CONTRIBU II LA M ĂRIREA DURABILITA II MATRI …webbut.unitbv.ro/teze/rezumate/2010/rom/GrigoreNath.pdfcontribu łii la m Ărirea durabilita łii matri łelor bimetalice pentru deform

CONTRIBUłII LA M ĂRIREA DURABILITA łII MATRI łELOR BIMETALICE PENTRU DEFORMĂRI PLASTICE LA CALD INC ĂRCATE PRIN SUDARE

- REZUMAT TEZĂ DE DOCTORAT -

pag. 1

MINISTERUL EDUCA łIEI CERCET ĂRII TINERETULUI SI SPORTULUI

UNIVERSITATEA „TRANSILVANIA” DIN BRA ŞOV

Către...........................................................................................................................................

Vă aducem la cunoştiinŃă că în ziua de 05.03.2010, ora 1000, în sala IP0, la catedra de Ingineria

Materialelor şi Sudură, , va avea loc susŃinerea publică a tezei de doctorat intitulată:

„ CONTRIBUłII LA M ĂRIREA DURABILITAłII MATRI łELOR BIMETALICE PENTRU

DEFORMĂRI PLASTICE LA CALD INCĂRCATE PRIN SUDARE”, elaborată de ing.

Grigore HATH în vederea obŃinerii titlului de doctor în domeniul „INGINERIE

INDUSTRIALA”cu următaorea componenŃă a comisiei, numita prin ordinul Rectorului

Universitatii “Transilvania” din Brasov nr. 3957/18.01.2010:

PREŞEDINTE 1. Prof. Univ. Dr. Ing. Mircea Horia łIEREAN

Decan, Facultatea de ŞtiinŃa şi Ingineria Materialelor,

Universitatea „Transilvania” din Braşov

COND. ŞTIINłIFIC 2. Prof. Univ. Dr. Ing. Lucian SCOROBETIU


REFERENłI 3. Prof. Univ. Dr. Ing. Emil CONSTANTIN

Universitatea „Ovidius” din Constanta

4. Prof. Univ. Dr. Ing. Danut MIHAILESCU

Universitatea „Dunarea de Jos” din Galati

5. Prof. Univ. Dr. Ing. Teodor MACHEDON -PISU


În acest scop vă trimitem alăturat rezumatul tezei de doctorat şi vă invităm să luaŃi parte la

susŃinerea publică a tezei de doctorat.

În cazul când binevoiŃi să faceŃi aprecieri sau observaŃii asupra conŃinutului lucrării, vă rugăm să

le trimiteŃi la catedra I.M.S. a FacultăŃii S.I.M.



pag. 2

INTRODUCERE

În procesul deformărilor plastice la cald a metalelor şi aliajelor este nevoie de scule cât mai performante, care să asigure o perioadă cât mai mare de funcŃionare fără prea multe intervenŃii, iar costurile de intreŃinere sa fie cât mai mici.

În acest sens, lucrarea de faŃă îşi propune găsirea unor procedee şi metode de incarcare prin sudare optime pentru a mări durabilitatea în exploatare a matriŃelor pentru deformări plastice la cald.

Având în vedere importanŃa durabilităŃii matiŃelor care influenŃează calitatea şi costul pieselor produse, se recomandă ca materialele din care se confecŃionează matriŃele, să asigure anumite proprietăŃi, printre care cele mai importante sunt:

• tenacitate ridicată la cald, deformabilitate cât mai redusă şi rezistenŃă la uzură şi la oxidare, pentru păstrarea stabilităŃii dimensionale a cavităŃilor matriŃei;

• rezistenŃă ridicată la oboseală şi la şocuri termice, pentru evitarea fisurărilor superficiale sau chiar a ruperilor de material în timpul exploatării;

• valorile punctelor critice de transformare cât mai mari, pentru ca microstructura suprafeŃei matriŃei, în contact cu piesa caldă, să nu fie influenŃată termic;

• prelucrabilitatea prin aşchiere şi călibilitatea bună, iar materialul să fie cât mai ieftin, pentru ca preŃul de cost al unei matrŃe să fie minim; În realitate nu sunt încă materiale care să întrunească toate aceste calităŃi. Firmele producătoare au obŃinut materiale noi, la care predomină anumite proprietăŃi,

având performanŃe maxime în detrimental celorlalte proprietăŃi. Din această cauză, în prezent se recomandă, utilizarea mai multor sortimente de oŃeluri pentru matriŃe, precum şi o alegere corectă a tipurilor constructive de matriŃe, care pot fi monobloc sau compuse, astfel încât să satisfacă necesităŃile specifice operaŃiilor de deformari plastice la cald.

ABSTRACT

In the process of plastic heat distortion of metals and alloys, we need competitive tools, able to ensure a longer period of working, without many interventions, and with low maintenance costs. In this respect, this paper intends to find some optimum procedures and methods for loading by welding in order to increase the endurance of exploiting the plastic heat distortion moulds. On considering the importance of moulds’ endurance, which influences the cost and quality of the mould castings, the materials the moulds are made of should ensure certain properties, among which the most important would be:

• High warmth tenacity, low deformability, abrasive resistance and chemical stability in order to preserve the dimensional stability of the moulds cavity;

• High thermal shock resistance and limit of endurance, to avoid superficial cracks or even material break off while operating;

• High critical transformation point values so that the microstructure of the mould surface, when coming into contact with the warm piece, should not be thermally controlled;

• Good metal cutting and hardenability, cheap material used, for the mould cost to be as low as possible.

The manufacturing companies have obtained new materials, with certain pervading maximum properties, but other properties have been left aside.

Because of all this, now specialists recommend using more kinds of steel for the moulds, as well as a correct choice of the constructive moulds types, which can be in one piece or compounds, so that they meet the necessities specific to plastic heat distortion operations.



pag. 3

CUPRINS Pag. Introducere 4

CAPITOLUL I 1. UZURA SUPRAFEłELOR METALICE

1.1.GeneralităŃi

6 6

1.2 Tipuri de frecare 6 1.2.1. Frecarea uscată 6 1.2.2. Frecarea în prezenŃa lubrifiantului 8 1.3 Tipuri de uzare 10 1.3.1. Uzarea de adeziune 12 1.3.2. Uzarea de abraziune 13 1.3.3. Uzarea de oboseală 15 1.3.4. Uzarea prin coroziune 16 1.3.5. Alte tipuri de uzare 18 1.4 InfluenŃa stării de suprafaŃă asupra dinamicii desfăşurării uzurii 20 1.5 Metode de măsurare a uzurii 22 1.5.1 Metode discontinue de măsurare a uzurii 22 1.5.2. Metode continue de măsurare a uzurii 23 1.6. Metode de reducere a uzurii abrazive 24 1.7. Concluzii 26

