Introducere … [301988]

CUPRINS

Pag.

Introducere ………………………………………………………………………………………………………………

Capitolul 1. Memoriu de prezentare…………………………………………………………………

1.1Tragerea-procedeu de deformare plastică a metalelor…………………………………………….

1.1.1.Considerații generale………………………………………………………………………………..

1.1.2 [anonimizat]……………….

1.2. Tragerea fără filieră………………………………………………………………………………..

1.2.1.Stadiul de cunoaștere………………………………………………………………………………..

1.2.2. Avantajele procesului de tragere fără filieră…………………………………………..

1.2.3. Dezavantajele procesului de tragere fără filieră…………………………………………..

1.2.4.Principiul tragerii fără filieră……………………………………………………………………

1.2.5. Variante ale procesului de tragere fără filieră…………………………………………..

1.2.6. Limita de lucru la tragerea fără filieră………………………………………………………

1.2.7 Metode de încălzire locală a materialelor……………………………………………………

1.2.8 Principiul încălzirii electrice prin inducție a semifabricatelor metalice…………….

1.2.9 Metode de răcire locală………………………………………………………………………….

1.2.10 Parametrii procesului…………………………………………………………………………..

1.3 Instalații de tragere fără filieră. …………………………………………………………………………

1.3.1 Considerații generale ………………………………………………………………………………

1.3.2 Instalații experimentale discontinue……………………………………………………………..

1.3.3 Instalații experimentale continue………………………………………………………………………

Capitolul 2. Cercetări expermentale…………………………………………………………………………….

2.1 Instalatii experimentale………………………………………………………………………………..

2.2 Proiectarea inductorului și sistemului de racire…………………………………………………..

2.3 Echipamente de masură și control……………………………………………………………………….

2.4 Material utilizat ……………………………………………………………………………………………

2.5 Rezultate experimentale………………………………………………………………………………….

2.6 [anonimizat]……

Capitolul 3. Memoriu justificativ de calcul……………………………………………………………………..

3.1.Breviara de calcul tehnoligic…………………………………………………………………………………….

3.1.1.Reducerile maxime pe trecere………………………………………………………………………

3.1.2.Vitezele de tragere…………………………………………………………………………………

3.1.3.Forța de tragere……………………………………………………………………………………….

3.1.4.Forța de contratragere……………………………………………………………………………………

3.1.5.Puterea necesară antrenării…………………………………………………………………………..

3.1.6.Puterea necesară încălzirii………………………………………………………………………….

3.1.7.Dimensionarea cilindrilor cu plunjer…………………………………………………………….

3.1.8.Calculul distribuitoarelor……………………………………………………………………………..

3.1.9.Calculul droserelor………………………………………………………………………………….

3.1.10.Calculul inductorului……………………………………………………………………………..

3.1.11.Proiectarea motorului hidraulic rotativ cu pistonașe radiale…………………………….

3.1.12.Calculul arborelui motorului hidraulic rotativ…………………………………………..

3.1.13.Calculul forțelor ce solicită arborele motorului hidraulic rotativ…………………………

3.1.14.Calculul arcului elicoidal de compresiune……………………………………………………..

3.1.15.Calculul șurubului de mișcare…………………………………………………………………..

3.1.16.Verificarea condiției de autofrânare………………………………………………………….

3.1.17.Dimensionarea reductoarelor……………………………………………………………………..

3.1.18.Calculul arcurilor de compresiune pentru susținerea portlagărelor…………………..

3.1.19.Calculul transmisiei prin curele………………………………………………………………..

3.1.20.Deformațiile rolei……………………………………………………………………………………

3.1.21.Calculul cuplajului de siguranță………………………………………………………………….

3.1.22. Calculul cadrului cajei………………………………………………………………………

3.1.23.Calculul transmisiei prin lanț………………………………………………………………….

3.1.24.Calculul elementelor geometrice ale angrenajelor cilindrice cu dinți drepți……

3.2.Calcule de rezistență………………………………………………………………………………………………..

3.2.1. Verificarea bolțului motorului hidraulic rotativ……………………………………………….

3.2.2.Verificarea rulmentului radial-axial……………………………………………………………..

3.2.3.Verificarea angrenajului ce transmite mișcarea de rotație la rola superioară…………..

3.2.4.Verificarea penelor de fixare a roților dințate………………………………………………………

3.2.5.Verificarea la oboseală a arborelui motorului hidaulic rotativ…………………………….

3.2.6.Verificarea cuplajului Oldham………………………………………………………………………..

3.2.7.Verificarea arborilor reductorului …………………………………………………………………….

3.2.8.Verificarea lagărelor arborilor……………………………………………………………………….

3.2.9.Verificarea la flambaj a picioarelor ce susțin masa…………………………………………….

3.2.10.Verificarea penelor de asamblare a rolelor calibrate…………………………………………..

3.2.11.Verificarea angrenajelor reductorului…………………………………………………………….

3.2.12.Verificarea arborilor pe care sunt fixate rolele calibrate……………………………………..

3.2.13.Verificarea cuplajului cu gheare…………………………………………………………………….

Capitolul 4. Concluzii și direții de cercetare ulterioară………………………………………………

Bibliografie……………………………………………………………………………………………………………………

Introducere

Cerințele majore ale economiei pe piață, caracterizate prin indicatorii de calitate și productivitate, în condițiile tot mai presante ale conservării și protecției mediului înconjurător, au determinat apariția și dezvoltarea unor noi tehnologii și procedee de fabricație. Între acestea, un loc important îl ocupă tehnologiile neconvenționale sau avansate de deformare plastică ale materialelor, care se impun, datorită avantajelor tehnico-economice evidente: productivitate ridicată, pierderi minime de material și manopera pentru operațiile ulterioare de degroșare/finisare, coeficient ridicat de utilizare a materialului, diversitate mare de produse și semifabricate realizate, ca formă și dimensiuni, precizie dimensională și calitate a suprafeței ridicată, proprietăți fizico-mecanice îmbunătățite, consumuri energetice reduse în condițiile respectării protecției mediului.

În cazul procedeelor clasice de deformare plastică deformarea materialului este dată de utilizarea sculelor(matrițe). Unele materiale prezintă mari dificultăți la deformare datorită rezistenței mari la deformare sau a slabei lor ductilități. Deasemenea în majoritatea procedeelor sunt prezente forțe mari de frecare la interfața sculă-material, cu rol negativ în procesul de deformare. Pentru reducerea rezistenței la deformare și creșterea ductilității a fost introdusă deformarea la cald, dar în acest caz apar probleme cauzate de rezistența matrițelor și a lubrifiantului la temperaturi ridicate. Procedeele de deformare fără matriță rezolvă câteva dintre aceste probleme; sunt procedee de deformare la cald, fără frecare.

Lucrarea de față își propune să proiecteze o instalație de tragere fără filiera și demonstrarea eficienței procedeului în comparație cu procedeul clasic de tragere cu filieră.

Lucrarea este structurată în patru capitole. Capitolul 1 face o prezentare a stadiuluicactual al cercetărilor privind tragerea fară filieră. Capitolul 2 prezintă studiul parametrilor termo-mecanici, proprietațile mecanice și structurale ale semifabricatului rezultat în urma tragerii și metodologia expermentărilor cu accent asupra instalației de tragere fără filieră pe care s-au realizat cercetările. Capitolul 3 prezintă un memoriu de calcul în vederea proiectării unei instalații de tragere fără filieră. Capitolul 4 prezintă concluziile degerale ale lucrarii și direcțiile de cercetare viitoare.

Mulțumesc doamnei Conf. Dr. Ing. Mariana Pop pentru sprijinul, încurajările și îndrumarea acordată pe întreg parcursul elaborării acestei lucrări.

CAPITOLUL 1

MEMORIU DE PREZENTARE

Tragerea-procedeu de deformare plastică a metalelor

1.1.1.Considerații generale

Tragerea este procedeul de deformare plastică care se realizează prin trecerea forțată a unui semifabricat printr-un orificiu calibrat sub acțiunea unei forțe de tragere cu scopul reducerii secțiunii transversale și creșterii corespunzătoare a lungimii produsului. Sectiunea semifabricatului se reduce treptat spre ieșirea din focarul de deformare. În figura 1.1 este prezentată schema de principiu a procedeului de trefilare, iar figura 1.2 prezintă stare de tensiuni la trefilare.

Fig.1.1 Principiul trefilării sârmelor[13] Fig.1.2.Schema stării de tensiuni[13]

Deformarea prin trefilare/tragere se aplică pentru obținerea unor produse cu secțiune plină (sârme sau bare ) sau tubulară (țevi) cu forme ale secțiunii transversale rotunde sau profilate. Schemele de principiu pentru tragerea țevilor sunt prezentate în figura 1.3. Trefilarea sârmelor și tragerea barelor și a țevilor se realizează de obicei la rece. Pentru obținerea sârmelor din materiale cu deformabilitate redusă se folosește și trefilarea la semicald ( de exemplu wolfram, molibden, oțeluri înalt aliate ). În cazul deformării plastice la rece, în timpul procesului de trefilare/tragere sunt prezentate două fenomene: ecruisarea și texturarea.

a)Tragerea țevilor ;

b)Tragerea cu dorn fix;

c)Tragerea cu dorn flotant;

d)Tragerea cu dorn mobil

Fig.1.3. Principii de tragere a țevilor[13]

1.1.2 Factori care influențează parametrii tehnologici de trefilare-tragere

Valoarea tensiunii si valoarea forței de tragere, ca si variația acestora depinde de urmatorii factori: calitatea materialului deformat, materialul și geometria sculei de tragere, reducerea de secțiune aplicată, viteza de tragere, temperatura de deformare, condițiile de frecare din zona de deformare.

