUDAREA ELECTRICA PRIN PRESIUNE

17.1. Principii teoretice

Sudarea prin presiune este me toda de îmbinare nedemontabil ă prin
intermediul forț elor de leg ătură interatomice, care se realizează sub acțiunea unor
forțe transmise pieselor de sudat, cu sau f ără încălzirea local ă a zonei de îmbinare
(uneori până la topire) și fără utilizarea unui mate rial de adaos.
În funcție de temperatura maxim ă ce se atinge în timpul sud ării sub presiune,
se consider ă:
– Sudare la rece – procedeul la care nu se atinge temperatura de
recristalizare;
– Sudare la cald – procedeul la care au loc recristaliz ări în cusătură sau în
zona de îmbinare.
Sudarea sub presiune la cald se realizeaz ă în stare solid ă sau cu topire.
Metodele de înc ălzire pot fi foarte diferite: înc ălzire electric ă prin rezisten ță,
cu flacără oxigaz, prin C.I.F., prin frecare, cu energie înmagazinat ă, etc.
Cele mai r ăspândite procedee de sudare prin presiune se bazeaz ă pe încălzirea
electrică prin rezisten ță a zonei de îmbinare. Te hnologia de sudare const ă în
încălzirea local ă a pieselor în contact, c ăldura fiind produs ă la trecerea curentului
electric printr-un circuit de conductori, conform legii Joule-Lenz.
Dacă în timpul înc ălzirii, intensitatea curentului și rezistența circuitului nu se
mențin constante, este valabil ă relația:
dt R I Qt
. . 24 , 0
02∫=
unde: Q – este cantitatea de energie caloric ă, în [J];
R – rezisten ța ohmică a circuitului, în [Ω ];
I – intensitatea curentul ui în secundarul transformatorului, în [A];
t – timpul, în [s].
După poziț ia reciproc ă a pieselor de îmbinat, sudarea electric ă prin presiune
poate să fie sudare cap la cap, în puncte și în linie.

17.2. Aparatur ă și utilaje

Utilajele folosite pe ntru sudarea electric ă prin rezisten ță, trebuie s ă asigure
regimul electric (curentul și tensiunea la m ărimea și caracteristicile prescrise) și
regimul mecanic (for țele de presare).
Alimentarea cu energie electric ă se realizeaz ă de obicei de la transformatoare
construite special, de puteri uzuale între 0,5….500 kVA, putând furniza curen ți
foarte mari de 5.000….30.000 A, la tensiuni secundare relativ mici, de 0,3…25 V.
92

În funcție de mărimea și forma cus ăturii, sistemele de realizare a for țelor de
presare sunt foarte diferite, electrozii putând fi ac ționate de dispozitive mecanice,
pneumatice, hidraulice sau electrice, comandate manual, mecanizat sau mixt.
Piesele contact (electrozii) utilizate la sudarea electric ă prin presiune, trebuie
să îndeplineasc ă trei condi ții:
– Să conducă curentul de suda re în zona îmbin ării;
– Să transmită pieselor for ța necesară pentru sudare;
– Să asigure disiparea rapid ă a căldurii din zona de sudare.
În acest scop, se utilizeaz ă aliaje pe baz ă de Cu, aliate cu diferite elemente:
Cr, Cd, Be, Zn, Ni, Co, etc. În majoritatea cazurilor, piesele de contact sunt
prevăzute cu sisteme de r ăcire cu ap ă.

17.3. Sudarea cap la cap

Sudarea electric ă prin presiune
cap la cap const ă în realizarea
îmbină rii în stare plastic ă sau topit ă,
sub acțiunea unei for țe. Încălzirea se
realizează prin rezisten ța de contact
a părților frontale ale pieselor de
îmbinat, prinse între dou ă
dispozitive de strângere prin care se
transmite atât curentul electric de la secundarul transformatorului de sudare cât ș i forța necesar ă pentru
realizarea îmbin ării (Fig.17.1).
În funcție de tehnica de
încălzire și presare, se disting dou ă
variante de bază ale procedeului:
Sudarea cap la cap în faz ă solidă –
care se realizeaz ă în două faze:
a) Încălzirea – piesele cu
părțile frontale prelucrate și curăț ate
sunt aduse în contact (datorit ă forței
de presare, rezisten ța de contact între
cele două piese are o valoare redus ă),
iar porțiunea dintre piesele de contact
se încălzește datorit ă rezisten ței
ohmice pân ă la temperatura de
deformare plastic ă (900…1200
Fig.17.1. Schema și fazele sud ării cap la
cap 1-piesele de îmbinat, 2-pese de contact, 3-
sursa de curent (trans formator), 4-contactor
a-faza de înc ălzire, b-faza de refulare (F 1<F2;
2l1>2l 2)
oC la oțel);
b) Refularea – se realizeaz ă prin mărirea forței de presare (F 2 –
Fig.17.1.b – p 2=300…500 Mpa). Dup ă răcire, îmbinarea prezint ă o îngroș are și o
scurtare de refulare.
Sudarea prin topire intermediar ă – este procedeul la care, pe suprafe țele
frontale ale pieselor se ob ține o pelicul ă de metal lichid care este expulzat din
93

interstițiu împreun ă cu oxizii și impuritățile în timpul unei reful ări cu vitez ă
ridicată. Îmbinarea se realizeaz ă și în acest caz în dou ă faze: încălzire și refulare.
Topirea intermediar ă a suprafe țelor frontale se poate realiza prin două
metode:
– Topirea direct ă – se realizeaz ă prin topirea capetelor cu vitez ă redusă și
la presiuni mici, după ce sursa de curent es te cuplat. Contactele par țiale
și imperfecte (având rezisten ță de contact ridicat ă), conduc la înc ălzirea
rapidă a capetelor de îmbinat până la topire.
– Topire cu preînc ălzire – este asem ănătoare cu tehnica precedent ă, cu
singura deosebire, c ă este precedat ă de o preînc ălzire prin contactele
intermitente realizate în urma unor impulsuri de presiune urmate de
întreruperea contactelor (prin atingeri repetate ale cape telor pieselor).
În urma reful ării, piesa sudat ă prezintă și în acest caz o îngro șare și o
scurtare.
La sudarea prin topire intermediar ă, îmbinarea este de calitate superioar ă,
deoarece impurit ățile și oxizii sunt expulza ți împreun ă cu stropii de metal forma ți
în timpul înc ălzirii. Principalele dezavantaje la aceast ă metodă sunt complexitatea
procedeului și productivitatea lui redus ă.

17.4. Sudarea în puncte

Fig.17.2. Schema sud ării
electrice prin puncte
1-transformator, 2-electrozi, 3-
piese de sudat, 4- contactor
Rc – rezisten ța punctului de
contact între piesele de sudat
Re – rezisten ța de contact dintre
electrod și tablă
Rm – rezisten ța metalului de baz ă
În principiu, sudarea electric ă în puncte se
realizează prin trecerea unui curent printr-un contact, înc ălzirea acestuia datorit ă
unei rezisten țe de contact ridicate, presarea și răcirea sub presiune. Simultan se pot
realiza unul sau mai multe puncte de sudur ă. Sudarea în puncte se poate realiza din
două părți sau dintr-o singur ă parte.
Sudarea electric ă prin presiune în puncte din dou ă părți (Fig.17.2) se
realizează între piesele (3) cu electrozi (2) alimenta ți de la un transformator (1) sub
acțiunea celor dou ă forțe F egale ș i de sens contrar. Conectarea la sursa de curent
se face după realizarea presiunii dintre piesele de îmbinat. Datorit ă rezistenței de
contact de valoare ridicat ă dintre piesele de sudat (R c), zona de contact se va
încălzi. La cre șterea temperaturii, rezistenț a de contact se mic șorează , în schimb
crește rezistivitatea pieselor , astfel ca sursa termic ă se extinde în jurul zonei de
contact, creând un nucleu sudat, fo rmat din materialele celor dou ă elemente
94

asamblate. Dacă se menține încălzirea, punctul cre ște odată cu topirea nucleului.
Din aceast ă cauză , curentul trebuie întrerupt fiindc ă în caz contrar punctul topit
crește până la străpungere. Dup ă răcirea metalului topit, se ob ține punctul sudat.
Tehnologia sud ării în puncte presupune corela rea parametrilor principali ai
procesului: curentul de suda re, durata de conectare, for ța de apăsare, diametrul
electrozilor și calitatea suprafe țelor în contact.
Pentru fiecare variant ă a sudării în
puncte (material, diametrul punctului,
forța de strângere) se poate trasa o
diagramă de sudabilitate (Fig.17.3).
Pentru un curent de sudare inferior curentului I
min, sudarea nu poate avea
loc, oricât ar cre ște timpul. De
asemenea, punctele cu coordonatele t respectiv I, aflate în zona A, indic ă
imposibilitatea realiz ării unui punct de
sudură.
Pentru realizarea unui punct,
parametrii procesului de sudare trebuiesc
aleși în zona B. Putem opta pentru un
regim de sudare dur (I 1,t1) sau pentru
un regim moale (I 2, t2).
Dacă parametrii sunt ale și în zona C, se înregistreaz ă o supraînc ălzire și o
împroș care de metal topit între electrozi și piesele de sudat.
În afară de sudarea electric ă prin presiune din două părți, există și alte
variante, cum ar fi: sudarea dintr-o singur ă parte, sudarea în relief, sudarea cu
energie înmagazinat ă, etc.

17.5. Sudarea electric ă prin presiune în linie

Este o metodă de sudare care se
realizează în acelea și condiții ca și
sudarea în puncte, îns ă în unele situa ții
succesiunea de puncte pot fi par țial
suprapuse, rezultând astfel o cus ătură
etanșă.

La acest procedeu, electrozii sunt
înlocuiț i cu role (Fig.17.4.). Cel pu țin Fig.17.3. Diagrama de sudabilitate la
sudarea electric ă în puncte
Fig.17.4. Sudarea în linie
1-rolă superioar ă, 2-table de îmbinat, 3-rol ă
inferioară, 4-transformator
95

una dintre role este antrenată mecanic. Amândou ă sunt confecț ionate din Cu sau
aliaj de cupru, sunt r ăcite cu ap ă și
acționează cu o forță de presare asupra tablelor ce urmeaz ă a fi îmbinate.
Regimul electric este mai dur ca la sudarea în puncte, datorită pierderilor prin
curenți disperși.
În funcție de parametrii tehnologici (curentul de sudare, for ța de presare și
viteza periferic ă a rolelor), sudarea în linie se poa te realiza prin mai multe metode:
– Prin rotirea continu ă a rolelor, presiunea constant ă și deconectarea
periodică a curentului;
– Prin rotirea continu ă a rolelor, presiune constant ă și menținerea
constantă a curentului de sudare;
– Prin rotirea continu ă a rolelor și modularea curentului prin variaț ia
presiunii;
– Sudarea în pa și – cu presarea constant ă și miș carea rolelor în
contratimp cu conectarea curentului.
Sudarea în linie se aplic ă pentru îmbină ri de rezisten ță (puncte îndepă rtate) și
de etanșeitate (puncte suprapuse).