CAPITOLUL II 2. CONSTRUCłIA MATRI łELOR PENTRU DEFORMĂRI PLASTICE LA

CALD 2.1 Clasificarea ştanŃelor şi matriŃelor si a operaŃiilor de presare

27 27

2.1.1 PărŃile componente ale ştanŃelor şi matriŃelor 27 2.2 ConstrucŃia matriŃelor pentru deformare plastică la cald 30 2.3 ConsideraŃii teoretice privind matriŃele pentru deformări plastice la cald 2.3.1 MatriŃe monobloc

32 32

2.3.2 MatriŃe compuse 33 2.4 Alegerea oŃelurilor pentru matriŃe 35 2.4.1 InfluenŃa unor elemente de aliere asupra proprietăŃilor oŃelurilor pentru matriŃe 35 2.4.2 Mărci indigene de oŃeluri cu o largă utilizare în construcŃia matriŃelor 39 2.5 Caracteristicile oŃelurilor pentru matriŃe MoCrNi15 şi VCrW85 2.5.1 ProprietăŃi mecanice

40 40

2.5.2 Dilatarea liniară 42 2.6 Tratamente termice aplicate matriŃelor 44 2.6.1 Încălzirea şi menŃinerea la temperatura de austenitizare 44 2.6.2 Călirea matriŃelor 46 2.6.3 Revenirea matriŃelor 48 2.7 DefecŃiuni apărute la exploatarea matriŃelor 50 2.7.1 Factorii care favorizează apariŃia defectelor la matriŃele de forjă 51 2.7.2 InfluenŃa segregaŃiilor şi a incluziunilor din straturile încărcate prin sudare, asupra producerii defectelor la exploatarea matriŃelor

51

2.8 Concluzii 51 CAPITOLUL III

3. PROCEDEE DE INCARCARE PRIN SUDARE A SUPRAFETELOR MATRITELOR SOLICITATE INTENS LA UZARE

55

57 3. 1 Încarcarea manuală prin sudare cu arc electric cu electrozi înveliŃi şi tubulari 58 3.2 DiluŃia şi pătrunderea 59 3.3 ParticularităŃi ale suprafeŃelor obŃinute prin încărcare 62



pag. 4

3.4 Incarcarea prin sudare automata sub flux cu material de adaos pulverulent 64 3.5 Încărcarea prin sudare cu arc electric în mediu de gaze protectoare 68 3.6 Încărcarea prin procedeul de sudare WIG 69 3.7. Încărcarea prin procedeul de sudare MIG-MAG 71 3.8 Încărcarea prin sudare cu plasmă 72 3.9 Sudarea cu hidrogen atomic 73 3.10 ConsideraŃii privind alegerea procedeelor de încărcare 3.10.1 Criterii pentru alegerea eficientă a procedeelor şi a materialelor de încărcare prin sudare cu arc electric

75

75 3.10.2 Materiale de adaos pentru încărcare prin sudare 78 3.10.3 Alegerea materialelor pentru încărcarea prin sudare 81 3.11 Câmpul termic la încărcarea prin sudare 85 3.11.1. Viteza de racire a straturilor incarcate prin sudare 87 3.11.2. Preincalzirea si incalzirea ulterioara a sudurilor, factori care influenteaza forma ciclurilor termice de la sudare

87

3.12 Materiale de adaos utilizate la incarcarea prin sudare a matritelor 90 3.12.1. Electrozi inveliti 90 3.12.2 Sarme de sudura 96 3.12.3. Electrozi cu miez de pulberi 97 3.12.4. Materiale de adaus sub forma de pulbere 99 3.13 Influenta parametrilor de sudare asupra formei si calitatii straturilor incarcate prin sudare

100

3.14 Posibilitati de apreciere a calitatii matritelor incarcate prin sudare 102 3.15 Defectele depunerilor 104 3.16 Concluzii 108

CAPITOLUL IV 4. CERCETARI PRIVIND INFLUENTA CICLURILOR TERMICE ASUPRA

PROPRIETATILOR OTELURILOR ALIATE MoCrNi15 SI VCrW85 LA INCARCAREA PRIN SUDARE

109 4.1 Campul termic specific incarcarii prin sudare a matritelor 4.1.1 Campul termic la incarcarea prin sudare a matritelor avand temperatura initiala constanta

109

109 4.1.2 Campul termic la incarcarea prin sudare a matritelor preincalzite partial 113 4.2 Influenta preincalzirii partiale asupra vitezelor de racire a sudurii 116 4.3 Nomograma de calcul a vitezei de racire a sudurii 118 4.4 Cicluril termice produse in zona influentata termic de diferite procedee de incarcare prin sudare

119

4.4.1 Ciclurile termice aplicate otelurilor MoCrNi15 si VCrW85 si proprietatile mecanice corespunzatoare transformarilor structurale la aceste oteluri

121

4.5 Concluzii asupra ciclurilor termice aplicate otelurilor MoCrNi15 si VCrW85 129 4.6 Cercetari privind tehnologia incarcarii prin sudare a otelului MoCrNi15 si VCrW85 129 4.6.1 Dispozitive pentru preincalzirea matritelor in vederea incarcarii prin sudare 130 4.6.1.1 Dispozitiv de incalzire prin rezistenta electrica 130 4.6.1.2 Dispozitiv de incalzire prin inductie 132 4.6.1.3 Dispozitiv de incalzire cu flacara 142 4.7 Influenta energiei liniare si a procedeului utilizat la incarcarea prin sudare a matritelor asupra geometriei straturilor incarcate

143

4.8 Cercetări privind influenŃa procedeului de sudare asupra proprietăŃilor metalului de bază

146

4.8.1 Metodica experimentărilor 146 4.8.2 Rezultate experimentale 149



pag. 5

4.9 Interpretarea rezultatelor privind influenŃa procedeelor de sudare, asupra proprietăŃilor mediului de bază

151

4.10 Cercetări privind calitatea şi structura straturilor încărcate prin sudare prin diferite procedee

151

4.10.1 Metodica experimentărilor 151 4.10.2 Cercetarea macroscopică a straturilor încărcate prin sudare 153 4.11 Cercetarea microscopică a straturilor încărcate prin sudare 159 4.12 Defecte specifice prezentate in zonele încărcate prin sudare 166 4.13 AderenŃa dintre straturile încărcate prin sudare şi metalul de bază 168 4.14 DeformaŃii termice ale metalului depus prin sudare 169 4.15 Microstructura straturilor incărcate prin sudare 172 4.16 RezistenŃa la uzură 173 4.17 RezistenŃa la şoc termic 174 4.18 Posibilitati de limitare a extinderii straturilor încărcate prin sudare pe suprafaŃa piesei