Parametrii ce carcterizează deformarea prin trefilare sunt:

Reducerea secțiunii semifabricatului

= = =1 –

Coeficienul de alungire

= = = =

Gradul de deformare logarithmic

= = =

unde sunt secțiuni transversale ale sârmei înainte de deformare cât și după tragerile i -1 și respectiv i.

În cazul trefilării-tragerii asigurarea unei lubrifieri corespunzătoare are o importanță deosebită pentru desfășurarea procedeului. În funcție de material și de dimensiunea produsului trefilat se folosesc două metode de lubrifiere: uscată și umedă.

În cazul procedeului de trefilare/tragere, elementul de bază îl reprezintă filiera. Caracteristile filierei sunt materialul constitutiv și geometria filierei.

Fig 1.4. Filiera

Influența materialului constitutiv al filierei asupra procesului de tragere și în special asupra forței și lucrului mecanic de deformare se manifestă indirect prin variația valorii coeficientului de frecare ca urmare a unor durități diferite a suprafeței a suprafeței active ale sculelor de tragere.În ceea ce privește geometria filierei doi parametri au influență asupra forței de tragere și anume unghiul zonei de deformare (sau unghiul conului de lucru) (2∙α) și lungimea zonei cilindrice (z). Figura 1.4. prezintă forma constructivă a unei filiere.

Semnificațiile notațiilor din fig.1.5. sunt următoarele:

cămașa de oțel a filierei,

miezul propriu-zis al filierei (construit din carburi metalice)

zona de intrare a filierei,

zona de deformare (conul de lucru),

zona cilindrică de calibrare,

Fig.1.5.Forma constructivă a unei filiere[13]

Compoziția chimică a materialului sculei

Influențează forța de tragere prin variația pe care o dă rezistenței la rupere a materialului. Astfel cu cât rezistența la rupere a materialului tras este mai ridicată cu atât și forța de tragere depinde de valoarea medie a limitei de curgere înainte și după deformare, rezultă că și intensitatea ecruisării materialului pentru un grad de reducere constant are o importantă influență asupra valorii forței de tragere. Astfel cu cât materialul metalic, ca urmare a compoziției și structurii sale, se ecruisează mai puternic cu atât forța de tragere va fi mai mare.

Materialul sculei de deformare

Influențează forța de tragere prin duritatea pe care o realizează pe suprafața de contact. Astfel cu cât duritatea suprafeței active a sculei de deformare este mai ridicată cu atât forțele de frecare sunt mai mici și deci forța de tragere va fi mai redusă. În ceea ce privește geometria orificiului calibrat al filierei doi parametri au o influență sensibilă asupra valorii forței de tragere: unghiul conului de lucru și lungimea zonei calibrate. Creșterea unghiului conului de lucru conduce la mărirea tensiunii de tragere ca urmare a intensificării neuniformității deformației, a creșterii vitezei de deformare și a înrăutățirii condițiilor de lucru. Pe de altă parte însă creșterea unghiului micșorează componența orizontală a forțelor de frecare și astfel forța de tragere se reduce. Pe aceste considerente în funcție de materialul metalic supus deformării, prin tragere și condițiile de tragere trebuie gasit domeniul optim al valorilor unghiului conului de lucru astfel ca forța de tragere să fie minimă.

Reducerea de secțiune

Reducerea aplicată în timpul tragerii influențează valoarea forței de tragere prin variația pe care o dă rezistenței la deformare a materialului supus deformării. Astfel prin mărirea reducerii, materialul metalic se ecruisează, crește rezistența sa la deformare și tensiunea necesară la tragere va crește. Prin creșterea gradului de reducere plasticitatea materialului metalic deformat la rece se reduce continuu cea ce face ca procesul de trefilare să se desfășoare din ce în ce mai greu. Peste o anumită valoare a gradului total de reducere aplicat deformarea nu poate continua decât dacă se aplică materialului un tratament termic de recoacere de recristalizare în vederea îndepărtării efectelor ecuisării.

Viteza de tragere

Acesta variind poate conduce atat la creșterea cât și la scăderea forței de tragere. Astfel în domeniul vitezelor reduse de tragere, ca urmare a creșterii vitezei de deformare și implicit a rezistenței la deformare, creșterea vitezei de tragere conduce la mărirea forței necesare deformarii.

Creșterea temperaturii

Acest fapt are efect pozitiv asupra condițiilor de ungere în sensul micșorării valorii coeficientului de frecare ca urmare a reducerii vâscozității lubrifiantului și în consecință forța de tragere scade. În cazul unor materiale greu deformabile se practică și tragerea la cald însă cu folosirea unor lubrifianți corespunzători (pe bază de grafit) și a unor răciri foarte intense a materialului imediat după ieșirea din zona de deformare pentru a se reduce efectul temperaturii asupra rezistenței la rupere a materialului și astfel să poată fi aplicate forțele de tragere necesare deformarii acestuia.

Condițiile de frecare

Aceste condiții pot fi influențate după cum s-a precizat mai sus prin calitatea materialului și gradul de prelucrare a sculelor de tragere cât și prin variația vitezei și temperaturii de deformare. Forțele de frecare ce apar pe suafața de contact dintre produsul tras și scula de deformare depind și de starea suprafeței semifabricatului destinat tragerii, de gradul său de ecruisare și de calitatea lubrifiantului folosit. Astfel forțele de frecare și implicit forța de tragere vor fi cu atat mai mici cu cât semifabricatul supus tragerii are o suprafață mai bine decapată, iar lubrifiantul folosit are o eficacitate mai ridicată.

1.2 Tragerea fără filieră

1.2.1.Stadiul de cunoaștere

Tragerea fără filieră este un procedeu de deformare plastică, care permite deformarea de materiale uzuale prin controlul temperaturii de încălzire/răcire locală și fără folosirea filierelor. Dintre metodele de tragere neconvențională mai puțin studiate, care prezintă câteva avantaje importante față de celelalte procedee de tragere, se remarcă procedeul de tragere fără filieră. Din cele prezentate anterior a rezultat că pentru realizarea semifabricatelor de tipul sârmelor, barelor și țevilor se utilizează astăzi ca procedeu clasic tragerea (trefilarea) prin scule numite filiere la care reducerea pe trecere este limitată de caracteristicile materialului (limita de curgere) și de condițiile tragerii (coeficientul de frecare și unghiul filierei). Prin acest procedeu se obțin semifabricate de secțiune constantă. O parte din energia consumată în procesul de tragere este cheltuită pentru învingerea frecării dintre semifabricat și filieră.

Primele investigații experimentale asupra procesului de tregere fără filiră au fost făcute în 1969 de către V.Weiss și R.Kot [11] pornind de la studiul comportării superplastice a materialelor. Profesorul J.M. Alexander de la Imperial College of London și T.W.Turner în 1974 continuă cercetările în domeniu, ocupându-se de studiul influienței diferiților parametrii asupra procesului, studiind efectul dat de gradul de deformare, viteza de deformare, temperatura materialului, metoda de încălzire [8]. Reușește să obțină la materialele studiate reduceri de până la 80%. Rezultate deosebite au fost obținute de J.M. Alexander în studiul distribuției temperaturii în focarul de deformare, fiind primul care elaborează o metodă numerică de determinare a câmpului de temperatură. În 1974 H.Sekiguchi, K.Kobatake, K.Osakada, extind experimentarile la obținerea de semifabricate cu secțiuni transversale variabile.

În ultima perioadă de timp, de studiul procesului s-au ocupat cercetătorii japonezi Y . Saotome și N . Iguchi, care au realizat o instalație de tragere fără filieră pentru studiul influienței superplasticității dinamice asupra comportării la deformare. În 1995 O. Pawelski, a elaborat o metodă analitică de deformare a câmpului termic în zona de deformare și a realizat o instalație experimentală complexă, care să permită controlul foarte precis al tuturor parametrilor procesului astfel încât să se asigure stabilitatea procesului[12]. Instalația permite aplicarea unei forțe asupra semifabricatului de 80 kN și o viteză de tragere de 20mm/s. S-au obținut rezultate acceptabile la tragerea semifabricatelor de un metru lungime și s-a ajuns la concluzia că pentru tragerea fără filieră a materialelor superplastice este nevoie de viteze mici de tragere.

În 1999 Tiernan P. Și Hillery M. au realizat o investigație asupra metodei de tragere fără filieră pentru deformarea sârmei din oțel cu conținut scăzut de carbon. În timpul tragerii odată cu creșterea vitezei peste o anumită valoare are loc ruperea sârmei. Cu cât reducerea este mai mare cu atât variația diametrului este mai mare.

La tragerea fără filieră a unei sârme la care aria secțiunii transversale variază mult se rupe foarte ușor în zona cu diametrul cel mai mic, deoarece deformarea plastică este concentrată asupra acestei zone . Această problemă a fost îndepărtată prin tragerea sârmei la temperatura mediului ambiant printr-o filieră după care sârma poate fi supusă unei noi trageri fără filieră. La viteze de tragere de maxim 3 mm/s cei doi au obținut reducerii uniforme a secțiunii transversale a sârmei pe toată lungimea acesteia.

În anul 2007 Furushima, T., Manabe, K., au realizat obtinerea de micro tuburi din aliaje superplastice pornind de la diametre de D=2mm, grosime de perete de h=0,5mm obtinandu-se diametre de D=190μm, d=91μm, cu un raport d/D constant pe lungime[8].

În 2008 Carolan R., și Tiernan P. au realizat tragerea fără filieră a unei sîrme din oțel[15].