17.6. Modul de lucru și interpretarea rezultatelor

După identificarea p ărților componente ale instala țiilor de sudare, se vor
stabili parametrii regimurilor de sudare în funcț ie de dimensiunile
semifabricatelor.
Se vor executa practic urm ătoarele îmbin ări:
– Sudarea electric ă prin presiune cap la cap în stare solid ă și prin topire
parțială;
– Sudarea prin puncte cu regim dur și regim moale;
– Sudarea în linie prin puncte îndep ărtate (de rezisten ță) și prin puncte
suprapuse (de etan șeitate).
Parametrii regimurilor de sudare se vor trece în Tab.17.1. Se va aprecia
calitatea îmbin ărilor obț inute folosind diferite regimuri de sudare.

Tab.17.1.
Proced
eul de
sudare Material
ul de
sudat Dimensiu
nile
epruvetei I U t F F V s s r s
[kA] [V] [s] [kN] [kN] [m/min] Obs.
[mm]
Cap la cap

În puncte

În
linie

96

Studiind lucrarea, studentul trebuie s ă găsească răspuns la urm ătoarele
noțiuni teoretice și practice:
– Care este principiul sud ării electrice prin presiune?
– Care este diferen ța dintre sudarea electric ă prin presiune cap la cap în
stare solid ă și sudarea cap la cap pr in topire intermediar ă?
– Care este semnifica ția unui regim dur și a unui regim moale la sudarea
electrică în puncte?
– Prin ce tehnici (ce parametrii tehnolog ici) se poate realiza sudarea
electrică prin presiune în linie?

97

Lucrarea nr. 18
STABILIREA TEHNOLOGIEI DE S UDARE PRIN PROCEDEUL MIG,
DETERMINAREA PARAMETRILOR REGIMULUI DE SUDARE.

18.1. Scopul lucr ării
Lucrarea are ca scop stabilirea tehnologiei de sudare a unor pl ăci din oț el nealiat
cu conținut scăzut de carbon, efectuarea sud ării ( aplicând tehnologia stabilit ă) și
verificarea influen ței parametrilor regimului de sudare asupra calit ății sudurilor
realizate.

18.2. Instala ția folosită la sudare
In figura 18.1 sunt prezentate elemente le componente ale unei unei instala ții de
sudare MIG / MAG.:

Fig.18.1 Elementele componente ale unei instala ții de sudare M.I.G
1-Sursă de curent continuu (convertizor, redresor , etc.); 2 – semiautomat de sudare; 3-
electrosupap ă de gaz; 4- rola (bobina) cu sârm ă electrod; 5 -pistolet de sudare; 6-butelie cu gaz
inert; 7 – reductor de presiune; 8 -c upla pentru alimentarea de la re țeaua trifazat ă; 9 – metal de
bază; 10 – ansamblu motor-reductor pentru ac ționarea rolelor de antren are a sârmei; 11-role de
antrenare.

Instalația pentru sudare MIG/MAG se compune din urmatoarele p ărți principale:
• Sursa de curent;
• Semiautomatul pentru realizarea avansului sârm ei electrod cu vitez ă reglabilă –
ve;
• Pistoletul de sudare și cablurile aferente;
• Butelia ce con ține gazul inert ( sau activ) cu reductor de presiune ș i manometre.

18. 3. Elaborarea tehnologiei de sudare
În vederea elaborarii tehnologiei de sudare, este necesar s ă se cunoasc ă
urmatoarele:
• Calitatea metalului de baz ă ce urmeaza s ă fie sudat;
• Grosimea metalului de baz ă;
• Tipul îmbin ării (cap la cap, de col ț etc. ).
98

Aceste informa ții se extrag din desenele de execu ție ale subansamblului sau
ansamblului sudat.
Cunoscând calitatea metalului de baz ă din SR EN se alege marca sârmei astfel
încât să fie compatibil ă cu calitatea metalului de baz ă.
Cunoscând grosimea și calitatea metalului de baz ă, din tabele tehnologice, sau din
STAS se aleg forma și dimensiunile rostului.
Se recomand ă:
• Pentru grosimea componentelor = (3…5) [mm] – rost în I;
• Pentru grosimea componentelor = (5…20) [mm] – rost în V;
• Pentru grosimea componentelor = (15…40) [mm] – rost în X;
• În general pentru grosimi > 20 [mm] – rost în U.
În funcție de grosimea δ a componentelor de sudat, se alege diametrul sârmei
electrod de:
• Pentru δ = 1 [mm] de = 0,6…0,8 [mm];
• Pentru δ = 2…5 [mm] de = 0,8…1 [mm];
• Pentru δ = 6 [mm] de = 0,8…1,2 [mm];
• Pentru δ = 7…12 [mm] de = 1…1,6 [mm];
• Pentru δ ≥ 12 [mm] de = 1,6…2,4 [mm].
Debitul gazului de protec ție se alege în limitele:
• D G = 8…10 l/min. pentru δ = 1…5 [mm];
• D G = 9…12 l/min. pentru δ = 5…12 [mm];
• D G = 12…15 l/min. pentru δ > 12 [mm].

18. 3.1 Calculul parametrilor regimului de sudare
Pentru determinarea parametr ilor regimului de sudare, se vor parcurge urmatoarele
etape:
a) Se alege modul de trecere a pic ăturilor de metal topit prin coloana arcului dup ă
cum urmeaz ă:
– sub form ă de picături ce scurtcircuiteaz ă periodic arcul electric- sudare cu arc
scurt – short arc (sh) pentru gros imi mici de material (sub 3 mm) ;
– sub form ă de picături foarte fine, pulverizate spre baia de metal topit –sudare
spray arc – (sp) pentru gr osimi de material ce depăș esc 3 mm.

b) În func ție de modul de sudare ales –sh, sau sp – și de diametrul electrodului, se
calculează curentul de sudare Is, folosind rela țiile:
a. trecere sh: I = 125,5 × d – 32,5 [A]; (1) sh e
b. trecere sp: I sp = 370 × d e – 67d e2 – 78 [A]; (2)
relațiile fiind valabile pentru de = 0,8…2,4 [mm].
c) Tensiunea arcului Ua se determin ă cu relația:
Ua ≈ 13,34 + 0,05 × I s [V]. (3)
d) În func ție de valoarea calculat ă pentru curentul de sudare folosind informa țiile
din tabelul 18.1, se stabile ște lungimea liber ă a sârmei electrod.
Tabel 18.1
99

Lungimea liber ă a sârmei electrodViteza de sudare vs, se calculeaz ă cunoscând:
-produsul ρ·K·V s pentru orice metal, sau aliaj metalic;
-produsul K·V s, valabil pentru o țeluri folosite în construcț iile sudate.
În tabelul 8.2 sunt da te valorile produselor ρ·K·V s si K·Vs, în func ție de modul de
trecere a pică turilor de metal topit prin arcul electric Sh si Sp, fiind considerat ă
secțiunea unei treceri, egal ă cu secțiunea sârmei electrod utilizat ă.
Se determin ă aria rostului Ar. Aria de calcul va fi:
A = (1,1…1,3) A ; ( 8.4) Se determină coeficientul K: r c
K = 4 A ti / π × d 2 (5) e
Unde A ti = aria unei treceri; fiind determinat K, folosind datele di n tabelul 18.2, se
determină viteza de sudare ,V s [cm/min.].
Tabel 18.2

Valorile produselor ρ·K·V s si K· V s în funcție de de și modul de trecere Sh sau Sp.
Viteza de avans a sârmei se determin ă pornind de la faptul c ă secț iunea unei
treceri la înaintarea ar cului cu viteza V s, trebuie s ă se realizeze cu sec țiunea sârmei
de sudură, ce înainteaz ă în arc cu viteza V : e
(6)

100

18. 4. Desf ășurarea lucr ării
♦ Se elaboreaza tehnologia de sudare MIG a unor pl ăci din oț el nealiat cu conț inut
redus de carbon, cu dime nsiunile 250 × 100 × 5 și respectiv 250 × 100 × 10,
îmbină rile fiind cap la cap și de colț, conform fig.18.2.
Se determin ă prin calcul I s, U, Va s, V; e
Valorile calculate se vor compara cu cele existente în tabele tehnologice; se
sudează probele utilizând parametrii determina ți.
♦ Se preleveaza probe din îmbină rile realizate și se cerceteaz ă vizual aspectul
cusăturii.

Fig.18.2 Forma și dimensiunile probelor
♦ Se completeaz ă tabelul:
♦ Se interpreteaz ă datele ob ținute, făcându-se aprecieri asupra ratei depunerii, a
pierderilor datorate stropirii și a calităț ii îmbinărilor sudate.

101

Lucrarea nr.19.
PROTEC ȚIA SUPRAFE ȚELOR PRIN ACOPERIRI METALICE

Principii teoretice

Protecția anticorozivă a suprafe țelor metalice se realizeaz ă cu un strat
subțire de material autoprotect or. Acest strat trebuie s ă fie compact și aderent,
suficient de elastic ș i plastic și cu o grosime cât mai uniform ă.
Depunerea straturilor protect oare metalice se poate realiza prin acoperiri
galvanice, pe cale termic ă (prin pulverizarea, cufundarea în metal topit, difuzie,
etc.) sau prin placare.

19.1. Protec ția suprafe țelor cu straturi metalice

Aplicarea straturilor metalice protectoare pe suprafa ța pieselor prelungesc
durata de func ționare, îmbun ătățesc condi țiile de exploatare și duc la mic șorarea
consumului de metale și aliaje de ficitare.
Pentru a nu se desprinde în urma solicit ărilor mecanice, stratul metalic
protector trebuie s ă adere foarte bine la suprafa ța metalului protejat. Din aceast ă
cauză, înainte de aplicarea stratului protector, suprafa ța metalic ă trebuie s ă fie
pregătită corespunz ător.
Pregătirea suprafe ței metalului suport se poa te executa prin procedee
mecanice, chimice sau electrochimice.
Prelucrarea mecanic ă se execut ă pentru îndep ărtarea incluziunilor, oxizilor
și asperităților de pe suprafa ța metalic ă și pentru a realiza o anumit ă rugozitate
cerută de procesul tehnologic. Procedeele pr in care se pot realiza aceste cerin țe
sunt: sablarea, perierea, rectificarea și suprafinisarea.
Degresarea este opera ția de îndep ărtare a materialelor grase de pe suprafa ța
metalică prin dizolvare, emulsionare și saponificare. Se poate executa în solven ți
organici (benzin ă, petrol lampant, perclor-etilen ă, tetraclorur ă de carbon, etc.) sau
în soluții alcaline. Acestea din urm ă conț in în general hidroxid de sodiu sau
potasiu, carbonat de sodiu, fosfat trisodic, polisulfa ți, etc. Pentru reducerea
timpului de degresare, baia se înc ălzește la 60 … 90șC.
Decaparea este procesul de îndepă rtare a oxizilor (rugin ă, țundă r) de pe
suprafața metalelor prin tratarea obiectului cu solu ții de acizi, s ăruri acide sau
alcalii sau prin dizolvarea anodic ă. Rugina constituie un amestec de hidroxizi iar
țundă rul de pe fier const ă dintr-un amestec de oxizi (FeO, Fe 2O3, Fe 3O4). La
interacțiunea cu acizii, ace ști oxizi formeaz ă săruri solubile în ap ă. Pentru
activarea procesului de decapare, b ăile se înc ălzesc la temperaturi cuprinse între
80 … 90 șC.