176

4.19. Concluzii 178 CAPITOLUL V

5. CONCLUZII FINALE SI CONTRIBUTII PERSONALE 5.1 Concluzii finale

181 181

5.2 Contributii personale 184 Bibliografie SEMNIFICAłIA NOTAłIILOR, PRESCURTĂRILOR ŞI A SIMBOLURILOR

185 191

ANEXA 1 193



pag. 6

CONTENTS Page

Introduction 4

CHAPTER I 1. METAL SURFACE WEAR

1.1.Generalities

6 6

1.2. Types of friction 6 1.2.1. Unlubricated friction 6 1.2.2. Lubricated friction 8 1.3. Types of wear 10 1.3.1. Adherence wear 12 1.3.2. Abrasion hardness 13 1.3.3. Fatigue wear 15 1.3.4. Corosion wear 16 1.3.5. Other types of wear 18 1.4. The influence of surface state over the dynamics of wear 20 1.5. Methods of wear measuring 22 1.5.1. Discontinuous methods of wear measuring 22 1.5.2. Continuous methods of wear measuring 23 1.6. Methods of reducing abrasion wear 24 1.7. Conclusions 26

CHAPTER II 3. CONSTRUCTION OF PLASTIC HEAT DISTORTION MOULDS

2.1. Classificaion of matrices and moulds and pressing operations

27 27

2.1.1. The component parts of matrices and moulds 27 2.2. The construction of plastic heat distortion moulds 30 2.3. Theoretical considerations on plastic heat distortion moulds 2.3.1. One piece moulds

32 32

2.3.2. Compound moulds 33 2.4. Choosing steel for moulds 33 2.4.1. The influence of certain alloying elements on the mould steel properties 35 2.4.2. Native steel brands, largely used in moulds construction 39 2.5. Characteristics of MoCrNi15 and VCrW85 moulds steel 2.5.1. Mechanical properties

40 40

2.5.2. Linear expansion 42 2.6. Thermal treatments applied to moulds 44 2.6.1. Heating and maintaining at austenitic temperature 44 2.6.2. Moulds hardening 46 2.6.3. Moulds tempering 48 2.7. Failures in working moulds 50 2.7.1 Factors influencing failures in forge moulds 51 2.7.2 Influence of gathering and inclusions in the loaded by welding layers, upon failures occurring while working the moulds

51

2.8 Conclusions 52 CHAPTER III

3. PROCEDURES FOR LOADING BY WELDING THE HIGH ABRASION WEAR MOULDS SURFACE

57 3.1. Hand charging by arc welding with coated hollow electrodes 58 3.2. Dilution and penetration 59 3.3. Characteristics of loaded surfaces 62



pag. 7

3.4. Loading by fluxshielded automatic welding with pulverous headpiece material 64 3.5. Loading by arc welding in protective gas environment 68 3.6. Loading by WIG welding 69 3.7. Loading by MIG-MAG welding 71 3.8. Loading by plasma welding 72 3.9. Atomic hydrogen welding 73 3.10. Considerations on choosing the loading procedures 3.10.1. Criteria for the efficient choosing of loading by arc welding procedures and materials

75

75 3.10.2. Headpieces for loading by welding 78 3.10.3. Choosing the materials for loading by welding 81 3.11. The thermal field in loading by welding 85 3.11.1. The cooling speed of loading by welding layers 87 3.11.2. Preheating and post heating of weld, factors influencing the shape of thermal cycles in welding

87

3.12. Headpieces used in loading by welding moulds 90 3.12.1. Coated electrodes 90 3.12.2. Welding wire 96 3.12.3. Electrodes with powder core 97 3.12.4. Powder headpiece materials 99 3.13. The influence of welding parameters on the shape and quality of loading by welding layers

100

3.14. Possibilities of estimating the quality of loading by welding moulds 102 3.15. Scum failures 104 3.16. Conclusions 108

CHAPTER IV 4. RESEARCH ON THE INFLUENCE OF THERMAL CYCLES UPON THE

PROPERTIES OF MoCrNi15 AND VCrW85 ALLIED STEELS WHEN LOADING BY WELDING

109 4.1. The thermal field specific to loading by welding moulds 4.1.1. The thermal field in loading by welding moulds, with constant initial temperature

109 109

4.1.2. The thermal field in loading by welding partially preheated moulds 113 4.2. The influence of partial preheating on the weld cooling speed 116 4.3. Blending chart of weld cooling speed 118 4.4. Thermal cycles produced in the thermally influenced area by different loading by welding procedures

119

4.4.1. Thermal cycles applied to MoCrNi15 and VCrW85 steels and the mechanical properties corresponding to the structural transformations on these steels

121

4.5. Conclusions on the thermal cycles applied to MoCrNi15 and VCrW85 steels 129 4.6. Research on the technology of loading by welding MoCrNi15 and VCrW85 steels 129 4.6.1. Devices for preheating the moulds for loading by welding 130 4.6.1.1. Device for electric resistance heating 130 4.6.1.2. Device for induction heating 132 4.6.1.3. Device for flame heating 142 4.7. The influence of linear energy and of the procedure used in loading by welding moulds on the loaded layers geometry

143

4.8. Research on the influence of the welding procedure upon the basic material properties

146

4.8.1. Experiments methodology 146 4.8.2. Experimental results 149 4.9. Interpretation of results of the influence of welding procedures on the basic material



pag. 8

properties. 151 4.10. Research on the quality and structure of the welding by loading layers, through different procedures

151

4.10.1. Experiments methodology 151 4.10.2. Macroscopic research of loading by welding layers 153 4.11. Microscopic research of loading by welding layers 159 4.12. Specific failures in the loading by welding area 166 4.13. Adherence between welding by loading layers and the basic material 168 4.14. Temperature strains of the weld deposit material 169 4.15. Microstructure of built up welded layers 172 4.16. Abrasion hardness 173 4.17. Thermal shock resistance 174 4.18. Possibilities of limiting the extension of built up welded layers on the piece surface 176 4.19.. Conclusions 178

CHAPTER V 5. FINAL CONCLUSIONS AND PERSONAL CONTRIBUTIONS

5.1. Final conclusions

181 181

5.2. Personal contributions 184 Bibliography NOTATIONS SIGNIFICANCE, ABREVIATIONS AND SYMBOLS

185 191

APPENDIX 1 193



pag. 9

CAPITOLUL I 1. UZURA SUPRAFEłELOR METALICE

Uzarea suprafeŃelor metalice este un fenomen complex determinat de un număr mare de

factori şi condiŃii. IntervenŃia concomitentă a compoziŃiei sau naturii materialelor în contact, a proprietăŃilor mecanice, a calităŃii suprafeŃelor, a parametrilor funcŃionali (sarcină, viteză, temperatură), a calităŃii ungerii şi lubrifiantului fac ca uzarea suprafeŃelor metalice să apară ca o consecinŃă a unor mecanisme diferite a căror acŃiune se suprapun.

Preocupările actuale ale cercetatorilor sunt îndreptate spre găsirea şi aplicarea unor metode moderne de diminuarea uzarii de abraziune si impact pentru prelungirea duratei de viata a locasurilor de matrita.

Cele mai cunoscute dintre aceste metode sunt; placarea electrolitică, anodizarea, difuziunea, pulverizarea termică, călirea superficială, si încărcarea prin sudare cu aliaje dure care este abordata si dezvoltata in aceasta lucrare.