Instalația este formată din partea de tragere propriu-zisă, echipamentul de încălzire- răcire, echipamentul de măsură și control. Diametrul inițial al sârmei a fost de 5 mm, viteza de tragere a fost între 2,5-2 mm/min, temperatura în timpul tragerii este cuprinsă între 600-7500C și presiunea aerului de răcire este cuprinsă între 2-4· 10-5 Pa. Raportul dintre viteza de tragere și viteza de deplasare a mecanismului încălzire-răcire este cuprins între 0,35-1,33. În timpul tragerii la temperatura de 7500C , viteza de tragere de 4 mm/min, viteza mecanismului de încălzire-răcire de 4 mm/min, forța critică stabilă înainte să apară gâtuirea a fost de 2,5 kN. S-a obținut o întindere de 102 mm a sărmei a cărei lungime inițială a fost de 208 mm. Precizia dimensională de-alungul lungimii sârmei a fost de .

In anul 2013 Frushima și Manabe au obținut reduceri in cazul oțelurilor inoxidabile. Reducerea maximă a suprafeței obținută a fost de aproximativ 40% din suprafața inițială a secțiunii transversale la o viteză de tragere de 0,8 mm/s. În concluzie, studiul a dezvoltat tragerea fără filieră pentru procesarea țevilor sau a sârmei.[15]

1.2.2. Avantajele procesului de tragere fără filieră

În urma cercetărilor au rezultat următoarele avantaje ale procesului în comparație cu tragerea clasică, avantaje care recomandă continuarea cercetărilor în vederea introducerii acestui nou procedeu de deformare în practica industriala:

1.absența filierei, care face ca procedeul să fie mai ieftin în comparație cu procedeul clasic de tragere cunoscându-se faptul că filierele fiind realizate din materiale deficitare sunt foarte costisitoare.

2.procesul este folosit cu rezultate bune pentru materiale care prezintă rezistență ridicată la deformare și/sau rezistență la frecare.

3.permite obținerea de reduceri de secțiune mari la o singură tragere (pana la 80%).

4.reducerea de secțiune este determinată doar de raportul dintre viteza de tragere și viteza de deplasare a sistemului de încălzire-răcire.

5.procedeul permite obținerea de produse cu secțiuni transversale variabile și programabile pe lungimea acestora prin controlul parametrilor procesului.

6.absența problemelor legate de ungere.

1.2.3. Dezavantajele procesului de tragere fără filieră

Principalele dezavantaje ale procesului constau în :

1. consumul relativ ridicat de energie electrică prin încălzire.

2. oxidarea suprafeței materialului datorită încălzirii.

3. probleme legate de precizia dimensională obținută în urma tragerii.

1.2.4.Principiul tragerii fără filieră

Principiul procedeului de tragere fără filieră este prezentat în figura 1.6.

Fig.1.6. Principiul tragerii fără filieră[9]

Fig.1.7 Principiul tragerii fără filieră a țevilor [9]

Considerând o sârmă ce intră într-o zonă de deformare cu viteza și iese cu viteza , sârma va fi întinsă dacă viteza este mai mică decăt viteza .

Reducerea de arie este:

[9] (1.1)

Acest procedeu are la bază înlocuirea filierei cu un sistem de încălzire, respectiv, răcire locala a barei sau a sârmei ce urmează a fi trasă, astfel încât deformația se va localiza în zona încălzită, unde rezistența la deformare (limita de curgere) este mai mică. Schemele, posibil de realizat, sunt prezentate in Figura.1.6, comparativ cu tragerea convențională (fig.1.6-a). Cele trei variante diferă prin mișcarea relativă dintre semifabricatul deformat (bară sau sârmă) și sistemul de încălzire, respectiv răcire, locală. Astfel în varianta arătată în figura 1.6-b sistemul de încălzire/răcire este fix, în timp ce bara este antrenată astfel încât capetele acesteia se deplasează cu viteze diferite: la intrare în zona de deformare, respectiv la ieșirea din zona de deformare. Acest lucru se poate realiza, fie prin frânarea tragerii la capătul posterior pintr-un sistem hidraulic, fie prin antrenarea mecanică sau hidraulică diferențiată a celor două capete. Reducerea astfel obținută este direct dependentă de raportul vitezelor capetelor barei, astfel:

(1.2)

Unde reprezintă aria secțiunii transversale inițiale, respectiv finale. Răcirea aplicată imediat zonei deformate, are scopul de a preveni continuarea gâtuirii și deci a ruperii, mai ales atunci când tragerea se realizează în afara condițiilor superplastice. În acest fel, tragerea fără filieră este o întindere cu gâtuire continuă,controlată, având ca rezultat obținerea unor reduceri relativ mari, fată de tragerea clasică (de circa 1,5-2 ori mai mari) în absența filierelor.

În varianta din fig. 1.6-c, are loc deplasarea sistemului local de încălzire/răcire, în sens opus tragerii, iar capătul zonei nedeformate este fix. În aceste caz, reducerea este data de relația (1.3)

Varianta din fig. 1.6-d se realizează prin deplasarea sistemului local de încălzire/răcire în același sens cu sensul de tragere al barei, iar reducerea obținută este:

(1.4)

1.2.5. Variante ale procesului de tragere fără filieră

Tabelul 1.1 prezintă cateva variante ale procesului de tragere fără filieră în funcție de sistemele de încălzire, răcire și tragere folosite.

1.2.6. Limita de lucru la tragerea fără filieră

Limita de lucru (reducerea maximă posibil de realizat) la tragerea fără filieră este determinată de ruperea materialului .Fig.1.8 prezintă un model al deformării din care rezultă că pentru a elimina ruperea materialului în zona de deformare 0- trebuie să îndeplinită condiția:

(1.5)

unde , sunt ariile inițiale și finale ale secțiunilor transversale ale semifabricatului deformat iar sunt rezistențele la deformare ale materialului la intrarea și ieșirea din zona de deformare.

Fig.1.8 Modelul deformării[9]

În cazul în care rezistența la deformare a materialului în zona de iesire din focarul de deformare nu este suficient de mare, în această zonă se va produce concentrarea deformației și ruperea materialului.

Pentru simplificare se poate presupune ca procesul de deformare nu este stabil daca:

(1.6)

Reducerea maximă posibil de obținut este dată de:

(1.7)

1.2.7 Metode de încălzire locală a materialelor

Utilizarea energiei electrice în procesele termice industriale a fost întodeauna justificată prin rațiuni economice ale căror argumente proveneau din avantajele economice ale electrotermiei. Aspectele ecologice și ergonomice au ridicat continuu valoarea proceselor electrotermice industriale astfel încât în prezent proprietățile fizice speciale ale acestei forme de energie conduc la numeroase posibilitați de utilizare în scopul îmbunătățirii produselor și proceselor tehnologice, ale protecției mediului înconjurător și al utilizării raționale a combustibililor primari

Instalații de transformare a energiei electrice în căldură sunt utilizate din ce în ce mai mult în industrie, pentru încălzirea metalelor și altor materiale, pentru tratamentul termic al metalelor.

Cele mai utilizate metode de încălzire locală a materialelor sunt:

încalzirea directă sau indirectă prin rezistența electrică

încălzire cu gaz

încălzire cu plasmă

încălzire prin inductie

În cazul tragerii fără filieră, deși metoda încălzirii prin rezistență electrică permite obținerea de viteze de tregere superioare fată de încălirea prin inducție totuși ultima este preferată datorită avantajelor sale.

Avantajele încălzirii prin inducție față de celelalte tehnologii de încălzire locală constau în primul rând în posibilitatea de transmitere a unei densități superficiale de energie electrică respectiv calorică foarte mare. Majoritatea avantajelor tehnologice si economice ale încălzirii prin inducție rezultă din posibilitatea realizării vitezelor mari de încălzire obținând:

productivitate ridicată

tendință redusă de supraâncălzire la temperaturi ridicate

oxidarea neglijabilă și decarburarea inexistentă a suprafeței

realizarea ușoară a temperaturilor înalte și reglarea simplă și precisă a penetrației curentului precum și posibilitatea controlului temperaturii

lipsa gazelor de ardere sau a vaporilor îmbunătațesc radical condițiile de lucru în comparație cu alte procedee

Dezavantajele încălzirii prin inducție sunt

investiții relativ mari

energie electrică relativ scumpă

tehnologia pretându-se pentru producția în serie

Aceste dezavantaje sunt argumentate însă acolo unde calitatea produselor necesită o tehnologie avansată.

1.2.8 Principiul încălzirii electrice prin inducție a semifabricatelor metalice

Încălzirea prin inducție este o încălzire electrică la care piesa de încălzit absoarbe o energie electrică de la sursa de curent electric, fără să fie contact galvanic cu această sursă . Transferul de energie electrică are loc prin intermediul unui câmp magnetic alternativ.

Adâncimea penetrației curentului indus în piesă este dată de relația:

[9] (1.8)

unde: ρ este rezistivitatea electrică a materialului [Ωmm]

Repartiția densității (intensității pe unitate de adâncime ) a curentului de inducție i [a/mm] nu variază liniar cu distanța măsurată de la suprafață spre centrul piesei, ci după o funcție exponențială care teoretic devine zero numai în cazul unei adâncimi infinit de mari conform fig.1.9

(1.9)

Unde este densitatea curentului indus pe suprafața piesei, considerat pentru unitatea de lungime a piesei în [A/m].

x- distanța locului în cauză de la suprafață [m]

Din formula penetrației curentului rezultă că această marime e dependentă de diametrul și forma piesei, depinzând numai de unele caracteristici fizice ale acesteia precum și de frecvența curentului folosit. Rezistivitatea electrică a metalelor depinde de compozția chimică a lor, de starea naturală și de temperatură.[9]

Fig.1.9 Variația densității de curent[9]

Ridicarea temperaturii piesei in procesul de încălzire va fi proporțională cu dezvoltarea căldurii datorită absorției energiei electrice transmise prin inducție.

Repartizarea energiei calorice în piesa încălzită poate fi scrisă

[9] (1.10)

Unde este cantitatea de căldură la suprafața piesei (x=0)

Acumularea în piesă a energiei calorice astfel repartizarea creează deasemenea o repartizare similară a temperaturii în adâncimea acesteia dupa formula :

(1.11)

Unde este temperatura la suprafața piesei după un anumit timp t.