102

19.2. Acoperiri galvanice.

Depunerea galvanic ă a metalelor const ă în neutralizarea sarcinilor ionului
hidratat și încorporarea atomului neutru în re țeaua cristalin ă a metalului suport. O
sursă de curent exterior ac ționează asupra unui electrolit care con ține ionul
metalului care urmeaz ă să fie depus. Piesa ce urmează a fi acoperit ă joacă rolul
catodului. Anodul poate fi executat din metalul acoperirii (anod solubil de
exemplu la cuprare, zincar e, nichelare) sau poate să fie nedizolvabil (anod
insolubil la cromare).
Proiectarea unui proces tehnologic de galvanizare, indiferent de tipul
acoperirii, cuprinde urm ătoarele etape succesive:
− Alegerea metalului de protec ție în funcț ie de domeniul de utilizare;
− Stabilirea grosimii stratului de acoperi re (în mod normal aceste grosimi
variază între 5 … 30 μm).
− Stabilirea tehnologiei care const ă din alegerea electroliț ilor și anozilor
precum și din stabilirea condi țiilor de lucru (densitatea de curent,
tensiunea ș i temperatura de lucru).
− Durata depunerii se poate calcula cu rela ția:
c c mR D Kd 6 . 0t⋅ ⋅δ⋅⋅= [min] (1)
unde:
d este grosimea stratului depus, [ μm], δ – greutatea specific ă a
metalului depus, [g/cm3], K m – echivalentul electrochimic al
metalului depus [g/Ah], D – densitatea curentului [A/cm2], R c c –
randamentul curentului [%].
− Controlul calitativ al stratului depus constă în verificarea: aderen ței,
porozităț ii, grosimii, aspectului și rezistenței la coroziune.
Grosimea medie a stratului depus poate fi determinat ă prin metoda
cântăririi. Piesa se cântă rește cu un cântar de precizie înainte și după galvanizare,
după o uscare prealabilă în ambele cazuri. Grosimea d a stratului depus se poate
calcula cu formula:
( )
S10 G Gd4
1 2
⋅ ρ⋅ −=−
, [μm] (2)
în care: G 1 și G 2 – masa piesei înainte și după acoperire în [g]; ρ –
densitatea metalului protector, [g/cm3], s – suprafa ța piesei, în [cm2].
Majoritatea metalelor tehnice, cu excep ția aluminiului și magneziului, pot fi
utilizate pentru acoperiri galvanice. Cele mai importante depuneri protectoare
sunt cele de zinc, cupru, crom , cadmiu, nichel, staniu, etc.
În continuare se va prezenta foarte succint câteva metode de galvanizare.

103

19.2.1. Opera ția de zincare
Zincarea se execut ă în cazul pieselor de oț el pentru a le proteja în condi țiile
coroziunii atmosferice, în prezen ța umezelii și a gazelor de ardere, în contact cu
produsele petroliere sau cu solu ții alcaline de concentra ție mică și medie.
Pentru zincarea pieselor cu geometrie simpl ă putem utiliza electroli ții acizi
sau slab acizi. Aceste bă i conțin sulfat de zinc, cloruri de zinc, citrat sau acetat de
zinc, etc. Se mai adaug ă săruri pentru m ărirea conductivit ății electrolitului,
substanțe tampon și eventual adaosuri organice pentru formarea luciului.
Pentru piese cu geometrie complicat ă se utilizeaz ă electroliți cianurici care
conțin pe lâng ă cianura de zinc ș i un hidroxid alcalin (NaOH sau KOH). Utilizând
acești electroli ți, stratul depus va avea o granula ție mai fină ca în cazul
electroliților acizi.
Pentru evitarea form ării unor pete de carbona ți bazici pe suprafa ța piesei,
acestea se pasivizeaz ă imediat dup ă zincare. Dehidrogenarea stratului de zinc se
poate executa prin înc ălzirea piesei la 150 … 180șC timp de dou ă ore.

19.2.2. Opera ția de cuprare
Acoperirile cu cupru se întrebuinț ează pentru scopuri galvanoplastice (la
circuitele imprimate, ca executarea fo togravurilor, etc.) sau în industria
construcțiilor de ma șini ca strat intermediar la cromarea și nichelarea o țelurilor.
Acoperirilor de cupru nu protejeaz ă oțelul contra coroziunii deoarece cuprul
are un poten țial electrochimic mai mare ca o țelul, iar cuplul galvanic cupru-o țel
favorizeaz ă coroziunea.
Există două tipuri principale de electroli ți pentru cuprare: electroli ții acizi și
alcalini. Cu pu ține excep ții, stratul de cupru se depune din electroli ți cianurici.
Băile alcaline au la bază cianuri și tartați pirosulfa ți sau amine
complexogene. Dintre electroli ții acizi, mai cunoscu ți sunt pe baz ă de sulfat,
fluorbarați și fosfat de Cu.
În cazul acoperirilor cu strat complex, de exemplu la cromare, nichelare sau
argintare, cuprul serve ște ca un strat intermediar și are o grosime de 3 … 20 μm.

19.2.3. Opera ția de cromare

Stratul de crom depus ga lvanic se caracterizeaz ă prin rezisten ța înaltă la
coroziune, coeficient mic de frecare, duritate mare și rezistență la uzură.
Cromul se depune catodic din solu țiile combina țiilor cromului hexavalent
prin electroliz ă cu anozi insolubili (confec ționați din aliaje plumb-stibiu).
La cromare au loc urm ătoarele relaț ii:
− La catod: ( 3 ) Cr e 6 Cr6→ +− +
( 4 ) 2H e 2 H 2→ +− +
− La anod: ( 5 ) O H O e 4 OH 42 2+ → −− −
Cromarea decorativ protectoare reprezint ă un sistem de acoperire cu mai
multe straturi depuse succesiv pe suprafa ța piesei: straturi de cupru, nichel și crom.
104

Stratul de crom dur, rezistent la uzur ă se poate depune direct pe o țel, iar
grosimea stratului variaz ă între zecimi de milimetri și un milimetru.

19.2.4. Descrierea instalaț iei și succesiunea opera țiilor executate la
galvanizare

Operațiile pregătitoare și galvanizarea propriu-zis ă vor fi executate în
instalația de laborator tip I.L.G.-1 ce func ționează pe principiul imersiei
(fig.19.1.).

Fig.19.1. Schema instala ției de galvanizare tip I.L.G.-1
Instalația este dotat ă cu 10 cuve de lucru (din o țel inoxidabil, plumb și
material plastic), cu capacitatea de 9 … 13 l. Alimentarea cu energie electric ă a
posturilor de lucru este asigurat ă de redresoare, cu posibilit ăți de reglare a
tensiunii.
Încălzirea cuvelor se face cu ajutorul unor plite electrice de 800 W și și de
1200 W. Iar temperatura este reglat ă automat. Toate cuvele de galvanizare sunt
dotate cu hote de aspiraț ie locale.
Indiferent de natura st ratului depus, pentru realizarea unei acoperiri
galvanice trebuie s ă executăm succesiv urm ătoarele opera ții:

19.3. Modul de lucru

− Se vor schi ța piesele care urmeaz ă a fi acoperite, se cânt ăresc și se
calculează suprafața lor;
− Se studiaz ă panourile din laborator care indic ă succesiunea opera țiilor și
rețeta băilo9r pentru opera țiile de zincare, cuprare ș i cromare dur ă;
− Cu ajutorul tabelelor aflate în laborator se stabile ște regimul de lucru
pentru fiecare operaț ie de galvanizare și se calculeaz ă timpul necesar
pentru depunerea stratului;
105

− După uscare piesele se cânt ăresc și se calculeaz ă grosimile straturilor
depuse:
− În final se face o examinare vizual ă a calităț ii depunerilor.
Rezultatele determin ărilor se vor trece în tabelul 19.1.

Tabelul 19.1. Tabel cu rezultatele încerc ărilor de acoperiri galvanice.

Regimul de lucru Grosimea Obs.Supra-
fața
[cmNr. Opera-ția Metalul de bază Calcul. după acoperire Timp. Calculat Ten-siunea [V] Inten-sitatea [A] Adop-tată Temp.Crt. 2] [șC] [min]

Studiind lucrarea, studentul trebuie s ă găsească răspuns la urm ătoarele
noțiuni teoretice și practice:
− Cum se preg ătesc suprafe țele pieselor în vederea realiz ării
acoperirilor galvanice?
− Care este principiul acoperirilo r metalice prin galvanizare?
− Cum se realizeaz ă zincarea?
− Cum se depun starturi de cupru?
− Cum se realizeaz ă cromarea acid ă?
− Care sunt fazele tehnologice ale depunerilor galvanice?

106

Lucrarea nr. 20
DETERMINAREA PARAMETRILOR TEHNOLOGICI LA SUDAREA
OȚELURILOR NEALIATE CU PROCEDEUL MAG.

20. 1. Scopul lucr ării
Lucrarea are drept scop determinarea pa rametrilor regimului de sudare MAG a
unor probe din S235 (OL37K)si studiul in fluentei acestora asupra geometriei si
calității cusă turii.
Schema de principiu a instalaț iei de sudare este prezentat ă în figura 20.1

Fig.20.1. Schema instala ției de sudat in mediu protector de gaz activ
1- material de baza; 2 – baie de metal topit; 3 – perdea de gaz de protec ție; 4-cusătura; 5-arc
electric;6 – sârma de sudur ă; 7- pistolet de suda re; 8 – clapeta de acti onare rapida; 9 – cablu
electric; 10 – dispozitiv de avans al sarmei electrod si dist ributie a gazului de protectie; 11-
intrerupator pentru alimentarea dispozitivului 12 – potentiometru pentru reglarea vitezei de
avans a sarmei; 13 – ampermetru;14 – sursa de sudare; 15 – potentiometru pentru reglarea
curentului de sudare; 16 – intrerupator pentru al imentarea de la retea a sursei de sudare; 17 –
intrerupator pentru alimentarea circuitului de sudare; 18 – potentiometru pentru reglarea
tensiunii arcului;19 -voltmetru; 20 – furtun de g az; 21 -reductor de presiune; 22 – uscator cu
incalzitor de gaz; 23 -robinetul butel iei de gaz; 24-butelie de gaz.