Avantajele obŃinute şi unanim apreciate la încărcarea prin sudare sunt legate de: • Creşterea durabilităŃii în exploatare a pieselor încărcate prin sudare, comparative cu

piesele neîncărcate, în mod curent, de 6-25 de ori şi în unele cazuri chiar de 100 de ori; • Reducerea consumului de oŃeluri slab aliate şi aliate cu aproximativ 40% prin

reintroducerea în circuit a pieselor recondiŃionate prin sudare; • Reducerea consumului de oŃeluri aliate prin execuŃia pieselor noi din oŃeluri carbon sau

slab aliate prin sudare şi încărcare cu straturi dure; • Reducerea consumurilor energetice cu până la 65% prin eliminarea opreraŃiilor specifice

procesului classic de fabricaŃie; • Posibilitatea obŃinerii unor straturi de uzură suple.

CAPITOLUL II

2.CONSTRUCłIA MATRI łELOR PENTRU DEFORMĂRI PLASTICE LA CALD

2.3 ConsideraŃii teoretice privind matri Ńele pentru deformări plastice la cald 2.3.1 MatriŃe monobloc

MatriŃele monobloc sunt utilizate cel mai des în cazul matriŃării pe ciocane, datorită

eforturilor dinamice care apar la impactul dintre scule şi materialele deformate plastic. În cazul matriŃelor monobloc, după uzura inerentă a cavităŃilor, care apare după matriŃarea

unui anumit număr de piese, matriŃa se poate reutiliza în urma unor operaŃii de recondiŃionare, dintre care se pot aminti [76]:

• Prelucrarea gravurii pentru piese de acelaşi tip având dimensiuni mai mari; • Regravare parŃială (adâncirea gravurii până la metalul lipsit de defecte); • Regravare totală (eliminarea completă a primei gravuri şi regravarea materialului cu o

cavitate pentru piese de dimensiuni mai mari ). Aceste tipuri de recondiŃionări sunt posibile, dacă înălŃimea H a matriŃei satisface relaŃia : H > Hmin, (2.1) în care Hmin este înălŃimea minimă necesară matriŃei având o cavitate de adâncime hmax.

DependenŃa dintre Hmin şi hmax este dată în figura 2.6 [7].



pag. 10

Figura 2.6 ÎnălŃimea minimă a matriŃei Hmin în funcŃie de adâncimea maximă a cavităŃii hmax. 2.3.2 MatriŃe compuse

Reducerea consumului de oŃeluri speciale se poate obŃine prin confecŃionarea matriŃelor compuse, care pot fi matriŃe cu pastille, sau matriŃe bimetalice cu straturi încărcate prin sudare.

MatriŃele cu pastille (inserŃii), figura 2.7 sunt constituite dintr-un bloc de oŃel obişnuit 1, în care se fixează prin presare, cu şuruburi, sau cu pene, pastila 2.

3 2 3 2 1

Figura 2.7 MatriŃă cu pastile [7]

1- Bloc de otel obisnuit, 2- pastile otel de calitate,3- pana de fixare

MatriŃele bimetalice se obŃin prin încărcarea prin sudare cu aliaje rezistente la temperature înalte, a gravurilor matriŃelor, în zonele de solicitare maximă, sau chiar pe întreaga suprafaŃă activă. Durabilitatea matriŃelor încărcate prin sudare creşte de 3-4 ori faŃă de durabilitatea matriŃelor obişnuite .

În figura 2.8 se observă o matriŃă bimetalică, la care metalul de bază 1 este încărcat parŃial prin sudare, cu material rezistent la temperature înalte 2, în zonele de uzură maximă.

Figura 2.8 MatriŃă bimetalică 1- Metalul de baza a matritei monobloc, 2- metal de adaos depus prin sudare

0 25 50 75 100 h max. [mm]

H min [mm]

300

250

200

150

100

h max

Hmin

1 2 2



pag. 11

2.4.2 Mărci indigene de oŃeluri cu o largă utilizare în construcŃia matri Ńelor În momentul de faŃă există o diversitate mare de oŃeluri pentru matriŃe, care se recomandă a fi

utilizate în practică [1], iar durabilitatea lor nu depinde numai de calitatea oŃelului, ci şi de modul de exploatare.

Dintre oŃelurile indigene, cel mai utilizat în construcŃia matriŃelor pentru ciocane este oŃelul MoCrNi15; STAS 3611-88, W. 1.2713-ASTM-L6 iar pentru pastilele de prese şi maşini orizontale de forjat este oŃelul VCrW85 STAS 3611-88; W. 1.2581, ASTM-H21 [91].

În lucrare cercetările au fost axate pe oŃeluri MoCrNi15 şi VCrW85 produse în Ńară. Mai sunt utilizate şi oŃeluri VMoCrNi17, cu un conŃinut mai mare de Ni şi Cr şi având în plus

vanadiu, faŃă de MoCrNr15. De asemenea mai este utilizat uneori şi oŃelul cu siliciu, dar fără nichel,MoSCr30, care este mai ieftin.

Durabilitatea matriŃelor construite din oŃelurile MoCrNi15 şi VCrW85 este bună, iar preŃul lor de cost este acceptabil faŃă de al oŃelurilor similare importate. Din acest motiv majoritatea atelierelor de matriŃare utilizează des matriŃe executate din aceste oŃeluri.

OŃelul MoCrNi15 face parte din categoria oŃelurilor cu rezistenŃă şi tenacitate ridicată, iar oŃelul VCrW85 din categoria oŃelurilor cu rezistenŃă ridicată la cald, [49].

723 773 823 873

Temperatura de revenire [0K]

170

160

150

140

130

120

110

9

8

7

6

5

4

3

Rezi

stenta

la r

upere

[daN

/mm

2 ]

Rezi

sten

ta de

inco

voie

re p

rin s

oc [daJ

/cm

2 ]

KCU

R

Z

HRC

Figura 2.14 VariaŃia proprietăŃilor mecanice ale oŃelului MoCrNi15 călit de la 1113 0K în

ulei, în funcŃie de temperatura de revenire În urma încercărilor mecanice ale aceluiaşi oŃel la diferite temperaturi de încercare, se obŃine

o variaŃie prezentată în figura 2.15 [60]. Din această figură se observă că oŃelul MoCrNi15 îşi micşorează intens duritatea şi rezistenŃa la cald peste temperatura de 673 0K, ceea ce impune ca matriŃele executate din acest oŃel să nu funcŃioneze un timp îndelungat peste această temperatură, deoarece se pot produce uzuri pronunŃate şi deformaŃii plastice. Astfel oŃelul MoCrNi15 este recomandat pentru matriŃele care lucrează pe ciocane.



pag. 12

70

60

50

40

30

20

10

400

350

300

250

200

150

100

Du

rita

tea

HB

Gat

uir

ea s

peci

fica Z

[%

]

160

140

120

100

80

60

40

20

Rez

iste

nta

la r

upe

re R [

daH

/mm

2 ]

10

9

8

7

6

5

4

3

Re

zist

enta

de

inc.

prin

so

c [d

aJ/c

m2 ]

473 573 673 773 873 Temperatura de incercare [0K]

KCU

Z

R

HB

Figura 2.15 VariaŃia proprităŃilor mecanice ale oŃelului MoCrNi15 călit de la 1123 0K în ulei şi revenit la 8230 K, în funcŃie de temperatura de încercare

Acest inconvenient nu se observă în cazul oŃelului VCrW85, chiar dacă funcŃionază la

temperaturi până la 873-923 0K, în schimb tenacitatea oŃelului VCrW85 este mai scăzută, datorită existenŃei carburilor de wolfram, care nu au o dispersie uniformă în cadrul microstructurii oŃelului.