Fig.1.10 indică repartizarea efectului caloric al curentului indus în piesă, în raport cu denistatea de curent i. Această repartizare a temperaturii este valabilă numai în cazul încălzirii inductive foarte rapide, cu putere specifică mare . În caz contrar se produce în timp și procesul de transmitere a căldurii prin inducție de la locurile cu temperatură mai ridicată (suprafață) către cele cu temperatură mai scăzută (centrul piesei) fenomen care modifică repartizarea temperaturii.

Fig 1.10 Repartizarea efectului caloric

al curentului indus [9]

Mediile de răcire locală a semifabricatelor pot fi:

-gazoase ( aer cald, gaz inert pentru prevenirea oxidării suprafeței, C gaz pentru răcire rapidă);

-lichide ( apă, ulei);

-gaze lichefiate (azot lichid);

1.2.9 Parametrii procesului

Principalii parametri ai procesului de tragere fără filieră pot fi clasificați astfel:

1.parametrii de control: temperatura de deformare T, forța de tragere F, viteza de tragere V

2.parametrii cinematici:gradul de deformare ε, viteza de deformare

3.proprietățile materialului:densitatea , conductivitatea termică λ, caldura specifică c

4.parametrii mecanici: tensiunea de tragere σ

5.parametrii de instabilitate: neomogenitatea proprietăților materialului, variațiile temperaturii, forței și vitezei de tragere

1.3 Instalații de tragere fără filieră

1.3.1 Considerații generale

Instalațiile experimentale de tragere fără filieră sunt alcătuite din trei părți principale: partea de tragere propriu-zisă, echipamentul de încălzire-răcire, echipamentul de măsură și control.

Primele instalații experimentale folosite au fost: strungul iar apoi mașinile universale de încercat(tip Instron și Buckton). Aceste instalații aveau la bază principiul discontinuu al tragerii fără filieră.[9]

Ar fi de remarcat apoi instalațiile proiectate pentru experimentarea procesului de către O. Pawelski și Y. Saotome.

Fig 1.11 prezintă un dispozitiv de încălzire cu inducție de înaltă frecvență cu putere maximă de 2 kW și o frecvență de 2,2 MHz.

1.3.2 Instalații experimentale discontinue

Fig.1.11 Schema instalației de trefilare fără filieră [7]

Fig.1.17 Instalație discontinuă verticală [11]

1.8.3 Instalații experimentale continue

Schema unei instalații continue este prezentată în Fig.1.18. Sistemul de încălzire utilizat este format dintr-un generator de înaltă fregvență cu caracteristicile: P= 3 kW și f=2 MHz și un inductor din țeavă de cupru. Distanța dintre spirele inductorului și diuzele răcitorului au fost menținute la 20 mm iar diuzele de răcire au fost fixate la 30 mm de suprafața materialului.

M: motor hidraulic

E: cuplaj

B: reductor

: angrenaj

W: roată de lanț

C: lanț

Fig.1.18. Instalație continuă de tragere fără filieră[9]

CAPITOLUL 2

CERCETĂRI EXPERIMENTALE

2.1 Instalatii experimentale

O instalație de tip discontinuu orizontală, unde cele două viteze de tragere și contratragere sunt realizate prin acționarea hidrostatică a capetelor semifabricatului la viteze și forțe variabile este prezentată ȋn figura 2.1. Dezavantajul instalației constă în sistemul de tragere hidrostatic care nu permite controlul vitezelor de tragere și contratragerea și deci a reducerilor realizate.

Pentru îmbunătațirea acesteia a fost proiectată și realizată instalația experimentală cu reducere constantă, a cărei schemă de principiu este prezentată în figura 2.2. Partea esențială a instalației este dispozitivul de încălzire-răcire cu un raport constant al vitezelor datorită celor două viteze de deplasare a capetelor semifabricatului. Dispozitivul a fost adaptat pe mașina de tracțiune existentă și constă dintr-un mecanism dublu cremalieră 4, care prin angrenarea cu două roți 3, 6 fixate pe un arbore comun 8 determină tragerea barei cu viteze diferite a capetelor, realizate prin raportul de transmitere al mecanismului și viteza motorului hidraulic 13. Încălzirea locală se realizează de către inductorul 11, răcirea zonei gâtuite se realizează prin diuza 12 alimentată cu aer comprimat.Modificând raportul de transmitere, prin înlocuirea roții dințate 3, s-au obținut diferite reduceri pe tragere care nu au fost influiențate de modificările regimului termic din sistemul de încălzire răcire. Două fotografii ale instalației expermentale sunt prezentate in figurile 2.3 și 2.4.

Fig.2.1 Schema unei instalații discontinue de tragere fără filieră

Element de compensare 8.Arbore

Lagăr I 9.Subansamblu de tragere

Roată dințată I 10.Sârmă de tras

Cremalieră 11.Inductor

Bucșă 12.Răcitor

Roată dințată II 13.Cilindru hidraulic

Lagăr II 14.Cărucior

Fig 2.2 Schema instalației discontinue cu raport constant de reducere din

laboratorul de deformari plastice

Fig.2.3 Imaginea instalației experimentale din laboratorul de deformari plastice

Fig.2.4 Imaginea sistemului de tragere-contratragere

2.2 Proiectarea inductorului și sistemului de racire

Încălzirea locală este realizată prin inducție, inductorul (figura 2.5) propriu-zis fiind realizat din țeavă de cupru cu diametrul de 3 mm, format din 3 spire având diametrul interior de = 6 mm, înălțimea inductorului mm, grosimea peretelui țevii a=3 mm, randamentul energetic al inductorului fiind cu atât mai bun cu cât raportul dintre diametrul piesei și al inductorului este mai aproape de unitate, adică cu cât distanța radială dintre inductor și suprafața piesei este mai mică, condiție necesară micșorării dispersiei în aer a câmpului magnetic al inductorului. Alimentarea s-a realizat de la un generator de înaltă frecvență (50MHz, P= 5 KW) . Răcirea s-a realizat cu aer comprimat prin sistemul de răcire (figura 2.6), prevăzut cu o fantă reglabilă, care permite variația vitezei de răcire prin variația presiunii aerului. Distanța dintre inductor și dispozitivul de răcire este de 20mm.

Fig 2.5 Forma inductorului Fig.2.6 Forma dispozitivului de răcire

2.3 Echipamente de masură și control

Echipamentul de măsură și control trebuie să permită controlul precis al parametrilor ce influențează procesul de deformare determinând stabilitatea lui.

Principali parametrii sunt: temperatura, vitezele de deplasare a materialului la intrarea și iesirea din inductor ( focarul de deformare), forța de tragere. Măsurarea cât mai precisă a acestor parametrii și posibilitatea controlului lor asigură reduerea secțiunii semifabricatului fără apariția ruperii. Sistemul de măsurare al principalilor parametrii ai procesului este compus din: traductori, aparate de amplificare și înregistrare.[2]

Pentru măsurarea forțelor de tragere s-au folosit traductori de forță tensometrici iar pentru deplasări s-a folosit un traductor de cursă inductiv de 100 mm, amplificarea fiind realizată de un tensometru electronic cu 6 canale tip N2302, iar înregistrarea fiind realizată pe monitorul unui calculator electronic IBM 286SX prevăzut cu o placă de achiziție de date PC26AT, produsă de firma AMPLICON LIVE LINE LIMITED din Brighton, U.K și utilizată metoda aproximațiilor succesive. Placa are următoarele caracteristici: 16 canale multiplexate pentru conversii A/D, cu tensiuni de intrare selectabile cu ajutorul unor conectoare, după cum urmează +/- 1V, +/- 2V, +/- 5V, +/-10V, tensiuni bipolare și 2V, 4V și 10V, tensiuni unipolare; posibilitatea de a lucra cu acces direct la memoria internă a calculatorului; posibilitatea de a măsura frecvența unor semnale externe.[9]

Măsurarea temperaturii suprafeței materialului se poate realiza cu sisteme în contact direct cu suprafața sau fără contact. Astfel a fost utilizat un pirometru optic de tip PYROMET poziționat la intrarea și ieșirea din zona de deformare. Dificultatea măsurării temperaturii constă în faptul că deformarea nu este staționară și deasemenea datorită accesului dificil în zona de deformare.

Viteza de tragere a fost dată de viteza motorului hidraulic care a realizat tragerea. Pe durata măsurătorilor efectuate, viteza de tragere s-a menținut constantă. Stabilirea vitezei de tragere s-a făcut utilizând traductorul de cursă și înregistrând variația cursei în funcție de timp. Viteza de contratragere a fost determinată din raportul de transmitere al mecanismului cu roți dințate. Raportul de transmitere a fost modificat prin înlocuirea uneia din roțile dințate, obținându-se astfel diferite reduceri pe trecere, care nu au fost influențate de modificările regimului termic din sistemul de încălzire-răcire.

Experimentele realizate au urmărit:

– demonstrarea viabilitătii procedeului de tragere făra filieră pentru un tip de material ȋn condiții de deformare diferite ( temperatură, viteze de tragere);

-studiul influentei temperaturii și vitezei de tragere asupra forței de tragere;

– infuența raportului vitezelor de tragere V0/V1 asupra reducerii de secțiune;

-studiul preciziei dimensionale .

2.4 Material utilizat

Materialul utilizat pentru studiul experimental a fost:EN 10058 S235JR. Compoziția materialului studiat este prezentată în Tabelul 2.1 .

Tabelul 2.1

Principalele caracteristici termo-fizice ale materialelor studiate sunt prezentate în Tabelul 3.2

Tabelul 2.2

EN 10058 S235JR este oțel slab aliat, cu un grad de aliere sub 5% și pot fi aliate cu Cr, Ni, Mn, Cr-Ni, Cr-Mn, Cr-Ni-Mo etc.