20.2. Calculul parametrilor regimului de sudare
Determinarea prin calcule a parametrilo r regimului de sudare se va face
parcurgând mai multe etape.
Parametrii regimului de sudare sunt :
• Is = intensitatea curentului de sudare: [A];
• U = tensiunea arcului: [V]; a
• U o = tensiunea de mers in gol: [V];
• vs = viteza de sudare: [cm/min];
• v = viteza de avans in arc a sârmei electrod: [cm/min]. e
Parametrii tehnologici sunt:
• Tipul si diametrul sârmei electrod;
• Felul gazului de protec ție;
107

• Lungimea libera a sârmei : h ;
• Distanta duz ă – piesa;
• Modul operator;
• Debitul gazului de protec ție;
• Numărul de treceri și ordinea de sudare.
Pentru stabilirea parametrilor regimului de sudare, se va proceda astfel:
Etapa 1.
Se alege modul de transfer al pic ăturilor de metal topit prin coloana arcului.
Transferul pic ăturilor de metal topit prin colo ana arcului se poate face in mai
multe moduri, doua dintre modurile posibile fiind cel e mai utilizate:
• Trecerea in arc scurt Sh (short arc) – caracte ristica sudarii in curen ți mici a
grosimilor de material mici de 3÷4 [mm] ; transferul se face prin scurtcircuit ări
repetate ale arcului electric(100÷200 scurtcircuite/secunda), baia fiind mai pu țin
calda si mai u șor de controlat.
• Trecerea in forma de jet fin a pic ăturilor – Sp (spray arc) –folosita la sudarea
grosimilor mai mari de 5 [mm], caracteristica sudarii cu curen ți mari.
Modul de transfer depinde in principal de curentul de sudare, de lungimea arcului,
tensiunea arcului si pozi ția pistoletului fata de piesa.
Valorile limita pentru curentul de sudare, in func ție de modul de transfer si
diametrul sârmei electrod, s unt redate in tabelul 7.1:
Intre valoarea maxima a cu rentului Short arc si valo area minima a curentului
Spray arc, transferul pic ăturilor este mixt.
Etapa 2.
In etapa a doua, stabilirea parametr ilor tehnologici se face astfel:
• Diametrul sârmei electrod – d – se alege in func ție de natura si grosimea MB; e
• Natura gazului de protec ție – in func ție de natura MB si condi țiile de stabilitate
ale arcului;
• Lungimea libera a sârmei electrod se stabile ște in func ție de diametrul sârmei si
modul de transfer conform datelor din tabelul 20.2.
Tabel 20.1
Modul de transfer al pic ăturilor de metal topit prin coloana arcului în func ție de
diametrul sârmei și curentul de sudare

• Distanta duza – piesa se alege intre 10 ÷ 20 [mm] . Lungimea libera a sârmei
electrod se alege din tabelul 20.2;
• Înclinarea pistoletului este de 65 ÷ 800 fata de orizontala;
• Debitul de gaz D = 10 – 20 [l/min]. G
108

Tabelul 20.2
Lungimea liber ă în funcție de diametrul sârmei electrod și modul de trecere a
picăturilor de metal topit

• Curentul de sudare:
• I = 125,5dsh e – 32,5 (1)
2• I = -67d + 370d sp e e –78 (2)
• Tensiunea arcului se calculeaz ă cu relația:
U = 13,34 + 0,0505 × Ia s [V]; (3)
• Tensiunea de mers in gol:
-2 Uo = U + 4 × 10 × I a s [V]; (4)
• Viteza de sudare se de termina folosind nomograma 20. 1 sau, cunoscând valorile
produsului k vs prezentate în tabelul 7.3. Se calculează valorile coeficien ților k.
Calculând raportul k vs / k vor rezulta vitezele de sudare v . s
Se calculeaz ă aria rostului A . Aria cus ăturii va fi: r
A = (1,1…1,3)A ; (5) c r
Se alege numarul de treceri n ; t

Fig.20.2 Nomograma pentru determinarea pa rametrilor regimului de sudare MAG.
Se determina coeficientul K:
K = 4 A ti / π × d 2 (7.6) e
unde A i = aria unei treceri; fiind calculat coefic ientul K, cu ajutorul valorilor din
tabelul 20.3, se determin ă Vs [cm/min.].
• Viteza de avans se determina cu rela ția:
Vae = 4× v s × A’ / π×de2 (7)
2unde: A’=sec țiunea provenit ă din topirea materialului de adaos [mm ];
A’ = 0,5 × A pentru rostul in I;
A’ = 0,7 × A pentru rost in [V];
A’ = (0,8-0,9) × A pentru rostul in [U];
109

A = secțiunea cordonului de sudur ă [mm2].
Tabel 20.3
Valorile produsului k vs în funcție de modul de transfer al pic ăturilor și diametrul
sârmei electrod

3) Modul de lucru Folo sind metodologia prezentat ă se stabile ște tehnologia de
sudare prin procedeul MAG a unor pl ăci din S235 (OL37K) cu dimensiunile: 300
× 125 × 5 și 300 × 125 × 10 (mm)
• Cu parametrii stabili ți se execută suduri în plan orizontal;
• Variind curentul de sudare și păstrând toț i ceilalți parametrii neschimba ți, se va
urmări modul de transfer al pică turii;
• Se controleaz ă vizual cu lupa și dimensional cordonul de sudur ă. Se va completa
tabelul 20.4
Se vor ridica graficele:
p = f(Is), p = f Vs); b = f(Ua), p = f (Vs); h = f(Is), p = f (Ua), p = f (Vs).
Se va determina influen ța variaț iei curentului de sudare Is și a unghiului de
înclinare a pistoletului α [o] asupra geometriei cordonului, pă strând constanț i
parametrii regimului de sudare și variind parametrii tehnologici. Se vor trece
mărimile determinate în tabelul 20.4.
Tabel 20.4

110

Lucrarea nr. 21.
PRELUCRARI PRIN FREZARE

Procedeul de prelucrare prin frezare face parte din categoria prelucr ărilor
dimensionale prin a șchiere care se execută mecanic. În func ție de regimul de
așchiere, prelucrarea prin frezare poate s ă fie de degro șare sau de finisare.

21.1. Prelucrarea prin frezare – principii teoretice

Frezarea este opera ția de prelucrare dimensional ă prin așchiere executat ă pe
mașini de frezat cu ajutorul unor scule denumite freze. Mi șcarea principală de
rotație este executat ă de freză, care se rote ște în jurul axei sale, iar mi șcarea de
avans rectilinie-orizontal ă (longitudinal ă sau transversal ă) și verticală se execut ă
de către piesă, sau în unele cazuri de c ătre sculă.

Fig.21.1. Elementele geometrice ale unei freze cilindrice

Frezele sunt scule formate dintr-un num ăr mare de din ți, dispuși pe suprafe țe
cilindrice, frontale sau conice, care efectueaz ă așchierea printr-o mi șcare de
rotație. Identificarea elementelor geometrice ș i așchietoare ale din ților frezei se
face prin analogie cu cu țitul normal de strung (Fig.21.1).
La frezare, sec țiunea așchiilor nu este constant ă, ci ele au form ă de virgul ă.
În funcție de sensul de rota ție al frezei în raport cu sensul de deplasare al
piesei, se pot deosebi două metode de frezare:
– frezarea contra avansului – numită și frezare normal ă, care se caracterizeaz ă
prin rotirea frezei în sens invers fa ță de sensul mi șcării de avans al frezei
(Fig.21.2.a). În mod obiș nuit se folose ște acest procedeu, deoarece în timpul
așchierii solicitarea din ților crește pe măsura ce ace știa pă trund în material.
Înainte de a p ătrunde în material, din ții alunecă pe suprafa ța prelucrat ă de
dinții anteriori.
111

– frezarea în sensul avansului – numită și frezare prin înghiț ire, are loc în
cazul în care sensul de rotire al frezei este acela și cu sensul mi șcării de avans
(Fig.21.2.b). Calitatea suprafe ței prelucrate este mai bun ă decât la frezarea
contra avansului, cu condi ția să nu existe jocuri între ș uruburile conduc ătoare
și piuliț ele masei de lucru.

Operații de frezare

Operațiile de frezare se pot clasifica după mai multe criterii.
După direcția de acționare a frezei în raport cu axa ei, se pot deosebi
următoarele operaț ii de frezare:
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–

Fig.21.2. Metode de frezare
a – frezarea contra avansului
b – frezarea în sensul avansului
1-piesă, 2-freză, 3-sensul de rota ție a
frezei, 4-sensul de avans al piesei,
s – avans pe dinte
s1, s2, s3 – avansurile succesive ale din ților
S – lungimea a șchiei
t – adâncimea de a șchiere
Fig.21.3. Frezarea cilindric ă
a – cu frez ă cilindric ă a – cu frez ă cilindro-frontal ă
b – cu frez ă disc cu trei t ăișuri
t – adâncimea de a șchiere
t l – lungimea de contact Fig.21.4. Frezarea cilindro-frontal ă
b – cu frez ă ferăstrău
t – adâncimea de a șchiere
t l – lungimea de contact

–
Fig.21.5. Frezarea –
–
–
–
–
–
a– cu frez ă frontală cu dinți demontabili
b – cu freză frontal ă
t – adâncimea de a șchiere
tl – lungimea de contact
– Frezarea cilindric ă – este opera ția de așchiere executat ă numai cu partea
laterală a frezelor. Se utilizeaz ă frontală la prelucrarea suprafeț elor plane cu
ajutorul frezelor cilindrice (Fig.21.3.a), sau la frezarea pieselor cu ajutorul frezelor
disc (Fig.21.3.b).
112

– Frezarea cilindro – frontal ă – prelucrarea se execut ă atât cu suprafa ța laterală
cât și cu suprafa ța frontală a frezelor. Acest procedeu se aplic ă la frezarea
suprafețelor plane în trepte și mai ales în cazul frez ării canalelor cu ajutorul
frezelor cilindro-frontale sau a frezelor disc cu trei t ăișuri (Fig.21.4).
– Frezarea frontal ă – se utilizeaz ă la prelucrarea suprafe țelor perpendiculare pe
axa de rota ție a frezei. Prin acest procedeu, a șchierea se execută numai cu
suprafața frontală a frezelor frontale sau a celor cilindro-frontale.

21.3. Utilajul și sculele folosite la frezare

Mașinile de frezat sunt ma șini-unelte folosite la prelucrarea prin aș chiere a
metalelor cu ajutorul frezelor.
În laborator, prelucrarea prin frezare se execut ă pe o maș ină de frezat
universală de sculărie FUS 200 P1 a c ărei schem ă constructiv ă este prezentat ă în
Fig.21.6.
Frezele se monteaz ă fie pe arborele
principal al ma șinii (direct sau cu ajutorul
unei reduc ții sau dorn portfrez ă), fie prin
intermediul unui dorn portfrez ă. La frezele
cu dinți elicoidali, sensul inclina țiilor
dinților se va alege astfel încât for țele
axiale ce iau na ștere în timpul prelucr ării,
să împingă freza spre arborele ma șinii.

Fixarea pieselor pe masa ma șinii se
face de obicei mecanic (cu prisme, eclise,
șuruburi, dispozitive cu cap divizor, etc.),
sau în unele cazuri, cu dispozitive
electromagnetice sau pneumatice.
Capul divizor este dispozitivul cel
mai important al ma șinilor de frezat
universale. Cu ajutorul lui se pot executa
roți dințate cilindrice sau conice, precum și
corpuri prismatice cu baze poligonale. Fig.21.6. Schema ma șinii de frezat
universală pentru scul ărie
1-batiu, 2-motor electric, 3-tablou de
comandă, 4-cutia de viteze și avansuri, Există mai multe metode de divizare.
Spre exemplificare se prezint ă metoda
divizării indirecte pentru danturarea pe
freză a unei ro ți dințate, utilizând rela ția: 5-roata de mân ă pentru deplasarea capului
orizontal, 6-frez ă. 8-manet ă pentru
cuplarea avansului automat,
9-roată de mână pentru deplasarea mesei,
10-roată de mână pentru deplasarea
verticală a mesei Nn
ziK
p= =
unde: i – este raportul de transmitere a capului divizor (de obicei i=40);
n – num ărul de găuri peste care se trece maneta;
N – num ărul de găuri pe discul aparatului.
113

pziCând raportul este subunitar, acesta se descompune într-un produs de
factori. Prin simplific ări și amplific ări, se va c ăuta să se obț ină la numitor o
valoare egal ă cu una dintre num ărul gaurilor din discurile divizoare ale capului
divizor.
pzi este supraunitar, rela ția se modific ă în felul urm ător Când raportul
baA K+ =
baÎn acest caz, raportul se va transforma ca în primul caz. Pentru divizare,
manivela capului divizor se va roti cu A ture complete și în plus, peste un numă r
de n gă uri ( n ș i N fiind num ărătorul respectiv numitorul frac ției ba după
transformare).