VariaŃia proprietăŃilor mecanice ale oŃelului VCW85 călit de la 1373 0K în ulei şi revenit la diferite temperaturi se observă în figura 2.16 [38].

60

56

52

48

44

40

35

32

Dur

itate

a H

RC

373 473 573 673 773 873 973 Temperatura de revenire [0K]

180

160

140

120

100

80

60

40

20

Re

zist

enta

la r

uper

e R

[da

N/m

m2 ] HRC

R

____ otel cu 0,35%C - - - - otel cu 0,25%C

Figura 2.17 VariaŃia proprităŃilor mecanice ale oŃelului VCrW85 călit de la 1373 0K în ulei

şi revenit la 893 0K, în funcŃie de temperatura de încercare

2.5.2 Dilatarea liniară Coeficientul de dilatare liniară a acestor oŃeluri are valori relativ mici în intervalul de

temperatură de 373-1073 0K [15] şi aceasta mai cu seamă pentru oŃelul VCrW85. Valorile medii ale coeficientului de dilatare liniară pentru diferite intervale de temperatură

sunt date în tabelul 2.1.



pag. 13

Tabel 2.1 Coeficientul de dilatare liniară α ·106 Marca oŃelului Intervalul de temperatură [0K]

370-523 423-673 623-873 873-973 MoCrNi15 12,55 14,10 14,20 15,00 VCrW85 10,28 13,05 13,20 13,30 Valoarea mică a coeficientului de dilatare liniară este avantajoasă în privinŃa tratamentelor

termice precum şi a sudării, deoarece corespunzător aceloraşi câmpuri termice valorile deformaŃiilor, respective al tensiunilor interne sunt mici.

Această valoare mică a coeficientului de dilatare termică prezintă avantaje şi în ceea ce priveşte rezistenŃa la şoc termic mărindu-i valoarea [7].

Carbonul echivalent Carbonul echivalent caracterizează oŃelurile în creea ce priveşte sudabilitatea şi permite

stabilirea temperaturii de preîncălzire la care oŃelul încă nu fisureză atunci când este sudat. Există multe relaŃii de calcul a carbonului echivalent şi aplicarea lor se face în funcŃie de

gradul de aliere din care face parte oŃelul cercetat. Astfel în cazul oŃelurilor aliate pentru matriŃe se recomandă [52], [75], următoarele relaŃii:

- pentru oŃel W-Cr-V [52]:

3

%

5

%

10

%%

14

%%

VMoWCrMnCCe +++++= (2.2)

- pentru oŃel Cr-Ni-Mo:

Ce = %C+20Mn

+15

%Ni+

10%%% VMoCr ++

(2.3)

Deoarece standardele oŃelurilor MoCrNi15 şi VCrW85 prevăd limite de variaŃie ale

elementelor de aliere, vor rezulta două valori ale carbonului echivalent, calculate pentru limita inferioară respective limita superioară a conŃinutului de elemente. Aceste valori precum şi conŃinutul de elemente de aliere corespunzătoare, sunt prezentate în tabelul 2.2.

Tabelul 2.2 CompoziŃia chimică şi carbonul echivalent în cazul oŃelurilor pentru matriŃe

MoCrNi15 şi VCrW85 Marca otel CompoziŃia chimică % Ce

min Ce max C Mn Si Cr Ni W V Mo S P

MoCrNi15 0,50 0,60

0,50 0,80

0,15 0,35

0,6 0,8

1,3 1,6

- - 0,15 0,30

max 0,030

max 0,030

0,68 0,85

VCrW85 0,25 0,35

0,02 0,50

0,15 0,40

2,20 2,70

max 0,35

7,5 9,0

0,20 0,50

- max 0,025

max 0,025

1,30 1,73

2.6 Tratamente termice aplicate matriŃelor Parametrii tratamentelor termice care au o influenŃă hotărâtoare asupra durabilităŃii matriŃelor

sunt: • viteza de încălzire, • temperatura maximă, • durata de menŃinere la temperatura de austenitizare, • viteza de răcire la călire, • temperatura şi durata de revenire, • numărul de reveniri,



pag. 14

• viteza de răcire după revenire. Stabilirea acestor parametric variază în funcŃie de compoziŃia chimică a oŃelului, precum şi

de gabaritul şi destinaŃia matriŃei. Există două situaŃii distincte de aplicare a tratamentului termic al matriŃelor: • tratament după prelucrarea mecanică a cavităŃilor, care se aplică matriŃelor de formă

complexă; • tratament înaintea prelucrării cavităŃilor, în cazul matriŃelor cu gabarit mare, la care există

pericolul de fisurare sau deformare. 2.7 DefecŃiuni apărute la exploatarea matriŃelor În timpul exploatării matriŃelor pot apărea defecŃiuni, care afectează zona activă a cavităŃilor

care în cele mai multe cazuri pot fi remediate, sau defecŃiuni care compromit definitive matiŃa (fisuri adânci sau ruperi complete ale blocului de oŃel).

Cele mai frecvente defecte remediabile care apar la exploatarea matriŃelor pentru deformări plastice la cald sunt sistematizate în figura 2.28. [45]

Figura 2.28 Defecte care pot apare în zona gravată a matriŃei în timpul exploatării

Se remarcă astfel:

• eroziunea produsă de frecările care apar între matriŃă şi semifabricatul cald, acoperit cu oxizi duri;

• oboseala termică provocată de dilatările şi contracŃiile successive produse de contactul temporar dintre matriŃă şi semifabricatul cald;

• oboseala mecanică produsă de sarcinile dinamice repetate care apar în timpul exploatării;

• deformările plastice provocate de micşorarea durităŃii matriŃei şi scăderea limitei de curgere în urma încălzirii. Cele mai periculoase defecte şi mai greu de remediat, sunt fisurile provocate de oboseala mecanică şi termică.



pag. 15

CAPITOLUL III 3. PROCEDEE DE INCARCARE PRIN SUDARE A SUPRAFETELOR MATRITELOR

SOLICITATE INTENS LA UZARE

Procedeele de incarcare prin sudare a pieselor se folosesc în scopul depunerilor de material pentru realizarea unor suprafete active cu proprietati fizice-chimice si mecaniuce sporite, compensarea uzărilor, a recuperării pieselor cu fisuri, crăpături sau spărturi, pentru îmbinarea unor piese rupte sau a elementelor componente ale unor dispozitive sau construcŃii sudate.