Aceste oțeluri prezintă o structură asemănătoare oțelurilor carbon hipoeutectoide, alierea perlitei și feritei conferindu-le proprietăți superioare acestora :grăunți mai fini, călibilitate mai ridicată, rezistență și duritate mărite.

2.5 Rezultate experimentale

Deformarea s-a realizat in urmatoarele domenii de viteze de tragere și temperaturi :

V0= 0,75-2,5 mm/s, T0 = 700-11000C, D0= 4 mm; 2 mm pentru EN 10058 S235JR

Vitezele de contratragere au fost determinate utilizand vitezele de tragere și raportul de transmitere al roților dințate i:

(2.1)

; z1=61; z2=38

V1= 0,46 – 1,5 mm/s

În figurile de mai jos sunt prezentate două diagrame de variație forță-cursă rezultate în urma încercărilor realizate.

În figura 2.7-a) este prezentat variația forței de tragere în funcție de cursă pentru diametrul de 2 mm a semifabricatului. Se poate observa că prin creșterea temperaturii forța necesară deformării scade. Se poate observa că la viteze de tragere de V0= 2,5 mm/s semifabricatul se rupe indiferent de temperaturile aplicate datorită vitezelor de răcire insuficiente.

Fig.2.7-a)

În figura 2.7-b) este prezentat variația forței de tragere în funcție de cursă la diametrul de 4 mm a semifabricatului. Cele mai bune rezultate au fost obținute la temperatura de 850oC; 1000oC;1100o C și viteza de tragere de 1,5 mm/s.

Fig.2.7-b)

Pentru materialele studiate procesul a fost stabil pentru viteze de tragere sub 2 mm/s și pentru toate temperaturile. Peste viteze de tragere de 2 mm/s procesul a fost instabil ducând la ruperea sârmelor.

Acest fenomen poate fi explicat fie prin timpul insuficient care nu a permis propagarea temperaturii și încălzirea uniformă pe secțiune a sârmei, fie prin viteza prea mică de răcire.

Pe baza înregistrărilor forță-cursă au fost trasate curbele de variație tensiune- deformație. Figura 2.8 prezintă variația tensiunii de deformare funcție de deformație pentru materialul EN 10058 S235JR.

Fig.2.8

Se poate observa că prin creșterea temperaturii de deformare tensiunea necesară deformării scade.

Creșterea temperaturilor de deformare determină micșorarea efortului de deformare pentru toate materialele studiate. O influență deosebită asupra efortului de deformare o are și valoarea gradului de deformare(coeficientul de întindere) al semifabricatului. Pentru toate materialele studiate s-a observat că prin creșterea gradului de deformare, efortul de deformare crește.

În imaginile din figura 2.9 sunt prezentate câteva dintre semifabricatele trase EN 10058 S235JR.

Fig.2.9 Semifabricate rezultate in urma tragerii fără filieră

2.6 Analiza microstructrala si proprietățile fizico-mecanice ale semifabricatelor trase

Analiza microstructurală

În vederea studiului microstructurii semifabricatelor trase au fost luate probe din cele 3 zone semnificative: zona nedeformată(1), zona gâtuită(2) și zona deformată(3), în urma secționării longitudinale a semifabricatelor conform figurii 2.10.

Fig.2.10

După înglobarea în rășină sintetică, probele au fost șlefuite cu hârtie abrazivă de diferite granulații (200….800), iar apoi lustruite cu alumină metalografică pâslă. Atacul chimic al suprafeței probelor s-a realizat cu reactiv de tip nital ce conține între 2-5% acid azotic și alcool etilic. Analiza microstructurii s-a realizat cu ajutorul unui microscop metalografic tip OLYMPUS.

Studiu de microscopie optică

În figura 2.11 este prezentat microscopul optic pe care s-au analizat microstructurile după tragere ale unui semifabricat din oțel carbon marca EN 10058 S235JR.

Fig.2.11 Imagine a microscopului optic

Studiu de microscopie electronică

Imaginile aliajelor EN10058 S235JR au fost realizate pe Microscop electronic de baleiaj (SEM) JSM-5600 LV (jed).

Structura inițială a materialului EN 10058 S235JR este prezentata in figura 2.12 a.

Fig.2.12-a)

Structurile materialului pentru diferite conditii de tragere sunt prezentate in figurile 2.12.b si 2.12.c.

d=2 mm; T=8500C EN 10058 S235JR

Fig.2.12-b)

d=4 mm; T=8500C EN 10058 S235JR

Fig.2.12-c)

În figurile 2.12.d si 2.12.e sunt prezentate imaginile de microscopie electronică obținute in secțiune ruptă care demonstrează ruperea ductilă în cazul tuturor semifabricatelor. Ruperea ductilă se realizează în urma unor procese de deformare plastică puternic solicitată. Creșterea fisurii are loc prin formare de porozități și coalescența acestora, drumul fisurii urmând, în general, o direcție înclinată la 45 fată de direcția sarcinii.

d=2 mm; T=8500C EN 10058 S235JR

Fig.2.12-d)

d=4 [mm]; T=8500C EN 10058 S235JR

Fig.2.12-e)

În toate imaginile tipul de rupere este rupere de tip ductilă, deoarece se pot observa gropițele, ruperea făcându-se transgranular. Sunt observate la suprafața ruptă trei tipuri de gropițe: gropițe de dimensiuni mari cauzate de particulele grosiere, gropițe mijlocii cauzate de precipitatele de la limita de grăunți și gropițe de mici dimensiuni cauzate de densitatea mare a particulelor fine.

Diferența de ductilitate între materiale se poate observa pe suprafața zonelor rupte.

Studiul durității

Fig.2.13 Imagine a durimetrului electronic

Determinările de duritate au fost realizate utilizând metoda Vickers, datorită intervalului larg de măsurare pe care îl permite.

Variația durității cu temperatura pentru EN 10058 S235JR este prezentata în figura.2.14.

Fig.2.14 Variatia duritatii cu temperatura de deformare

Duritatea semifabricatelor trase crește prin creșterea temperaturii de deformare.

Aplicarea unui tratament termic semifabricatelor trase poate fi realizată fie în timpul, fie ulterior procesului de tragere. Aceste tratamente pot fi: căliri, normalizări, tratamente termomecanice.

Procedeul de tragere fără filieră poate fi considerat ca fiind un tratament termomecanic; deformarea influențand cinetica și mecanismul tranformărilor de fază și structurale ce au loc la operațiile ulterioare de tratament termic. Principial, tratamentul termomecanic de temperatură înaltă constă în deformarea plastică la temperatură ridicată a materialului adus în stare monofazică, urmată de o răcire rapidă pentru împiedicarea desfășurării proceselor de recristalizare și fixarea stării structurale care a luat naștere prin deformarea la cald.

Principalele proprietăți îmbunătățite în urma tratamentelor termomecanice de temperatură înaltă sunt: rezistența la tracțiune și tenacitatea.

Parametrii tehnologici principali care influențează rezultatele tratamentelor termomecanice sunt: temperatura de austenitizare, temperatura de deformare, gradul de deformare, viteza de răcire după deformare, temperatura de revenire.

CAPITOLUL 3

MEMORIU JUSTIFICATIV DE CALCUL

3.1.Breviar de calcul tehnologic

Sârma aleasă pentru care se face reducerea de secțiune de la diametrul de 4 mm la diametrul de 2 mm este confecționată din oțelul EN 10058 S235JR.

Diametrul inițial al sârmei trefilate este

Diametrul final al sârmei trefilate este

Temperatura de încalzire a sârmei

3.1.1.Reducerile maxime pe trecere

Gradul de reducere maxim:

(3.1)

Din formula extragem care este: (3.2)

În urma calculelor rezultă că este nevoie de executarea a patru treceri (deci 4 filiere) pentru a se ajunge de la diametrul de 4 milimetri la diametrul de 2 milimetri.

3.1.2.Vitezele de tragere

(3.3)

Rezultă ca viteza de tragere .

3.1.3.Forța de tragere

(3.4)

3.1.4.Forța de contratragere

Fig.3.1

(3.5)

Vitezele de rotație a rolelor de tragere si contratragere:

-viteza de rotație a rolelor de tragere

-viteza de rotație a rolelor de frânare

(3.6)

(3.7)

(3.8)

Condiția care trebuie indeplinită pentru a se evita patinarea rolelor:

Fig.3.2

(3.9)

3.1.5.Puterea necesară antrenării

(3.10)

3.1.6.Puterea necesară încălzirii

(3.11)

-densitatea materialului tras

-diametrul inițial al sârmei trase

-viteza de tragere

-căldura masică specifică

=20;

3.1.7.Dimensionarea cilindrilor cu plunjer

Fig.3.3 Cilindru cu plunjer

(3.12)

(3.13)

Jocul între plunjer si cilindru se adoptă j=1.

Diametrul interior al cilindrului:

(3.14)

Ca material pentru execuția cilindrului se alege P265GH, SR EN 10028-2:2009, astfel că rezistența admisibilă la întindere se poate considera: [1]

Grosimea pereților cilindrilor este:

[1] (3.15)

Diametrul exterior al cilindrului:

(3.16

Lungimea cilindrilor s-a ales constructiv.

În figura de sus este prezentată schema hidraulică a instalației de tragere fără filieră.

Rolele de tragere 1 si cele de contratragere 3 au turațiile de 21 rot/min si 8 rot/min. Ele sunt antrenate prin intermediul a doua reductoare 7 de către un motor hidraulic rotativ cu turațiile de 100 rot/min. Antrenarea instalației se face cu două electropompe.

Motoarele hidraulice proiectate sunt motoare cu pistonașe radiale cu turația de 100 rot/min si presiunea nominală de 80 bar.