21.4. Stabilirea regimului de a șchiere

La frezare, regimul de a șchiere se determin ă parcurgând urm ătoarele etape:
– se stabile ște mărimea adâncimii de a șchiere t astfel încât dac ă este
posibil să se îndep ărteze întregul adaos de prelucrare dintr-o singură
trecere;
– Se alege avansul pe dinte s d – frezele fiind scule cu mai mul ți dinți,
după stabilirea avansului pe dinte, se calculeaz ă avansul s pe o rotaț ie a
frezei:
s = s d.z [rot/min] – unde z este num ărul de din ți a
frezei
– Viteza de a șchiere v p – se poate calcula an alitic sau din nomograme.
– Se determin ă turația n a frezei și avansul pe minut s : m
Dvnp
π. 1000= [rot/min], unde D – diametrul frezei
s m = sd.y.n = s.n [rot/min],
În continuare, aceste valori se compar ă cu turațiile și avansurile existente pe
mașina de frezat ș i se aleg valorile cele mai apr opiate. Se face o verificare a
regimului de a șchiere cu valorile efective ale tura ției și avansului alese.

21.5. Modul de lucru

– Studenții vor studia ma șina de frezat din laborator identificând pă rțile
componente și executându-le manevrele ne cesare pentru realizarea
mișcărilor principale și de avans ;
– Se vor studia diferite freze ș i se va discuta modu l de prindere ale
acestora ;
– Se ia o pies ă prismatic ă și după stabilirea regimului de a șchiere, se
prelucreaz ă câte o fa ță prin frezare, în sensul avansului, respectiv
114

contra avansului. Se compar ă calitatea suprafe țelor, iar rezultatele se
trec în Tab.21.1.

Tab.21.1.
Regimul de a șchiere
v [m/min] s [mm/min] t [mm] n [rot/min]
Tipul Denum Nr B[mm]
frezei ope-
rației crt pe D pe din pe din pe din din din
pie- [mm] mași-
nă cal-cul pie-să nor-me mași-
nă nor-me cal-cul nor-me
să

Studiind lucrarea, studentul trebuie s ă găsească răspuns la urm ătoarele
noțiuni teoretice și practice:
– Care sunt mi șcările principale și secundare la frezare?
– Ce scule se utilizeaz ă la prelucrarea prin frezare?
– Care este diferen ța dintre frezarea în sensul avansului și frezarea contra
avansului?
– Ce operații se pot executa pe freze?
– Cum se face divizarea cu aj utorul capului divizor?

115

Lucrarea nr. 22.
PRELUCRARI PRIN RABOTARE ȘI MORTEZARE

Procedeele de prelucrare rabotare și mortezare fac parte din categoria
prelucrărilor dimensionale prin a șchiere care se execut ă mecanic (raboteze,
șepinguri și morteze). În func ție de regimul de a șchiere, prelucr ările prin rabotare
și mortezare pot fi opera ții de degro șare sau de finisare.

22.1. Prelucră ri prin rabotare

Rabotarea este opera ția de prelucrare dimensional ă prin așchiere prin care se
pot prelucra suprafe țe plane (orizontale, înclin ate sau verticale) precum și diferite
forme de canale.
Rabotarea se poate efectua pe mai multe tipuri de ma șini, opera țiile căpătând
denumiri specifice, cum ar fi:
– Rabotarea longitudinală pe mașini de rabotat, având o mi șcare
rectilinie alternativ ă a piesei;
– Rabotarea transversal ă pe șepinguri;
– Rabotarea vertical ă pe mașini de mortezat.
Îndepărtarea adaosului de prelucrare se realizeaz ă prin compunerea a dou ă
mișcări:
– Mișcarea principală de așchiere rectilinie-alternativ ă, care determin ă
desprinderea a șchiei;
– Mișcarea secundară de avans, care se execut ă la sfârșitul fiecărei curse
duble (la sfâr șitul cursei de întoarcere) și asigură aducerea unor noi
straturi de material în faț a tăișului sculei.

Fig.22.1. Schema șepingului
1-batiu, 2-plac ă de bază, 3-berbec,
4-cap rotativ, 5-sanie portscul ă,
6-ghidaje verticale, 7-travers ă,
8-masă, 9-cu țit, 10-pies ă
I – mișcarea principală
II, III, IV –mi șcările secundare

116

22.2. Utilaje și scule folosite la rabotare și mortezare

Mașinile de rabotat sunt ma șini unelte pentru prelucrarea suprafe țelor plane,
uneori curbilinii sau cu forme speciale (de exemplu ro ți dințate, arbori canela ți,
etc.).
Mașina de rabotat longitudinal, de obicei poart ă denumirea de rabotez ă. Masa
portpiesă execută mișcarea principală rectilinie alternativ ă, iar suportul portcu țit
execută mișcarea secundară . Rabotezele se utilizează la prelucrarea suprafeț elor
plane, de dimensiuni mari sau cu greutate mare.
Mașina de rabotat transversal, denumit ă și șeping, se caracterizeaz ă prin
aceea că mișcarea principal ă este executat ă de că tre sculă, iar mișcarea secundar ă
de către masa port-pies ă.
În laborator, prelucrar ea prin rabotare se execut ă pe un șeping mecanic, a
cărei schem ă de principiu se poate urm ări în Fig.22.1.
Mașinile de mortezat, denumite și morteze, sunt în principal asem ănătoare cu
șepinguri. Se deosebesc de aceș tia prin formele constructive ș i în special prin
așezarea pe vertical ă a berbecului port-scul ă.
Cuțitele utilizate la rabotare se aseamă nă foarte mult cu cu țitele de strung în
ceea ce prive ște forma și geometria t ăișului. Din punct de vedere a formei, cu țitele
pot fi drepte, încovoiate sau cotite. În timpul aș chierii, cu țitele de rabotat sunt
solicitate la încovoiere, iar cel e de mortezat la compresiune.

22.3. Stabilirea regimului de a șchiere la rabotare

În cazul rabot ării, cursa L a cu țitului sau a mesei este mai lungă decât
lungimea prelucrat ă. Această depășire este necesar ă la ambele capete pentru a face
posibilă atât angajarea cât și degajarea cuț itului. În mod normal, cursa de retragere
se face cu o vitez ă mai mare decât cea de a șchiere.
Calculând viteza de a șchiere sau stabilind cu ajutorul tabelelor și
nomogramelor, viteza medie a unei curse duble v și numărul de curse duble pe
minut (c.d/min) n este:
⎟⎟
⎠⎞
⎜⎜
⎝⎛
+ =
ga
vv n Lv 11000. [m/min]
unde: L – lungimea cursei [mm] ;
v – viteza medie a cu rsei active [m/min] a
v g – viteza medie a cu rsei în gol [m/min]
n = 1000/L [c.d/min]
Avansul este m ărimea deplas ării transversale a cuț itului (rabotare) sau a
mesei (la șeping sau la mortez ă) pentru fiecare curs ă dublă.
Adâncimea de a șchiere trebuie stabilit ă astfel încât, dac ă este posibil, ea s ă fie
egală cu adaosul de prelucrare.

117

22.4. Modul de lucru

– Se studiaz ă șepingul din laborator și se fac manevrele necesare pentru
realizarea mi șcărilor principale și de avans;
– După stabilirea regimului de aș chiere, se prelucreaz ă câte o suprafa ță
orizontală și verticală a unei piese, iar rezultatele se trec în Tab.22.1.

Tab.22.1.
Regimul de a șchiere
v [m/min] s [mm/c.d] t [mm] n [c.d/min]
Mat. Tipu
l Denum. Mat. piesei Lung.
cuți-
tului cursei pe din pe din pe din din din
cuți-
tuluioperați
ei mași
-nă nor-me mași
-nă nor-me mași
-nă nor-me cal-cul nor-me
L [mm]

– Pentru executarea opera țiilor de mortezare, se monteaz ă pe mașina de
frezat dispozitivul de mortezare;
– Se execut ă un canal de pan ă într-un alezaj, iar parametrii de lucru se
trec în Tab.22.1.

Studiind lucrarea, studentul trebuie s ă găsească răspuns la urm ătoarele
noțiuni teoretice și practice:
– Care este diferen ța dintre raboteza și șepingul?
– Ce particularităț i prezintă prelucrarea prin mortezare?
– Ce tipuri de cu țite se folosesc la rabotare?
– Cum se stabile ște regimul de aș chiere la rabotare?

118

Lucrarea nr. 23.
PRELUCRAREA ALEZAJELOR

23.1. Principii teoretice

Alezajele sunt cavit ăți cu suprafa ță de revoluț ie generat ă de o dreapt ă
paralelă cu axa în jurul c ăreia se rote ște. Există cazuri în care suprafa ța alezajelor
este conic ă dar acestea nu sunt cazuri cu caracter general.
Alezajele pot fi ob ținute prin mai multe metode, cea mai r ăspândită fiind
prelucrarea lor prin a șchiere, opera ție în cursul c ăreia, se îndep ărtează surplusul de
material sub form ă de așchii.
Principalele opera ții de prelucrare prin a șchiere a alezajelor sunt: g ăurirea,
adâncimea și alezarea.

23.2. Gă urirea

Găurirea este opera ția tehnologic ă î n c u r s u l c ăreia se îndep ărtează
materialul ob ținându-se un alezaj cu suprafa ță laterală cilindrică. Sculele cu are se
execută găurirea se numesc burghie, cele mai u tilizate fiind burghiele elicoidale,
care au primit acest nume datorit ă formei de elice a can alelor de evacuare a
așchiilor.

Fig. 23.1. Burghiu elicoidal
a-coadă conică; b-coadă cilindric ă.