Aceste procedee au următoarele avantaje: • nu necesită utilaje complexe, costisitoare, complicate, • straturile depuse prin sudare pot avea grosimi variabile, • operaŃiile pregătitoare ale suprafeŃelor nu sunt complicate, de cele mai multe ori,

reducânduse la simple spălări şi degresări, • sunt productive, eficiente şi au un cost redus, putându-se mecaniza şi automatiza, • pot fi recondiŃionate piese care înglobează o mare valoare de manoperă şi material. În comparaŃie cu alte procedee de recondiŃionare, procedeele prin sudare prezintă

următoarele dezavantaje: • stratul depus este neuniform, cu denivelări crescând volumul prelucrărilor mecanice

ulterioare. • temperaturile ridicate realizate în cusături în timpul sudării modifică structura

materialului de bază al piesei, de aceea, după recondiŃionare, acestea vor fi supuse unor tratamente termice ceea ce impune noi cheltuieli de energie şi forŃă de muncă.

În continuare sunt prezentate cele mai utilizate procedee de incarcare prin sudare a suprafetelor de lucru pentru matrite:

• incarcarea prin sudare cu arc electric si electrozi înveliŃi . • sudarea automata sub flux cu material de adaos pulverulent • incarcarea prin sudare WIG. • incarcarea prin sudare MIG, MAG. • incarcarea prin sudare cu plasmă. • Incarcarea prin sudare cu hidrogen atomic

Orientativ, în tabelul 3.3 sunt date valori ale diluŃiei pentru cele mai importante procedee de încărcare prin sudare, în funcŃie de numărul de straturi şi grosimea depunerii.

Tabelul 3.3 Valori ale diluŃiei pentru cele mai importante procedee de încărcare prin sudare

Nr. crt.

Procedeul de încărcare Gradul de diluŃie [%]

Nr. de straturi

Grosimea depunerii

[mm]

1 Încărcarea cu electrozi înveliŃi: - cu vergea plină şi înveliş acid/bazic - cu vergea tubulară şi înveliş grafitic.

15-25/20-30 5-15 30-40

2-4 1-3 2-4

6-10 3-6 6-8

2 Încărcarea sub flux 30-40 1-3 4-10

3 Placarea sub flux (cu bandă) 2-20 1-3 3-6

4 Încărcare WIG 10-60 2-5 6

5 Încărcarea MIG/MAG 5-10 1 3

6 Încărcare cu plasmă 5-10 1 3

7 Metalizarea cu sârmă 0 1 0,1-1,5

8 Încărcarea cu flacără şi sârmă. 2-20 1-3 3



pag. 16

Se observa ca, in cazul sudarii automate sub flux si a sudarii in gaz protector cu electrod fuzibil, se obtin cele mai mari valori ale coeficientului de participare a metalului de baza (gradul de dilutie), deci cea mai mare diluare a straturilor incarcate cu metal de baza.

3.11 Câmpul termic la încărcarea prin sudare Transmiterea caldurii de la stratul incarcat prin sudare catre materialul de baza si racirea

zonei sudurii, se produce dupa legi fizice care sunt exprimate cu suficienta precizie prin relatiile matematice cunoscute [52].

Relatiile cunoscute pentru cazul incalzirii unui corp masiv de o sursa de caldura punctiforma, pot fi particularizate pentru doua cazuri specifice incarcarii prin sudare a matritelor:

A. Incarcarea unei suprafete avand dimensiuni restranse B. Incarcarea unui contur avand o anumita lungime. Pentru primul caz ecuatia campului termic intr-un punct current M(x, y, z) aratat in figura

3.15 se obtine, considerand ca sursa termica este punctiforma si instantanee Q, si actioneaza pe suprafata corpului semiinfinit:

Figura 3.15 Încărcarea prin sudare a unei suprafeŃe având dimensiuni restânse

(3.5) in care: T este cresterea temperaturii punctului M(x,y,z), [K] t - timpul curent [s] Q - energia sursei termice [J] c - caldura specifica a materialului [J/kg.K]

coeficient de difuzabilitate termica [m2/s] λ - coeficient de conductivitate termica [W/m.K] Pentru al doilea caz ecuatia campului termic intr-un punct curent M(x,y,z) aratat in figura

3.16 se obtine, considerand ca sursa termica este punctiforma si permanenta, avand o miscare uniforma cu viteza v[m/s], pe suprafata corpului semiinfinit.

Figura 3.16 Încărcarea prin sudare a unui contur având o anumită lungime

x

z

y

M(x, y, z)

Q

M(x, y, z)

Z

O X x Q

Y z

y

v



pag. 17

Astfel fata de sistemul mobil (O,x,y,z) temperatura devine stationara in timp si este data de relatia [52].

(3.6) in care : q - puterea termica a sursei [W] r - raza vectoare de pozitie a punctului M(x,y,z) [m] v - viteza de deplasare a sursei termice [m/s] De la inceperea procesului de sudare si pana la formarea campului termic cvasistationar,

exista o perioada de formare, care in mod obisnuit nu are importanta pentru practica, mai cu seama in cazul sudurilor cu lungimi mari.

In cazul incarcarii prin sudare a matritelor, este bine sa se tina seama si de aceasta perioada, deoarece majoritatea matritelor sunt construite din oteluri aliate, avand conductivitate redusa, iar lungimea straturilor incarcate este limitata.

Pentru perioada de formare a campului termic poate fi utilizata urmatoarea relatie [51], in cazul incarcarii prin sudare a matritelor:

(3.7) Calculul curent cu aceasta relatie este mai dificil, motiv pentru care au fost calculate

nomograme pentru diferite valori ale variabilelor. 3.11.1 Viteza de racire a straturilor incarcate prin sudare Prin derivarea in raport cu timpul a ecuatiei campului termic de la incarcarea prin sudare,

se obtine relatia prin calcul a vitezelor de racire wr a caror valori influenteaza duritatea si structura cristalina a zonei sudate.

Cunoasterea valorilor vitezelor de racire este importanta in momentul transformarii austenitei la racire (T =Tm), pentru punctele situate in zona influentata termic (x=0). In aceste conditii, pentru corpul masiv incarcat prin sudare relatia de calcul devine [52]:

(3.8) in care:

wr - este viteza de racire a unui punct situat in zona de trecere a sudurii [K/s] λ - coeficientul de conductivitate termica a materialului de baza la temperatura [W/m.

0K] Tm - temperatura de stabilitate minima a austenitei [0K] To - temperatura initiala a metalului de baza [0K] q - puterea sursei termice de sudare [W] v - viteza de sudare [m/s] q/v - energia liniara [J/m] Din relatia (3.8) se observa ca in cazul unor parametrii de sudare impusi, viteza de racire

poate fi modificata in functie de temperatura intiala a materialului To. In cazul incarcarii dure prin sudare cu straturi suprapuse avand lungimi reduse, trebuie sa

se tina seama de faptul ca viteza de racire a ultimului strat este inferioara fata de cea a primului strat, ceea ce poate produce o micsorare a duritatilor sub valorile dorite.



pag. 18

Aceasta se poate evita prin sudarea ultimului strat dupa un anumit timp t, calculabil cu relatiile cunoscute [52], timp dupa care stratul sudat anterior s-a racit pana la temperatura de preincalzire prescrisa.