Puterea motorului electric de antrenare:

(3.17)

(3.18)

(3.19)

Debitul fluidului de antrenare:

P-puterea de antrenare; p-puterea nominală

(3.20)

Cilindreea motorului:

(3.21)

S-au ales două electropompe cu codul 21-21.31-23.1:

3.1.8.Calculul distribuitoarelor

Aria de trecere a distribuitorului:

[1] (3.22)

A-aria orificiului de intrare a distribuitorului

-debitul maxim ce trece prin distribuitor

-viteza de curgere admisibilă prin distribuitor care a fost adoptată 4 m/s.

(3.23)

3.1.9.Calculul droserelor

Pentru predimensionarea droselului secțiunile externe ale acestuia sunt:

[1] (3.24)

[1] (3.25)

-coeficientul de debit care are valoarea

-coeficient dependent de unitațile de masură in care se exprimă mărimile ce intră in relație si care are valoarea 0.885

-căderea de presiune în drosel care este cuprins în intervalul

3.1.10.Calculul inductorului

Încălzirea semifabricatului pentru a putea fi tras se realizează cu un inductor din țeavă de cupru cu secțiune circulară,iar pentru a preveni gâtuirea si ruperea sârmei zona incalzită este imediat răcită cu aer comprimat printr-un sistem de răcire.Se acordă o atenție deosebită realizării inductorului și a întregului sistem de încălzire, deoarece cu cât randamentul sistemului de încălzire este mai apropiat de unitate cu atât consumul energetic este mai mic. Randamentul energetic al inductorului este cu atât mai bun cu cât raportul dintre diametrul piesei și a inductorului este mai aproape de unitatea, adică cu cât distanța radială dintre inductor și suprafața piesei este mai mică. Răcirea inductorului se face cu apă, azot sau dioxid de carbon lichid. În funcție de agentul de răcire diferă viteza de răcire a acestuia.

Materialul din care se face inductorul este cupru electrolitic, forma constructivă a secțiunii inductorului fiind circulară sau pătrată.

Avem următoarele date: diametrul semifabricatului , lungimea semifabricatului , frecvența , puterea specifică si timpul de încălzire .

Mai jos sunt prezentate relațiile de calcul specifice inductorului[14].

Diametrul inductorului:

(3.26)

Lungimea inductorului:

(3.27)

Adâncimea de pătrundere a curentului:

(3.28)

(3.29)

Rezistența și reactanța cilindrului:

(3.30)

(3.31)

Reactanța:

(3.32)

(3.33)

Reactanța de dispersie a inductorului:

(3.34)

Coeficientul de raportare a rezistenței cilindrului:

(3.35)

Rezistența raportată a cilindrului:

(3.36)

Reactanța raportată:

(3.37)

Grosimea conductorului inductor se alege cât mai aproape de grosimea optimă

(3.38)

(3.39)

Rezistența si reactanța conductorului inductor:

(3.40)

(3.41)

Valorile rezistenței,reactanței si impedanței echivalente ale inductorului:

(3.42)

(3.43)

(3.44)

Randamentul inductorului:

(3.45)

Factorul de putere al inductorului:

(3.46)

Puterea utilă medie in semifabricat:

(3.47)

Pierderile de căldură prin cilindrul isolator:

(3.48)

Puterea medie in inductor:

(3.49)

Solenația inductorului:

(3.50)

Tensiunea pe o spiră a inductorului:

(3.51)

Numărul de spire al inductorului:

(3.52)

3.1.11.Proiectarea motorului hidraulic rotativ cu pistonașe radiale

n=100 rot/min; p=80 bar

Ca lichid de lucru pentru circuitul hidraulic al instalației se alege ulei H 15 STAS 871/2-90.

Randamentul total al motorului este :[1]

Debitul necesar realizării puterii impuse:

(3.53)

p=80 bar; P=402 W

Cilindreea maximă a motorului [1]

(3.54)

Numărul de pistonașe ale motorului este z=5.

Întrucât pistonașele motorului sunt sub formă de bile având diametrul d, cursa maximă a unui pistonaș va fi:

(3.55)

Cilindreea motorului hidraulic rotativ cu pistonașe radiale este dată de relația [1]:

(3.56)

Rezultă:

(3.57)

Ca pistonașe se vor utiliza bile cu rulment STAS 6577-70 avand d=26 mm.

Dimensiunile celorlalte elemente ale motorului hidraulic s-au adoptat constructiv.

Excentricitatea maximă a carcasei va fi [1]:

(3.58)

Se adoptă valoarea e=6 mm.

Determinarea caracteristicilor tehnice ale motorului:

Cilindreea maximă:

(3.59)

Turația maximă: n=100 rot/min

Debitul maxim consumat la turația nominală:

(3.60)

Puterea maximă:

(3.61)

Momentul maxim la turația nominală:

(3.62)

3.1.12.Calculul arborelui motorului hidraulic rotativ

Materialul pentru arbore: E295 SR EN 10025-2:2004.

Ținând cont de natura variației efortului de torsiune care este pulsator si de natura variației efortului de încovoiere care este alternant simetric,rezistența admisibilă la încovoiere este .

Rezistența admisibilă convenționala la solicitarea de torsiune a arborelui:

[3] (3.63)

Diametrul necesar al cuptorului de arbore este dat de relația:

(3.64)

Se adoptă un capăt de arbore canelat de 20 mm STAS 1768-86 in vederea minimalizării lungimii lui.

3.1.13.Calculul forțelor ce solicită arborele motorului hidraulic rotativ[1]

Componentele rezultantei forțelor care solicită lagărele rotorului motorului hidraulic rotativ cu pistonașe radiale sunt [1]:

(3.65)

p-presiunea maximă de alimentare a motorului

d-diametrul pistonașelor

z-numărul pistonașelor

R-raza carcasei statorice pe calea de rulare a bilelor

(3.66)

Rezultanta:

(3.67)

Fig.3.5

În figura de mai sus este prezentată schița arborelui motorului hidraulic rotativ,schema de încărcare si diagramele forțelor tăietoare,respectiv a momentelor încovoietoare si de torsiune. Arborele se consideră simplu rezemat în centrele de presiune ale rulmentului radial-axial.

Reacțiunea H: (3.68)

Reacțiunea se determină din ecuația momentelor scrisă față de secțiunea 2:

(3.69)

(3.70)

Reacțiunea este dată de condiția de echilibru a forțelor:

(3.71)

Determinarea momentelor încovoietoare se face pe porțiuni considerand momentele de la stânga secțiunii:

(3.72)

(3.73)

-pentru:

(3.74)

(3.75)

(3.76)

-pentru:

(3.77)

(3.78)

Verificarea rezistenței la solicitări compuse se efectuează pe secțiunea cea mai periculoasă care este secțiunea 1.

Modulul de rezistență axial pentru această secțiune este:

(3.79)

Coeficientul care ia în considerare modul diferit de variație a solicitărilor de încovoiere si torsiune este:

(3.80)

Efortul unitar redus:

(3.81)

3.1.14.Calculul arcului elicoidal de compresiune

Indicele arcului se adoptă: i=4

Diametrul spirei se adoptă: d=2 mm

Diametrul de infășurare:

[3] (3.82)

Diametrul exterior al arcului:

[3] (3.83)

Diametrul interior al arcului:

[3] (3.84)

Coeficientul de formă al arcului

[3] (3.85)

Sarcina maximă:

[3] (3.86)

-rezistența admisibilă la torsiune pentru materialul din care este confecționat arcul, pentru C55E,SR EN 10132-3:2000 și are valoarea =550 N/.

Săgeata maximă aleasă constructiv: f=10 mm

Numărul de spire active ale arcului:

[3] (3.87)

Numărul de spire de rezemare ale arcului:

Numărul total de spire:

[3] (3.88)

Pasul arcului nesolicitat,t:

[3] (3.89)

(3.90)

Lungimea arcului blocat:

[3] (3.91)

3.1.15.Calculul șurubului de mișcare

În figura de mai jos este prezentată schema de încărcare a carcasei statorice in care sunt reacțiunile componentelor si care au fost determinate și sunt egale in modul cu acestea.

Fig.3.6 Schema de încărcare a carcasei statorice

Momentul de rotație a carcasei statorice față de articulația O este:

(3.92)

Forțele care solicită șurubul datorate acestui moment de rotație sunt:

(3.93)

Forța totală care încarcă șurubul de mișcare este:

(3.94)

Dimensionarea șurubului:

Materialul șurubului este S275JR,SR EN 10025, cu limita de curgere .

Rezistența admisibilă la compresiune:

(3.95)

Diametrul interior al șurubului[3]:

(3.96)

Se adoptă un filet S10x2,STAS 2234/1-75 având:

3.1.16.Verificarea condiției de autofrânare

Considerând pentru materialele cuplului șurub-piuliță care este oțel de fontă,un coeficient de frecare µ=0.15

Unghiul de frecare redus va fi [3]:

(3.97)

Unghiul mediu de înclinare a spirei [3]:

(3.98)

Rezistența la compresiune a șurubului este[3]:

(3.99)

Momentul de răsucire din cupla elicoidală este:

(3.100)

Efortul unitar de răsucire [3]:

(3.101)

Rezistența la solicitare compusă [3]:

(3.102)

Dimensionarea piuliței:

Considerăm presiunea admisibilă =6 , iar numărul de spire va fi [3]:

(3.103)

Lungimea piuliței[3]:

(3.104)

3.1.17.Dimensionarea reductoarelor

Fig.3.7 Schema cinematică a reductorului cu două trepte

Reductorul cilindric cu două trepte asigură transmiterea mișcării la caja de contratragere.