119

Burghiul elicoidal se compune din urm ătoarele părți prezentate în figurile
23.1.:
− Partea aș chietoare care particip ă nemijlocit la procesul de formare a
așchiilor;
− Partea util ă – reprezentând por țiunea cu dou ă canale elicoidale de
evacuare a a șchiilor și care permite reascu țirea sculei;
− Gâtul burghiului care este și zona de îmbinare prin sudare a p ărții active
cu coada burghiului;
− Coada burghiului – utilizat ă la centrarea sculei și antrenarea ei în mi șcare
cu ajutorul cap ătului de antrenare prin care se aplică momentul de
torsiune M 0 și forța axială F necesare deta șării așchiilor. a

În procesul de a șchiere cel mai important rol îl are partea activ ă,
reprezentată în fig.23.2.
În componen ța sa
distingem trei tipuri de tă ișuri
așchietoare:
− Tăișul principal (1)
care asigur ă detașarea așchiilor
și evacuarea lor prin canalul
elicoidal (7). Exist ă un tăiș
principal pentru fiecare canal de
evacuare al a șchiilor.
− Tăișul secundar (2)
care finiseaz ă suprafa ța
cilindrică;
− Tăișul transversal
(3) apărut ca necesitate de
îmbinare geometric ă a fețelor de
așezare principale (4).
Observă m că fiecare t ăiș
a apărut ca muchie de îmbinare a fe țelor de așezare

Fig.23.2. Partea activ ă a burghiului
1-tăiș principal; 2-tă iș secundar; 3-tă iș
transversal; 4-fa ță de aș ezare principală; 5-fa ță de
așezare secundar ă; 6-față de degajare principal ă;
7-canale elicoidale
(5) cu fe țele de degajare a
așchiilor.
Existența unei geometrii atât de compacte este dictată de necesitatea
încadrării ei în diametrul restrâns al alezajului de prelucrat.
Definirea unghiurilor cinematice și constructive ale p ărții active este
comună tuturor sculelor aș chietoare, fie c ă sunt cuțite de strung, freze sau burghie
și este prezentat ă în fig.22.3.
Unghiurile de a șezare „α” au valori mici între 2ș – 10ș, unghiul de degajare
„δ” fiind dictat de înclinarea „ ω” a canalelor de evacuare a a șchiilor.
Elementele regimului de a șchiere sunt viteza de a șchiere „v”, măsurată în
m/min, tangent ă mereu la traiectoria tă ișului așchietor și avansul „a” în lungul axei
de simetrie, m ăsurat în mm/rot. Viteza de a șchiere „v”, variaz ă în diferite puncte
ale tăișului principal, fiind nul ă în axa burghiului și maximă la diametrul exterior,
120

fapt pentru care valorile ei medii „v m” sunt mici, între 2 și 10 m/min. Constant ă în
timp, se p ăstrează turația „n”, existând urmă toarea corela ție între „n” și „v m”:
[ min / rot …Dv 1000nm= ] (1)
unde:
vm – viteza de a șchiere medie în m/min;
D – diametrul exterior al burghiului.
În urma combin ării mișcării de
rotație „n” cu avansul „D” rezult ă
pentru scul ă o mișcare de înaintare
elicoidală , tăișurile fiind mereu în
contact cu materialul din scul ă
detașează așchii de l ățime „b” ș i
grosime „a” (fig. 23.3.)
Găurirea prin a șchiere este o
operație efectuat ă în condi ții
defectuoase datorită variației cu
diametrul a vitezei „v” și a frecărilor
dintre material și sculă, tăișul
transversal producând chiar deformarea
plastică a materialului din fa ța lui,
determinându-l s ă curgă spre tăișurile
principale.
Ascuțirea burghielor se execut ă
numai pe fa ța de așezare a t ăișurilor
principale . Pot fi îmbun ătățite condițiile
de degajare a a șchiilor prin interven ții
asupra fe ței de degajare, dar acest lucru nu este recomandat decât în urma unei
analize atente asupra sculei și a materialului de prelucrat.
Fig.23.3. Unghiurile p ărții active a
burghiului
Materialul de execu ție al sculelor pentru prel ucrarea alezajelor este o țelul
rapid sau oț elul de scule preferabil fiind primul. Pentru economie de material, la
diametre mai mari de 8 mm se execut ă din oț el rapid numai partea util ă care se
sudează prin frecare cu coad a burghiului, sudur ă efectuată în zona gâtului sculei.
În cazuri speciale t ăișurile pot fi armate cu pl ăcuțe cu carburi metalice.
Îmbună tățirea condi țiilor de lucru ale sculelor poate fi efectuat ă prin
asigurarea unei pelicule de lubrifiant care să micșoreze frec ările între scule și
material sau a șchii și prin evacuarea că ldurii degajate prin frecare, deziderat care
se poate efectua cu aj utorul lichidelor de r ăcire ungere.
Micșorarea frec ărilor este urm ărită și constructiv prin realizarea p ărții utile
cu o conicitate inversă de valoare mic ă: 0,03/100 pân ă la 0,1/100.

23.2. Adâncirea
Adâncirea este opera ția prin care se modific ă dimensiunile sau forma unui
alezaj existent prin a șchierea cu scule adecvat e numite adâncitoare.
121

Constructiv, adâncitoarele se deos ebesc de burghie doar prin forma și
unghiurile pă rții active, prezentând acelea și părți componente. Partea activ ă a
adâncitoarelor este prezentat ă în figura 23.4., unde sunt prezentate patru variante
de execuție, conform scopului utilizat: a și b – pentru lă rgirea găurilor, c – pentru
teșirea muchiilor, d – pent ru lamarea suprafe ței asigurând perpendicularitate cu
axa găurii.
Pentru a asigura o centrare mai bun ă a adâncitorului în unele cazuri acesta
este prevăzut cu cap de ghidare 1, fig.23.4. b) ș i d), rolul s ău fiind mai complex,
asigurând atât centrarea fa ță de alezajul existent cât și prelucrarea unor eventuale
forțe ce tind s ă miște lamatorul în plan orizontal.
Forțele de aș chiere similare cu ale burghielor sunt mult mic șorate datorit ă
absenței tăișului transversal, m ărindu-se capacitatea de a șchiere și printr-un num ăr
mai mare de din ți, (trei sau patru).

Geometria p ărții active a unui
lamator fă ră cep de centrare este
prezentată în figura 23.5., fiind
asemănătoare cu a burghielor
elicoidale.
Se observ ă că unghiurile
cinematice și constructive p ăstrează
același mod de definire cu al
burghielor, partea a șchietoare fiind
mai robust ă, are posibilitatea de a
așchia un volum sporit de material.

Fig.23.4. P ărțile active ale adâncitoarelor

Fig. 23.5. Unghiurile p ărții active a
adâncitorului.
Ascuțirea adâncitoarelor se execută tot pe fa ța de așezare, materialul și
modul de utilizare al lui fiind iden tic cu al burghie lor elicoidale.
Din analiza comparativ ă a aspectului sculelor, a dimension ării de rezisten ță
mecanică și a capacit ății de așchiere aferente fiec ărui tă iș se observ ă că:
122

− Burghiele elicoidale sunt caracterizate prin dou ă tăișuri așchietoare fapt
care permite ob ținerea unui spaț iu mare pentru degajarea ș i acumularea
așchiilor în cazul gă uririi;
− Adâncitoarele și lamatoarele, scule de corectare a formei unei g ăuri
efectuate anterior, au mai multe t ăișuri, fiecare deta șând așchii mai mici
ca la găurire, dar asigurând o centrare mai bun ă în prelucrarea alezajului
efectuat prin g ăurire.

23.4. Alezarea

Alezarea este opera ția de finisare a alezajelor, executate prin g ăurire, prin
care li se asigură acestora precizie dimensional ă și calitatea ridicat ă a suprafeț ei.
Alezarea se execut ă cu scule a șchietoare numite alezoare.
În cadrul operaț iei de alezare volumul de material îndep ărtat prin a șchiere
este foarte redus, mic șorându-se propor țional și forțele de aș chiere. Datorit ă
acestui lucru partea activ ă a alezoarelor se deosebe ște de cea a burghielor, iar
numărul de din ți este mult m ărit, aceș tia urmând o suprafa ță elicoidal ă, cu pas
foarte mare sau fii nd paraleli cu axa g ăurii.
Elementul esen țial care confer ă precizie dimensional ă alezorului este
diametrul exterior al p ărții cilindrice construit în limite dimensionale foarte
precise.
Aspectul exterior al unui alezor este prezentat în figura 23.6. unde sunt
figurate ambele posibilităț i de execu ție a cozii de antrenare: a – pentru ma șină; b –
antrenare manual ă.

123
Fig. 23.6. Alezor cu din ți drepț i
A – cu coadă conică ; b – aspectul cozii cilindrice.

Din punct de vede re cinematic, mi șcarea necesar ă pentru deta șarea așchiilor
este realizat ă prin combinarea rota ției în jurul axei de simetrie și a avansului în
lungul ei, rezultând pentru t ăișurile așchietoare o mi șcare de înaintare elicoidal ă.
Adaosul de prelucrare este a șchiat numai cu t ăișurile situate pe conul de atac al
cărui unghi de înclinare determină o suprafa ță de așchiere foarte mare, calibrarea
executându-se pe o por țiune perfect cilindric ă. Frecările și degradările calității
suprafeței astfel ob ținute sunt evitate prin tr-o conicitate invers ă a alezorului în
zona imediat învecinată calibrării.
În figura 23.7. este reprezentat un detaliu al p ărții active a alezorului din
care rezult ă influența unghiului „ δ” al conului de atac asupra m ărimii adaosului de
așchiere. Odat ă cu creșterea secțiunii așchiei, se m ăresc și forțele de așchiere.

Fig.23.7. Detaliu al părț

Definirea unghiurilor
constructive și cinematice este
identică cu a burghielor, valorile lor
depinzând de material ul de prelucrat.
Regimul de a șchiere folosit la
alezare utilizeaz ă parametri mult mai
puțin inten și decât la gă urire,
deoarece se urm ărește precizie ii active a alezorului
Fig. 23.8. Alezaj în trepte

Fig. 23.9. Ma șina de făurit cu montant G25
1-cutie schimb ător turații; 2-cutie schimb ător
avans; 3-motor electric; 4-moment; 5-masa
pentru fixarea piesei; 6-arbore port scul ă; 7-
batiu
124

dimensională și calitate ridicat ă (R = 0,4 – 1,6 μ m) a suprafe ței prelucrate. ε
Alezoarele se execut ă cu un num ăr par de din ți (pentru u șurarea verific ării
diametrului) variabil între 4 ș i 16, func ție de diametrul alezajului.
Tăișurile pot fi în lungul generatoarei (din ți drepți) sau pot urma o spiral ă cu
pas foarte mare (din ți înclinați).
Antrenarea în mișcare de a șchiere se execută prin intermediul unei cozi
conice (con Morse) – pentru cazul utiliz ării lui pe ma șini de gă urit – alezat – sau
printr-o coad ă cilindrică cu pătrat – pentru antrenare manual ă, cu scule adecvate.
Ascuțirea alezoarelor este condi ționată de păstrarea dimensiunii diametrului
exterior al pă rții cilindrice de calibrare. În cazul c ă această porț iune nu este
afectată de uzură, alezorul poate fi ascu țit numai pe conul de atac, pe fa ța de
așezare a din ților fără a interveni asupra zone i de calibrare. Interven țiile asupra
acestei zone conduc la acordarea alezorului din clasa de precizie pentru care a fost
construit, fapt care nu este permis.
Materialul de execu ție al alezoarelor este o țel carbon pentru partea de
antrenare ș i oțel rapid pentru partea activ ă.

23.5. Materiale și utilaje

Se vor prelucra mai multe alezaje di n plin într-un semifabricat laminat
pătrat cu latura de 50 mm din o țel S235 conform, desenului din figura 23.8.
Se va urm ări fixarea sigur ă a semifabricatului în menghin ă. Se va stabili
succesiunea opera țiilor. Se va verifica corectit udinea unghiurilor sculelor
așchietoare. M ăsurarea dimensiunilor se va efectua cu șublerul, iar rugozitatea
suprafeței se va stabili prin comparare cu etaloane de rugoz itate. Prelucrarea
alezajului se va efectua pe o ma șină de găurit de tip G.25. ale c ărei părți
componente sunt prezentate în figura 23.9.
Finisare alezajului de diametru mai mic se va efectua manual cu un alezor
antrenat prin intermediul p ătratului de antrenare, urm ărindu-se influen ța regimului
de așchiere asupra calit ății și preciziei dimensionale a alezajului ob ținut.