3.11.2. Preincalzirea si incalzirea ulterioara a sudurilor, factori care influenteaza

forma ciclurilor termice de la sudare In cazul matritelor din otelurile aliate MoCrNi15 si VCrW85 , STAS 3611-88 ASM - L6,

daca se tine seama de carbonul echivalent si de grosimea apreciabila a matritelor, rezulta din calcule temperatura de preincalzire care poate depasi temperatura de revenire si ar impune un nou tratament termic de imbunatatire dupa sudare, cea ce este neeconomic, din acest motiv in cazul incarcarii prin sudare a matritelor, temperatura de preincalzire se recomanda sa fie calculata [52] numai in functie de carbonul echivalent total Ce.

Astfel a fost propusa urmatoarea relatie de calcul a temperaturii de preincalzire a matritelor, in vederea incarcarii prin sudare :

(3.9) in care:T0 este temperatura de preincalzire [0K]Ce – carbonul echivalent total determinat cu relatia [51]:

(3.10)

Temperatura calculata cu aceasta relatie, trebuie sa fie mai mare decat temperatura de incepere a transformarii martensitice Ms, care de asemenea depinde de compozitia chimica a metalului sudat si se poate determina [21] cu relatia: Ms= 793-320(%C) -45(%Mn) -30(%Cr) -20(%Mo) -20(%W) -5(%Si) (3.11)

in care: Ms este temperatura de incepere a transformarii martensitice 0K

In urma acelorasi cercetari, s-a constatat ca temperatura de incalzire mai poate fi stabilita in functie de temperatura Ms, cu ajutorul relatiei:

[0K] (3.12)

3.12 Materiale de adaos utilizate la incarcarea prin sudare a matritelor

Incarcarea prin sudare a matritelor poate fi efectuata utilizand ca materiale de adaos electrozi inveliti, sarme, benzi sau vergele inalt aliate, sarma tubulara cu miez de pulberi, sau materiale pulverulente. Utilizarea judicioasa a acestor materiale poate avea o influenta favorabila asupra calitatii straturilor incarcate prin sudare

3.12.1. Electrozi inveliti Utilizare electrozilor inveliti la incarcarea prin sudare a matritelor este frecvent intalnita

in toate tarile cu o industrie dezvoltata, cea ce se constata in functie de consumul si diversitatea acestori tipuri de electrozi destinati acestui scop.



pag. 19

La noi in tara sunt standardizati in STAS 1125/98 mai multe tipuri de electrozi inveliti, destinati incarcarii prin sudare a matritelor pentru deformari plastice la cald, dar mod curent se produce un sortiment redus din acesti electrozi.

Electrozi ElCr2Mo STAS 1125/6 - EH2.C06.Mn2.Cr2.Mo05.500.B.2.0; DIN 8555: E2-UM-50TZ se utilizeaza la incarcarea pieselor noi si reconditionarea pieselor uzate din otel carbon si slab aliat supuse uzarii la cald. Prezinta avantajul de a fi usor de fabricat, ieftin si cu proprietati corespunzatoare. Dezavantajul lor consta in higroscopicitatea marita a invelisului, care poate genera pori si fisuri, precum si prelucrabilitatea redusa prin aschiere, datorita duritatii ridicate a sudurii.

Invelisul electrozilor aliati este in majoriatea cazurilor bazic, avind in vedere avantajele pe care la prezinta [103].

Coeficientii de trecere sunt specifici fiecaror elemente de aliere depinzand de concentratia elementului, cantitatea de marmura din invelis si metoda de aliere (alierea din invelis, sau alierea din sarma). In figura 3.18. este prezentata valoarea coeficientilor de trecere pentru diferite elemente de aliere, pe baza unor date existente [103]. Calculul coeficintilor de trecere a elementelor de aliere poate fi efectuat cu ajutorul relatilor cunoscute [52].

100)1(

⋅⋅+

⋅+=

invss

pinc

CKC

PkCη %. (3.13)

In aceasta relatie simbolurile au urmatoarea semnificatie : η - este coeficientul de trecere a elementelor de aliere [%] Cinv:s,inc.- continutul de elemente de aliere din invelis, din sarma, respectiv din stratul

incarcat [%] kp - coeficientul de participare a invelisului [%]

P- partea metalica din invelis (pulberi) [%]

a b Figura 3.18 Variatia coeficientilor de trecere a elementelor de aliere la sudarea cu

electrozi inveliti; a)- elemente de aliere care provin din sarma electrodului,

b)- elemente de aliere care provin din invelisul electrodului

100

90

80

70

60

50

40

30

20

10

0 Coe

ficie

ntii

de

trec

ere

a e

lem

ente

lor

de al

ie

e d

in s

arm

a [%

]

Co

Mo

<< << 2

8%

W << <<

24%

Cr

- 14

-24%

Re

Nb

<< << 12

%

V

Mn

2,2-

2.5%

Ta

Ti

<< << 2,

5%

abaterea superioara abaterea inferioara

100

90

80

70

60

50

40

30

20

10

0

Coe

ficie

ntii

de

trec

ere

a el

em

ente

lor

de

alie

re d

in in

velis

[%

] al

iere

din

sa

rma

[%]

Co

<< << 10

%

Mo

<< << 3

5%

W << <<

26%

Cr

<< << 30

%

Re << <<

18%

Nb

<< << 20

%

V<< <<

10%

Mn

<< << 8%

Ta

<< << 12

%

Ti << <<

4%



pag. 20

3.12.2 Sarme de sudura Sarmele de sudura in functie de elementele de aliere pe care le contin pot fi: a). Sarme de sudura aliate avand compozitia chimica apropiata fata de compozitia impusa

stratului incarcat. Acestea sunt mai rar utilizate in cazul incarcarii prin sudare a matritelor, datorita dificultatilor intampinate la trefilare

b). Sarme de sudura nealiate utilizate numai cand este posibila sudarea automata sub flux, utilizandu-se un flux ceramic corespunzator [55] si sarme tubulare (cu miez de pulberi) pentru sudarea in medii de gaze protectoare. Suprafetele matritelor care se incarca prin sudare neavand o extindere suficienta si fiind cu o configuratie variabila, limiteaza utilizarea acestui procedeu de mare productivitate.

3.12.3. Electrozi cu miez de pulberi Electrozii tubulari cu miez de pulberi pot fi utilizati la procedeele de sudare MIG, MAG,

sudare sub flux protector [29], precum si la sudarea cu electrod tubular cu miez autofondant, la care nu este necesara o protectie suplimentara cu gaze protectoare sau flux, intrucat rolul protector al substantelor existente in miez este suficient.