[10] (3.105)

-momentul de torsiune

(3.106)

-puterea pe arborele 1

-randamentul curelelor

(3.107)

Raportul total de transmisie: ;

(3.108)

[10] (3.109)

-momentul de torsiune pe arborele 1

(3.110)

-puterea pe arborele 2

(3.111)

(3.112)

[10] (3.113)

-momentul de torsiune pe arborele 2

(3.114)

(3.115)

(3.116)

(3.117)

-momentul de torsiune pe arborele 3

La nivelul rolei inferioare:

(3.118)

(3.119)

(3.120)

(3.121)

-momentul de torsiune pe rolă

Diametrele capetelor de arbori:

-arbore de intrare:

(3.122)

-arbore intermediar:

(3.123)

-arbore ieșire:

(3.124)

Fig.3.8

[10] (3.125)

(3.126)

(3.127)

[10] (3.128)

(3.129)

(3.130)

(3.131)

[10] (3.132)

(3.133)

3.1.18.Calculul arcurilor de compresiune pentru susținerea portlagărelor

Fig.3.9 Arc de compresiune

Indicele arcului se adoptă: i= 4

Diametrul spirei: d=5 mm

Diamtrul de înfășurare: [3] (3.134)

Diametrul exterior al arcului: [3] (3.135)

Diametrul interior al arcului: [3] (3.136)

Coeficientul de formă a arcului: [3] (3.137)

Sarcina maximă a arcului:

Arcul este executat din C55E,SR EN 10132-3:2000.

Săgeata maximă a arcului: f=10 mm

Numărul de spire active: [3] (3.138)

3.1.19.Calculul transmisiei prin curele

Conform puterii de 0.402 KW si turației de 100 rot/min se alege cureaua trapezoidală îngustă tip SPZ,STAS 1164/1-91.

Diametrul roții motoare: STAS 1767-67.

Diametrul roții mari de curea:[10] (3.139)

-raportul de transmitere al transmisiei prin curele,

Fig.3.10 Schema de calcul a transmisiei prin curele

Distanța axială:

[10] (3.140)

Se alege A=200 mm

Unghiurile de înfășurare:

(3.141)

(3.142)

(3.143)

;

Lungimea curelei:

[10] (3.144)

=1000 mm

Recalcularea distanței axiale:

(3.145)

(3.146)

Numărul de curele necesare:

(3.147)

-coeficient de lungime

-coeficient de funcționare

-coeficient de infașurare

-puterea de transmisie

-puterea ce o transmite o curea ,STAS 1164/1-91.

;=0.95 z=4 curele (3.148)

Frecvența îndoirilor:

(3.149)

=40 înd/sec

-viteza periferică a curelei

(3.150)

(3.151)

Forța utilă:

(3.152)

Forța de întindere a curelei:

(3.153)

Reacțiunea pe arbori:

(3.154)

3.1.20.Deformațiile rolei

Fig.3.11

(3.155)

-săgeata datorată momentelor încovoietoare

-săgeata datorată acțiunii forțelor tăietoare

(3.156)

(3.157)

3.1.21.Calculul cuplajului de siguranță

S-a ales un cuplaj de siguranță cu gheare frontale,folosite la viteze mici de rotație,pentru transmiterea de momente mici de torsiune. Ghearele au de obicei formă trapezoidală,iar suprafețele lor active pot fi elicoidale sau plane.

Fig.3.12

Precizia de intrare in funcțiune a acestor cuplaje este influențată mult de starea suprafețelor active ale ghearelor,acestea trebuie să aibă duritate corespunzătoare,rezistență la uzură si capacitatea de a rezista sarcinilor cu șoc. Ghearele sunt executate din oțel de cementare C10E, SR EN 10084:2008, cu călire ulterioară la 56-57 HRC.

Momentul de torsiune capabil [4]:

(3.158)

Rigiditatea arcului de apăsare:

(3.159)

(3.160)

M-momentul de înfășurare

R-raza de înfășurare

Diametrul spirei arcului[3]:

(3.161)

Pentru materialul C55E,SR EN 10132-3:2000, =550 N/.

Momentul de torsiune la sfârșitul decuplării[4]:

(3.162)

31.22. Calculul cadrului cajei[5]

Cadrul cajelor este de tip închis executat din GE 300 cu =55 daN/,iar

În figura de mai jos este prezentată repartiția momentelor încovoietoare pe conturul cadrului:

Fig.3.13 Repartiția momentelor încovoietoare pe conturul cadrului

(1.163)

(1.164)

Momentul de inerție al traversei superioare este:

(1.165)

Momentul de inerție al coloanelor este:

(1.166)

Momentul este:

(1.167)

Montanții sunt solicitați la întindere de forța , încovoiere, iar traversele sunt solicitate la încovoiere de .

(3.168)

(3.169)

(3.170)

(3.171)

3.1.23.Calculul transmisiei prin lanț

(3.172)

Pasul roții de lanț:

(3.173)

Distanța axială:

(3.174)

(3.175)

Viteza lanțului:

(3.176)

(3.177)

(3.178)

Numărul de zale ale lanțului:

(3.179)

Lungimea lanțului:

(3.180)

Forța utilă:

(3.181)

Numărul rândurilor de lanț:

(3.182)

Fig.3.14 Schema de calcul a transmisiei prin lanț

3.1.24.Calculul elementelor geometrice ale angrenajelor cilindrice cu dinți drepți

Numărul de dinți:

Modulul se determină din calculul de rezistența:

(3.183)

(3.184)

Coeficienți de deplasare de profil s-au ales:

Unghiul de antrenare[10]:

(3.185)

Coeficientul de modificare a distanței dintre axe[10]:

(3.186)

Distanța axială[10]:

(3.187)

Coeficientul de scurtare a înalțimii dinților:

(3.188)

Înalțimea dinților:

(3.189)

Diametrul cercurilor de divizare[10]:

(3.190)

(3.191)

Diametrul cercurilor de bază[10]:

(3.192)

(3.193)

Diametrul cercurilor de rostogolire[10]:

(3.194)

(3.195)

Diametrul cercurilor exterioare:

(3.196)

(3.197)

Diametrul cercurilor interioare:

(3.198)

(3.199)

3.2.Calcule de rezistență

3.2.1. Verificarea bolțului motorului hidraulic rotativ

Ca material pentru execuția bolțului s-a ales C45, SR EN 10083-2:2006, având.

Verificarea bolțului se face pe baza schemei de încărcare prezentată în figura următoare la strivire, forfecare și încovoiere.

Fig.3.15 Schema de încarcare a bolțului la stivire, forfecare și incovoiere

Determinarea forței care încearcă bolțul:

unde (3.200)

(3.201)

Verificarea la strivire între bolț și carcasă:

(3.202)

Verificarea la strivire între bolț si ochiul stratorului:

(3.203)

; ;

(3.204)

Verificarea la forfecare:

(3.205)

(3.206)

Verificarea la încovoiere

(3.207)

(3.208)

Verificarea spirei filetului șurubului de mișcare:

Spirele filetului se verifică la încovoiere

(3.209)

(3.210)

– înălțimea activă a filetului

(3.211)

– grosimea spirei pe diametrul d1

Verificarea spirei la forfecare

(3.212)

(3.213)

3.2.2.Verificarea rulmentului radial-axial

-cu bile pe două rânduri, pe care este montat arborele motorului hidraulic

Capacitatea de încercare pentru rulment 3210 SR EN ISO 7391-1:2006 este C = 55,4 KN

Sarcina echivalentă:

(3.214)

Exponentul durabilitații pentru rulmenții cu bile este: p = 3

Durabilitatea[10]:

(3.215)

Durata de funcționare a rulmentului

(3.216)

3.2.3.Verificarea angrenajului ce transmite mișcarea de rotație la rola superioară

Este un angrenaj cilindric cu dinți drepți.

-pinion C50

-roata E295

Verificarea la presiune de contact:

(3.217)

– factorul punctului de rostogolire

(3.218)

– unghiul de angrenare

– factor de material = 87

– forta tangențial ce acționează în angrenaj

(3.219)

– momentul de torsiune la axul pinionului

– factor dinamic interior

– factor de suprasarcină exterioară

– factor de repartiție a sarcinii pe lațimea danturii

b – lățimea danturii; b= 30mm

i – raportul de transmitere

(3.220)

Verificarea la încovoiere:

(3.221)

– factor de repartiție a sarcinii pe lățimea danturii

– factor de repartiție frontală a sarcinii

– factor de formă a dintelui

3.2.4.Verificarea penelor de fixare a roților dințate

S-au folosit pene paralele A 8x7x18.

Materialul de execuție a penelor este E335:

Verificarea la presiune de contact[10]:

(3.222)

h – înălțimea penei h=7mm

l – lungimea penei l=18mm

d – diametrul ajustajului d=25mm

Verificarea la forfecare[10]:

(3.223)

3.2.5.Verificarea la oboseală a arborelui motorului hidaulic rotativ

Coeficientul de siguranță la oboseală se calculează conform relațiilor din [5]:

(3.224)

– coeficient efectiv de concentrare

– factor dimensional

– coeficient de calitate a suprafeței

– amplitudinea ciclului de solicitare

(3.225)

– rezistența la oboseală a materialului din care e confecționat arborele

Coeficientul de siguranță la oboseală pentru tensiunile tangențiale

(3.226)

– efort unitar mediu al ciclului de solicitare

(3.227)

(3.228)

Coeficientul global de siguranță la oboseală

(3.229)

Coeficientul admisibil de siguranță la oboseală

(3.230)

În urma calculelor rezultă ca arborele motorului hidraulic rezistă la oboseală.