23.6. Modul de lucru

Se vor identifica principalele subansambluri ale ma șinii universale de tip
G25, sculele de lucru și modul de fixare a lor pe maș ină și verificatoarele necesare.
Se va stabili regimul de lucru func ție de diametrul sculei. Urm ărindu-se sensul de
rotire al acestora se va verifica fixarea corect ă a piesei și a sculelor în dispozitivele
de fixare.
După executarea alezajului în trepte se va stabili abaterea:
D = D alezaj – D sculă
comparându-se în cele trei cazuri: g ăurire, adâncire, alezare și se va aprecia
de asemenea rugozitatea ob ținută în fiecare caz, respectându-se opera țiile pentru
mai multe alezaje.

125

23.7. Interpretarea rezultatelor

În urma analizei efectuat e asupra preciziei dimensi onale se va stabili care
tip de prelucrare este mai precis și care va conduce la ob ținerea unei suprafe țe de
calitate mai bun ă, stabilindu-se oportunita tea tipului de opera ție funcție de
condițiile tehnice de pe desen.

Studiind lucrarea, studentul trebuie s ă găsească răspuns la urm ătoarele
noțiuni teoretice și practice:
− Care este geometria burghielor elicoidale?
− Ce variante constructive de adâncitoare exist ă?
− Ce particularităț i constructive prezintă alezoarele?
− Care este construc ția și funcționarea maș inii de gă urit cu un
montant?

126

127

Fig. 24.2. Stagiul incipient în lipire [8 A] Lucrarea nr. 24

INCERCĂRI APLICATE PIESELOR SINTERIZATE DIN PULBERI
METALICE

Sinterizarea este un proces de compactare și de formare a unei mase solide
de material utilizând căldura sau presiunea, fără a ajunge la temperatura de
topire . Se poate aplica pulberilor metalice sau nemetalice.

a. b.
Fig. 24.1 Fenomenul de sinterizare [4]
a. Pa rticule înainte de sinterizare, b.Particule după sinterizare
Prin sinterizare se îmbunătățesc
proprietățile fizico-mecanice și
tehnologice a le pieselor presate din
pulberi ca : rezistența , conductivitate a
electrică, conductivitate a termică,
porozitate a…
În cazul sinterizării materialelor
metalice, particulele metalice trebuie să vină în contact unele cu altele, iar
lubrifiantul adăugat anterior devine
acum o piedică, manifestându- se ca o
barieră care încurcă lipirea particulelor.
De aceea , primul pas în sinterizare este încălzirea amestecului și înlăturarea
lubrifiantului. Odată cu creșterea temperaturii lubrifiantul se va topi sau eventual
vaporiza și se va deplasa de la interior spre suprafață. Având în vedere că

128
majoritatea lubrifianților sunt hidrocarb uri, ele pot determina creșterea umidității
din cuptor [5].

CxHy + (x)H 2O → (x)CO + (1/2y + x )H 2 (1)

Monoxidul de carbon și hidrogenul sunt eliminate apoi din cuptor.
O altă barieră în contactul particulelor este oxidul prezent la suprafața
metalului, care împiedică ulterior legarea acestuia. De aceea acesta trebuie redus.
Se poate face prin intermediul atmosferei din cuptor care va conține hidrogen
și/sau monoxid de carbon pentru a reacționa cu oxigenul de pe suprafața
particulelor metalice.
În momentul în care particulele vin în contact începe alipirea. La început
se formează niște punți de legătură, asemănătoare unui gât , apoi prin difuzie și
alte mecanisme de trans port de masă are loc avansarea alipirii.
Etapa finală constă în răcirea conglomeratului. Figura 24.3 prezintă principalele
zone ale unui cuptor de sinterizare. Acestea sunt 4: Zona 1 – arderea
lubrifiantului; Zona 2 – sinterizarea ; Zona 3 – recarburarea unde este necesar ;
Zona 4 – răcirea

Fig. 24.3. Zonele principale în cadrul procesului de sinterizare [8]
Zona 1 – arderea lubrifiantului, Zona 2 – sinterizarea, Zona 3 –
recarburarea acolo unde este necesar, Zona 4 – răcirea, G – alimentare cu gaz, S
evacuare gaz sau fum

129
24.1. Densitatea aparentă. Principii teoretice

In funcție de densitatea aparentă se pot stabili porozi tatea și compactitatea
pieselor sinterizate. Densitatea aparentă este influențată, printre alți factori, de temperatură și timpul de sinterizare.
Se cântărește piesa sinterizată, apoi se calculează volumul acesteia.
Densitatea aparentă
()aρ se determină cu ajutorul relației:
,3
=cmg
VM
aρ
(2)
Unde: M = masa piesei, []g; V = volumul piesei []3cm
Pentru fiecare tip de piesă se efectuează minim trei încercări.
Rezultate experimentale
Rezultatele experimentale privind valorile densității aparente a pieselor
sinterizate în funcție de temperatură (T) și de tipul de sinterizare ( ts), se trec în
tabelul 24.1.
Tabelul 24.1
Nr.
probă Material Temp.de
sinterizare
T[]C° Timpul de
sinterizare
ts []min Masa
probei
M[]g Volumul
probei
V[]3cm Densitatea


3cmg
aρ
1
2
3

Modificarea volumului și a dimensiunilor piesei sinterizate este cauzată de
difuzia de volum și de curgerea vâscoasă a materialului, admitând că la
sinterizare, secțiunea de contact dintre granule crește cu mărirea temperaturii,
porii dintre granule se micșorează, deci apare contracția.
In unele cazuri piesele sinterizate își măresc volumul. Explicațiile acestui
fenomen sunt numeroase.
In ceea ce privește modificarea volumului pieselor sinterizate, din punct de
vedere practic s -au constatat următoarele:
– contracția apare la sistemele care prin sinterizare nu formează soluții
solide, la sistemele în care faza lichidă are rol predominant de liant și la sistemele
în care faza solidă se dizolvă în cea lichidă;

130
– creșterea volumului apare la sistemele în care faza lichidă difuzează
rapid în cea solidă și la sistemele în care apare un pronunțat proces de evaporare –
condensare.

24.2. Duritatea. Principii teoretice

Pentru piesele din pulberi metalice sinterizate duritatea se determină, de
regulă, prin metoda Brinell cu bilă de 2,5 mm și cu sarcina de încărcare de 62,5
daN.
In cazul pieselor dure sinterizate este recomandabil să se folosească
metoda Rockwell sau metoda Vickers cu sarcini cuprinse între 4,9 și 491 N.
Pe lângă duritate se poate măsura, în paralel, microduritate, în acest fel
putându- se aprecia natura constituenților structurali.
Se măsoară duritatea unor piese sinter izate la temperaturi și timpi diferiți.
Metoda utilizată este Brinell (Ф10, sarcina 250 daN).
Se are în vedere modul cum influențează temperatura de sinterizare și
timpul de sinterizare asupra variației durității.
Pentru fiecare tip de piesă se efectuează minimum trei încercări.
Rezultatele experimentale privind valorile durității se trec în tabelul 24.2.
Tabelul 24.2
Nr.
probă Material Temp.
de
sinterizare Timp de
Sinterizare
Duritatea Duritatea
medie
T [oC] ts [min.] HB 1 HB 2 HB 3 HB
1
2
3

Cu valorile din tabelele 24.1 și 24.2 se vor reprezenta sub formă grafică
variațiile densității aparente funcție de temperatură și timpul de sinterizare,
HB = f(T), HB = f(t s).
Se vor face aprecieri asupra rezistenței la tracțiune, ținând cont de
următoarea regulă: duritatea Brinell este egală cu triplul rezistenței la tracțiune,
operația inversă nefiind valabilă.
În final studentul trebuie să găsească răspuns la următoarele noțiuni
teoretice și practice:

131
 care sunt principalele încercări aplicate pieselor sinterizate;
 ce proprietate influențează densitatea aparentă;
 când apare creșterea volumului și când apare contracția;
 ce metale se folosesc pentru determinarea durității;
 calculul densității aparente pentru minim trei încercări;
 calculul durităț ii medii, pentru minim trei încercări.

BIBLIOGRAFIE SELECTIVĂ

1. Amza Ghe. , ș.a. – Tratat de tehnologia m aterialelor, Editura Ac ademiei
Române, București, 2002;
2. Cătană, D. – Procesarea materialelor avansate, Ed. Lux Libris, Brașov,
2004;
3. Jakab E., ș.a.,T ehnologia materialelor – Îndrumar pentru lucrări de
laborator, Universitatea din Brașov 1996;
4. Menad N., Sintering and Consolidation of Ceramics, Luleå University of
Technology, Sweden;
5. Lutgard C. de Jonghe ș.a., Sintering of ceramics, chapter4, Elsevier,
2003;
6. Mierzejewska Ż. A., Process optimization variables for direct metal
laser sintering, Advances in materials science, Vol. 15, No. 4 (46),
December 2015;
7. Nosewicz S., Discrete element modeling of powder metallurgy
processes, Institute of Fundamental T echnological Research Polish
Academy of Sciences, Warsaw 2015;
8. http://www.abbottfurnace.com/technology/sintering- fundamentals ;
9. file:///C:/Users/ims/Downloads/sintering.PDF ;
10. http://www.en.iwm.fraunhofer.de/business- units/manufacturing –
processes/powder -technology -fluid- dynamics/powder -technology/ .

132
Lucrarea nr.25

EVALUAREA MICROSTRUCTURII ȘI PROPRIETĂȚILOR PRIN
MĂSURAREA FRECĂRII INTERNE

25.1. Scopul lucrării:

Caracteristicile fizice și mecanice sunt stabilite în principal prin încercări
distructive efectuate pe epruvete (tracțiune, încovoiere, forfecare, reziliență,
microstructură) sau prin încercări nedistructive care pot fi efectuate direct pe
produse (duritate, control cu ultrasunete, magnetic, cu lichide penetrante radiații penetrante). De asemenea se poate recurge și la încercări tehnologice (îndoire simplă sau alternantă, răsucire, ambutisare -Erichsen ș.a.).
Toate metodele enumerate prezintă nenumărate neajunsuri deoarece ele
caracterizează materialul local. Uneori ex istă diferențe semnificative între
proprietățile stabilite pe epruvete și cele ale produselor, iar în cazul controlului
nedistructiv pot fi evidențiate doar macrodefecte fie de suprafață fie de
profunzime.
În lucrarea de față este studiată și aplicată o m etodă nedistructivă de
evaluare globală, în întreg volumul epruvetei sau produsului, a microstructurii și
proprietăților prin măsurarea frecării interne a materialului.