3.2.6.Verificarea cuplajului Oldham

Fig.3.16 Cuplajul Oldham

-momentul de torsiune capabil să îl trasmită cuplajul[4]:

(3.231)

(3.232)

;

Fig.3.17 Schema de încărcare a cuplajului[4]

3.2.7. Verificarea arborilor reductorului

Arbore de intrare C45:

(3.233)

– rezistența admisibilă a materialului

– rezistența la solicitări variabile

– factor dimensional

– coeficient de calitate a suprafeței;

(3.234)

– coeficient de siguranță;

– factori ce depind de condițiile de funcționare respective de tipul mașinii

; =2

– coeficient ce ține seama de concentratorii de tensiune;

Fig.3.18 Schemaă de acționare a forțelor pe arborele de intrare

–reacțiunile orizontală respectiv verticală din lagărul A

–reacțiunile orizontală respectiv verticală din lagărul B

–forța tangențială ce acționează în angrenaj

–forța radială din angrenaj

(3.235)

– forța dată de curea;

a =180 mm; l= 270 mm; c= 50 mm

În plan orizontal, diagrama de momente este prezentată in figura următoare:

Fig.3.19 Diagramă de momente încovoietoare

(3.236)

(3.237)

(3.238)

(3.239)

Momentele încovoietoare:

(3.240)

(3.241)

(3.242)

(3.244)

(3.245)

(3.246)

(3.247)

(3.248)

+c (3.249)

În plan vertical:

(3.250)

(3.251)

(3.252)

(3.253)

Fig.3.20 Diagramă de momente încovoietoare

(3.254)

(3.255)

(3.256)

Momentul încovoietor este maxim la x=a.

(3.257)

(3.258)

(3.259)

(3.260)

Arborele intermediar:

Schema de acționare a forțelor:

Fig.3.21 Schemaă de acționare a forțelor pe arborele intermediar

– reacțiunile orizontală respectiv verticală din lagărul A

– reactiunile orizontală respectiv verticală din lagărul B

a = 95 mm; b = 85 mm; l = 270 mm

Simbolurile forțelor au semnificațiile celor prezentate anterior

(3.261)

În plan orizontal (3.262)

(3.263)

(3.264)

(3.265)

Fig.3.22 Schemaă de acționare a forțelor

In plan vertical similar:

(3.266)

(3.257)

(3.268)

(3.269)

Arborele de ieșire:

Fig.3.23 Schemaă de acționare a forțelor pe arborele de ieșire

În plan orizontal:

;

În plan vertical:

;

;

(3.270)

(3.271)

(3.272)

(3.273)

3.2.8.Verificarea lagărelor arborilor

Se folosesc rulmenți radiali 6206.

Capacitatea dinamică C=1530 daN

Capacitatea statică

Durabilitatea impusă

(3.274)

;C/p = 2.92

Capacitatea dinamică:

C= 2.92 P (3.275)

P – sarcina echivalentă

(3.276)

3.2.9.Verificarea la flambaj a picioarelor ce susțin masa

Tijele sunt solicitate la compresiune de forța

Efortul de compresiune: (3.277)

(3.278)

;

(3.279)

Rezultă:

(3.280)

Pentru a verifica picioarele mesei la flambaj se consideră că fiecare picior este solicitat de aceeași forță .

Se consideră piciorul încastrat la un capăt și articulat la celălat:

Fig.3.24 Schema de încărcare a forțelor

Lungimea de flambaj:

(3.281)

Momentul de inerție minim al secțiunii:

(3.282)

(3.283)

(3.284)

Raza minimă de inerție:

(3.285)

Coeficientul de zveltețe:

(3.286)

(3.287)

– coeficient de zveltețe critic

(3.288)

a = 450;b = 25.7

Coeficientul de siguranță la flambaj:

(3.289)

rezultă că picioarele rezistă la solicitarea de flambaj.

3.2.10.Verificarea penelor de asamblare a rolelor calibrate

Asamblarea se realizează cu pene paralele tip A 14x9x36.

Penele se execută din E335 cu și .

Verificarea la presiune de contact[10]:

(3.290)

Verificarea la forfecare[10]:

(3.291)

3.2.11.Verificarea angrenajelor reductorului

Material: pinion 40Cr10

roata C55

Verificarea la presiune de contact:

(3.292)

(3.293)

– factor de material

(3.294)

– factor dinamic interior

– factor de suprasarcină exterioară

– factor de repartiție a sarcinii pe lățimea danturii

Verificarea la încovoiere:

(3.295)

;

factor de repartiție frontlă a sarcinii

Treapta a doua

roata conducatoare C60:

roata condusă C55 normalizat

(3.296)

(3.297)

(3.298)

3.2.12.Verificarea arborilor pe care sunt fixate rolele calibrate

Fig.3.25 Arborele pe care este fixată rola calibrată

Fusul este solicitat la încovoiere si torsiune.

Arborele este executat din C45, SR EN 10083-2:2006.

Verificarea la încovoiere:

(3.299)

(3.300)

(3.301)

Verificarea la torsiune:

(3.302)

(3.303)

(3.304)

Extremitatea arborelui este solicitată la torsiune:

(3.205)

(3.306)

3.2.13.Verificarea cuplajului cu gheare

Se verifică presiunea pe suprafețele active ale ghearelor.

(3.307)

CAPITOLUL 4

CONCLUZII

În urma elaborării acestei lucrări principalele concluzii sunt:

1.Tragerea fără filiera este un procedeu neconvențional de deformare plastică,care permite o dezvoltare ulterioară datorită avantajelor pe care le prezintă din punct de vedere economic(legate de absența filierei și a lubrifierii) cât și din punct de vedere al procesului propriu-zis.

2.Vitezele de încălzire-răcire și distribuția temperaturii în zona de deformare au o importanța majoră în realizarea unei trageri foarte eficientă.

3.Temperatura este parametrul procesului ce poate fi controlat local spre deosebire de ceilalți care pot fi controlați global. În semifabricatul încălzit caracterul dispersiei temperaturii depinde de diametrul,lungimea,forma inductorului și de viteza de deplasare a materialului.

4.Dacă se aplica o viteză mare de tragere temperatura interioară rămâne inferioară temperaturii suprafeței,iar gradientul temperaturii în direcție radială este mai mare și rezultă că încălzirea prin inducție nu este tot timpul potrivită în cazul vitezelor mari de tragere.

5.Una din principalele cerințe ale procesului o reprezintă asigurarea unei precizii dimensionale cat mai mare. Precizia se referă atât la precizia dimensională cât și la cea de formă a semifabricatului tras. Principalii parametrii care influențează precizia sunt temperatura de deformare si efortul de tragere. Creșterea efortului de tragere determină creșterea riscului abaterii de diametru față de dimensiunea prescrisă.

6.Parametrii mecanici și termici ai procesului influențează efortul de deformare.Creșterea temperaturii și a gradului de deformare determină creșterea efortului de tragere.

7.Randamentul energetic al inductorului este cu atât mai bun cu cât raportul dintre diametrul piesei și a inductorului este mai aproape de unitatea, adică cu cât distanța radială dintre inductor și suprafața piesei este mai mică.

8.Tragerea fără filieră este un tratament termo-mecanic,proprietățile materialului deformat fiind determinate de temperatura de deformare,gradul de deformare,viteza de răcire și temperatura de revenire.

În urma finalizării acestei lucrari rămân anumite direcții deschise spre abordare:

1. Realizarea practică a unei instalații expermentale continue de tragere fără filieră, care să confirme buna aplicabilitate industrială a procesului.

2. Simularea pe calculator a procesului de tragere făra filieră optimizând parametrii mecanici si parametrii termici astfel încat tragerea să aibă o eficiență foarte ridicată.

3. Extinderea expermentărilor la materialele cu rezistență mare la deformare.

4. Extinderea tratamentului termomecanic prin tragere fără filieră la materialele care se pretează la acest procedeu(oțel de arc, oțel inoxidabil, etc.

CAPITOLUL 5

BIBLIOGRAFIE

[1] Canta T., Acționari hidraulice si pneumatice, Vol.I, Litografia Institutului Politehnic Cluj-Napoca, 1982.

[2] Canta T., ș.a, Noi tehnologii pentru materiale avansate, Editura U.T. Pres, 1996.

[3] Drăghici I., ș.a, Îndrumător de proiectare în construcția de masini Vol.1, Editura Tehnică București, 1981.

[4] Drăghici I., ș.a, Îndrumător de proiectare în construcția de mașini Vol.2, Editura Tehnică București, 1982.

[5] Drăghici I., ș.a, Organe de mașini, Probleme, București, Editura didactică și pedagogică, 1980.

[6] Frunză D., Canta T., Procedee avansate de deformare plastică, Editura U.T.PRESS, Cluj-Napoca, 2002.

[7] Furushima T. , K. Manabe, Experimental study on multi-pass dieless drawing process

of superplastic Zn–22%Al alloy microtubes, Journal of Materials Processing Technology 187–188 (2007) 236–240.

[8] Furushima T., Manabe K. FE analysis of size effect on deformation and heat transfer behavior in microtube dieless drawing, Journal of materials processing technology 201 (2008) 123–127.

[9] Gliga M.F., Teza de doctorat, Universitatea Tehnică din Cluj-Napoca,2000.

[10] Haragâș S., Reductoare cu o treaptă, Editura RISOPRINT,2014

[11] Naughton M.D. ∗, P. Tiernan, Requirements of a dieless wire drawing system, Journal of Materials Processing Technology 191 (2007) 310-313.

[12] Pawelski, O., W. Rasp, W. Wengenroth, Investigation into processing of bars with variable cross-sections by dieless drawing, Proc. of the 6th International Conference on Technology of Plasticity, 1999.

[13] Pop M., Deformări plastice, Editura MEGA, Cluj-Napoca, 2014.

[14] Roșu A., Tratamente termice, Litografia Institutului Politehnic Cluj-Napoca, 1979.

[15] Yeong-Maw Hwang Tsung-Yu Kuo Dieless drawing of stainless steel tubes Int J Adv Manuf Technol (2013) 68:1311-1316.