25.2
Principii teoretice:

Experiența arată ca oscilațiile mecanice (vibrațiile) libere al e unui corp se
amortizează cu timpul. Contribuția mediului înconjurător la atenuarea
oscilațiilor mecanice este neglijabilă iar cauza principală a fenomenului este
legată de specificul corpului solid și poartă denumirea de frecare internă sau
amortizare.
În timpul amortizării oscilațiilor, energia mecanică macroscopică este
preluată treptat de sisteme microscopice, rezultând o cantitate echivalentă de
căldură. Frecarea internă din materialele metalice este datorată unui mare număr
de fenomene ce se desfășo ară la scară microscopică dintre care unul sau altul
intervine mai mult sau mai puțin în funcție de natura materialului, distribuția și
felul constituenților, mărimea grăunților, prezența incluziunilor, a unor defecte
de tipul retasurilor sau fisurilor, de starea de tensiuni existente, precum și de

133
condițiile experimentale ca temperatura, tensiunile create în timpul încercărilor,
frecvența și amplitudinea oscilațiilor ș.a.
Studiul frecării interne prezintă o importanță deosebită deoarece pot fi
evidențiate transformări discrete ale structurii materialelor. Pot fi studiate
fenomene legate de formarea texturii, de recristalizare, de tensionare , transformări ce se produc la călire și revenire, se poate urmări procesul de
îmbătrânire, procesul de coroziune inte rcristalină.
În lucrarea de față, determinarea mărimii frecării interne se face pe baza
analizei curbelor de rezonanță. În figura 25.1. este prezentată curba de rezonanță
a unei epruvete excitată cu o frecvență corespunzătoare armonicii fundamentale.
Aces te curbe de rezonanță se construiesc experimental. Din analiza curbei de
rezonanță poate fi determinată frecvența de rezonanță (f
r) corespunzătoare
amplitudinii maxime de oscilație a epruvetei.
Determinând experimental frecvența de rezonanță cu ajutorul relațiilor (1-
3) poate fi calculat modulul de elasticitate longitudinal dinamic. Trebuie făcută
observația că modulul dinamic E d este cu ceva mai mare decât cel determinat
prin încercări static e (ex. încercări de tracțiune).

(1) mc
2π1fr= unde: c – constantă elastică
m – masa care oscilează
E – modulul de elasticitate longitudinal
I – momentul de inerție al epruvetei

(2) l3EIc3= – pt. bara cilindrică 64πdI2
=
– pt. bara 12bhI3
=

(3) lAρm⋅⋅= unde: A – secțiunea transversală a epruvetei
ρ – densitatea epruvetei
l – lungimea liberă a epruvetei încastrate

Pentru determinarea frecării interne este necesară măsurarea frecvențelor f 1 și
f2, în stânga respectiv în dreapta frecvenței de rezonanță. Aceste frecvențe
corespund unor amplitudini ale oscilațiilor A 1 =A2=Amax /2 sau A’
1
=A’
2=Amax/2.

134
Fig. 25.1. Curba de rezonanță a unei epruvete excitată cu o frecvență
corespunzătoare armonicii fundamentale

Mărimea care caracterizează frecarea internă este decrementul logaritmic ( δ)-
mărime adimensională. Pentru determinarea decrementului logaritmic sunt
utilizate două criterii:

a) Când amplitudinile A
1, A 2 corespund cu jumătatea puterii vibrațiilor:
A1 =A2=Amax/2 = 0,707 A max (4)
Acest criteriu este aplicat atunci când amortizarea este puternică (ex. la fonte).

Atunci:
r1 2
r fff3.14fπΔfδ−== (5)

b) Când amplitudinile A’
1, A’
2 ating jumătate din valoa rea măsurată la
rezonanță: A’
1 =A’
2=Amax/2 = 0,5 A max (6)

Criteriul este aplicat atunci când amortizarea este redusă (ex. la oțeluri).

Atunci :
r1 2
rfff1.815
f3πΔfδ−== (7)

U(V)
AMAX
A12
A’12
f1 fr f2
Frecvența [Hz]
0.707A max
0.5Amax

135
25.3 Aparatura utilizată și modul de lucru:

Montajul utilizat pt. construirea curbelor de rezonanță cu scopul
determinării frecvențelor f 1, f r, f 2 este prezentat în figura 25.2.

– Proba (epruveta) P este încastrată în menghina M, determinându- se prin
măsurare ex actă lungimea liberă .
– Se reglează întrefierul dintre epruvetă și excitatorul E, precum și
întrefierul dintre epruvetă și senzorul S. Distanțele reglate – 1mm.
– Se acționează generatorul de frecvență G în sensul creșterii frecvenței.
– Reglajele vor fi făcute astfel încât:
• frecvențmetrul să nu primească tensiuni peste 5 volți
• amplificatorul de putere să nu intre în limitare de putere (pentru
păstrarea liniarității semnalelor)
– Când prin variația frecvenței voltmetrul V afișează o valoare maximă, se
citește frecvența de rezonanță pe frecvențmetrul F. Se reiau măsurătorile pentru
stabilirea maximului de amplitudine – tensiune cu frecvențmetrul reglat pe
10”.→ fr Fig. 25.2. Montajul utilizat pt. construirea curbelor de rezonanță cu scopul determinării
frecvențelor f 1, fr, f2
G– generator de joasă frecvență , F– frecvențmetru , A– amplificator de putere , E– excitator
electromagnetic, S – senzor electromagnetic, V – voltmetru numeric, P – proba,
M – menghină
S
E
V
A
G
F
M
P
l
Rețea
220V -50Hz

136
– Se mărește frecvența generatorului de frecvență până la atingerea
amplitudinii oscilațiilor c orespunzătoare frecvenței f 2, care se înregistrează.
– Se reduce frecvența până la atingerea frecvenței f 1, care se înregistrează.
– Idem pentru altă epruvetă.

25.4 Modul de lucru

Epruvetele analizate sunt (1)Fc200, (2)Fgn450-6, (3)RUL 1 normalizare,
(4)RUL 1 călire + revenire
Pentru fiecare epruvetă se înregistrează f 1, fr, f2 și se calculează E d și δ
După fixarea epruvetelor în menghina de încastrare se reglează distanța dintre epruvetă și excitatorul electromagnetic precum și distanța dintre senzorul elect romagnetic și epruvetă. Se va folosi un distanțier nemetalic cu grosimea de
un milimetru. Se alimentează la rețea G – generator de joasă frecvență
, F–
frecvențmetrul , A– amplificatorul de putere și V– voltmetrul numeric.
Se acționează potențiometrul generatorului de frecvență in sensul creșterii
acesteia urmărindu -se variația tensiunii indicate de voltmetrul numeric. Se
înregistrează tensiunea maximă corespunzătoare amplitudinii de oscilație maxime aceasta corespunzând fre cvenței de rezonanță. Valoarea acesteia este
trecută în tabelul 25.1.
Se calculează tensiunile la care epruveta oscilează la amplitudinile
corespunzătore punctelor A
12, respectiv A’ 12, după caz. Se acționează din nou
potențiometrul generatorului de frecv ență în ambele sensuri până la valorile
tensiunii calculate citindu -se frecvențele corespunzătoare f 1, f 2. Ele se
înregistrează în tabel, iar apoi se vor calcula Ed și δ.
Tabelul 25.
NUMĂR
EXPERIMENT f1 [Hz] fr [Hz] f2 [Hz] Ed ]mm daN[2 δ
1
2
3
4

137
25.5. Interpretarea rezultatelor

Se vor face aprecieri asupra rezultatelor si se vor pune în evidență
următoarele :
– Influența formei grafitului, lamelar sau nodular asupra frecării interne
și asupra modulului de elasticitate dinamic (epruvetele 1și 2)
– Influența tratamentului termic asupra frecării interne și asupra modulului de elasticitate dinamic pentru epruveta normalizată (3) și cea călită (4)

Studiind lucrarea, studentul trebuie să găsească răspuns la următoarele
noțiuni teoretice și practice:
 Ce este frecarea internă ?
 Cum se calculează frecvența de rezonanță?
 Cum se trasează curbele de rezonanță?
 Care este montajul utilizat pentru determinarea frecvenței de
rezonanță?

138
BIBLIOGRAFIE

1. Amza Gheorghe, ș.a. – Tratat de Tehnologia Materialelor, Editura
Academiei Române, București, 2002.
2. Aurel Nanu – Prelucrãri prin eroziune în construcția de mașini, Editura Facla
, Timișoara, 1980.
3. Aurel Nanu – Tehnologia Materialelor – Editura Didacticã si Pedagogica ,
București, 1977.
4. Constantinescu Maia – Protecția anticorozivã a metalelor, Editura Tehnicã,
București 1979.
5. Jakab E., ș.a. TEHNOLOGIA MATERIALELOR – curs – Universitatea
Brașov 1989.
6. Jakab E., ș.a. TEHNOLOGIA MATERIALELOR – Îndrumar pentru
lucrăr i de laborator – Universitatea din Brașov 1996.
7. Z. Markos Metalurgia Extractivă și Prelucrătoare – Edit Universității
Transilvania Brașov 1999.
8. Cațarschi V. ș.a. Tehnologie – Editura Satya, Iași 1996
9. Stoian L. – Tehnologia Materialelor – EDP București 1980
10. CĂTANĂ, D. – Procesarea materialelor avansate, Ed. Lux Libris, Brașov,
2004
11. Daniel Gay – Materiax Composites, Editure Hermes, Paris, 1991.
12. Dumitras C., C. Opran – Prelucrarea materialelor compozite , ceramice și
minerale, Editura Tehnicã , Bucuresti 1994.
13. HagymașG., Firoiu C., Radovici O. – Coroziunea și protecția metalelor,
Editura tehnicã, București 1963.
14. Gavrilaș I., Marinescu N. – Tehnologii neconvenționale, Reprografia
Institutului Politehnic Bucuresti , Bucuresti 1984.
15. Leonard Stoian ș.a. – Tehnologia materialelor – Editura Didacticã și
Pedagogicã, București, 1980.
16. Machedon – Pisu T. – Tratamente termice pentru produse sudate . Editura Lux
Libris, Brașov , 1997
17. Machedon – Pisu T. Andreescu F. – Materiale metalice pentru produse sudate
, Editura Lux Libris, Brașov, 1996

139
18. Machedon – Pisu T. , Machedon – Pisu E., Tehnologia sudării prin topire
(Procedee de sudare). Editura Lux Libris, Brasov, ISBN 978 – 973 – 131 –
060 – 2, pag.253 , 2009
19. Miklosi C. – Sudarea metalelor, Edi tura Tehnicã, București, 1965.
20. Moldovan V., Chirițã V. – Exploatarea raționalã a mașinilor de forjat ,
Editura Tehnicã , Bucureșt,i 1979.
21. Petre Gladcov si alții – Tehnologia materialelor și Semifabricatelor,
PROINVENT, București, 2002.
22. Sofroni L. – Materiale și amestecuri de formare pentru turnãtorii , Editura
Tehnicã , București, 1971.
23. Sofroni L. ș.a. – Turnarea de precizie cu modele gazeficabile din polistiren,
Editura Tehnicã , București, 1991.
24. T. Sãlãgean T. – Tehnologia procedeelor de sudare cu arc , Editura Tehnicã,
București, 1985.
25. Teodorescu A. – Tehnologia extrudãrii metalelor, Editura Tehnicã,
București, 1975.
26. Teodorescu C. – Imbinãri sudate – Editura Tehnicã, București, 1975.
27. Teodorescu M. ș.a. – Elemente de proiectarea șta nțelor și matrițelor, Editura
Didacticã si Pedagogica , București, 1983.
28. Techea P., C. Dan, X. Epure – Materiale pentru sudare standardizate,
POIDPICM, București, 1996.
29. Voicu M. ș.a. – Tehnologia materialelor – Reprografia Institutului Politehnic
Bucureș ti , București, 1974.
30. Zgurã Gh. – Tehnologia sudãrii prin topire, Editura Didacticã și Pedagogicã,
București, 1986.
31. Zgurã Gh. – Prelucrãri prin deformare la rece – Editura Tehnicã, București,
1982.