In cazul incarcarii prin sudare a matritelor nu este posibila utilizarea intensitatilor mari de curent deoarece produce o supraincalzire a metalului de baza si o crestere a coeficientului de participare a metalului de baza, urmata de o micsorare a proprietatilor mecanice a zonelor incarcate prin sudare. Marirea complexitatii formei electrodului este si ea limitata, atunci cand se sudeaza oteluri aliate in gaz protector, deoarece contribuie la o reducere a ponderii cantitatii de pulbere din miez. Compensarea acestor deficiente care apar la incarcarea matritelor cu electrozi tubulari se poate realiza prin respectarea mai multor conditii din care pot fi amintite urmatoarele :

• utilizarea unor electrozi tubulari cu diametrul cat mai redus, (sub 2 mm) pentru o topire cat mai rapida a miezului de pulbere;

• compactitatea miezului si conductivitatea lui termica sa fie cat mai mare, pentru topirea cat mai uniforma a capatului electrodului;

• pulberile de feroaliaje greu fuzibile (feromolibden, ferovolfram,etc) sa aiba ogranulatie cu dimensiuni minime (sub 0,1 mm) pentru obtinerea unei omogenitati maxime a straturilor incarcate;

• utilizarea unor fondanti, care sa nu genereze substante oxidante in timpul incalzirii fluxului sau a miezului autoprotector a electrodului tubular de tipul Ca0 +CaF2 sau Al2O3 +CaF2 [18], precum si a unor gaze protectoare inerte avand puritate maxima (peste 99,98%) 3.12.4. Materiale de adaus sub forma de pulbere

Utilizarea materiale de adaus sub forma de pulbere in cazul incarcarii prin sudare prezinta avantajul reducerii coeficientului de participare a metalului de baza si a diluarii reduse a componentei chimice a stratului incarcat. Acest avantaj rezulta ca urmare a conductivitatii termice reduse a materialelor pulverulente fata de cele monolit si a utilizarii mai economice a energiei termice, care se raspandeste in mod restrans in metalul de baza [77]. Pentru caracterizarea modului de topire a pulberii metalice s-a introdus coeficientul de participare al metalului pulverulent de sudura m, definit ca raportul [69]:

m =Gcusatura

Gp. 100[%] (3.17)

Gcusatura= b + Gel + Gp (3.18) In care :

b- este participarea metalului de baza [g]



pag. 21

Gel - participarea electrodului [g] Gp - participarea pulberii [g] In cazul sudarii WIG si cu jet de plasma, Gel =0 intrucat nu se utilizeaza sarme de adaos.

CAPITOLUL IV

4. CERCETARI PRIVIND INFLUENTA CICLURILOR TERMICE A SUPRA PROPPRIETATILOR OTELURILOR ALIATE MoCrNi15 SI VCrW8 5 LA

INCARCAREA PRIN SUDARE

Otelurile aliate pentru matrite MoCrNi15 si VCrW85 STAS 3611-88 sunt oteluri aliate de inalta rezistenta si tenacitate, datorita elementelor de aliere pe care le contin.

Sub actunea ciclurilor termice care apar la sudare, zona influentata termic sufera transformari structurale complexe, respective modificari ale proprietatilor care pot afecta durabilitatea in exploatatre a matritelor.

Studierea acestor transformari pe epruvete din materialele amintite, in functie de diferiti parametri, dau posibilitatea stabilirii variantelor optime de sudare pentru care proprietatile zonei influentate termic sa fie cat mai apropiate de proprietatile metalului de baza, astfel incat sa nu mai fie necesar tratamente termice de imbunatatire dupa sudare.

4.1.2 Campul termic la incarcarea prin sudare a matritelor preincalzite partial

Din practica tratamentelor termice [54] a matritelor sunt cunoscute cazurile de incalzire neuniforma la revenire, in urma carora se obtin diferente de duritate recomandate. Pornind de la aceasta idée, au fost efectuate incercari pentru incalzirea partiala a matritelor, in vederea incarcarii prin sudare, a carei utilizare poate diminua efectele nedorite ale preincalzirii prezentate anterior. Exprimarea cantitativa a fenomenelor termice de transmitere a caldurii care au loc in aceasta situatie, se poate face pe baza relatiilor cunoscute [75], adaptate cazului particular, al distributiei initiale neuniforme a temperaturii pe inaltimea matritei, care se poate observa in figura 4.3.

Figura 4.3 Matrita preincalzita partial

Considerand matrita un corp semiinfinit, pentru punctual current M(r) poate fi aplicata relatia cunoscuta [51] a campului termic:

( )trT ,0 =

−−+at

Lr

at

LrT

442

max0 φφ (4.13)

T0max

T0(r,t1)

t=0

t=t1

0

M

r

l



pag. 22

in care functia ( )uφ este data de relatia:

( )uφ = dueu u∫

−

0

22

π, (4.14)

si este calculate in tabele [75] pentru diferite valori ale variabilei u.

Teoretic relatia (4.13) poate fi aplicata tuturor punctelor situate in volumul de material, intrucat sunt neglijate pierderile prin convectie in mediul inconjurator. Practic aceste pierderi nu pot fi neglijate, deci relatia nu este aplicabila punctelor aflate pe suprafata laterala a piesei. Reducerea pierderilor prin convectie se poate realiza daca suprafetele piesei sunt acoperite cu straturi termoizolante. In cazul in care nu este posibila acoperirea suprafetelor cu materiale termoizolante este necesar sa fie introduse in calcule pierderile de caldura prin convectie, care in cazul preincalzirilor partiale au o valoare maxima la suprafata superioara a piesei: In aceasta situatie relatia (4.13) devine:

( )trT ,0 =

−−

+−

at

Lr

at

Lre

T bt

442

max0 φφ (4.15)

in care b =Fc

P

ρα

[s-1]

P este perimetrul suprafetei care se raceste [m] F- marimea suprafetei care se raceste [m2] c- caldura specifica [J/kg.0K] ρ- masa specifica [kg/m3] α- coefficient de convectie termica [W/m2. 0K]

Prin particularizarea relatiei (4.13) pentru punctele situate pe suprafata superioara a piesei, unde r=0, se obtine:

T0(0,t)=T0 max

⋅at

L

4φ ; (4.16)

Relatia (4.16) este dependenta de timp, deci reprezinta un camp termic nestationar. Se

observa insa ca daca este indeplinita conditia:

14

=

at

Lφ ; (4.17)

rezulta T0(0,t)=T0 max, care se poate mentine atat timp cat este satisfacuta relatia (3.10) Din tabele [75] se observa ca functia ( ) 9999,08,2 =φ , de unde rezulta;

8,24

≥at

L iar

atL 6,5≥ ; (4.18)

Deci pentru a mentine suprafata piesei la o temperatura T0 max, un anumit timp t[s], nu

este necesara incalzirea intregii piese la aceasta temperatura, ci este suficienta incalzirea partiala a piesei pe o adancime L[m], astfel incat sa fie indeplinita relatia (4.18). Valoarea limita a



pag. 23

lungimii minime necesare L data de relatia (4.18), presupune ca restul piesei este rece. In realitate datorita conductivitatii termice a materialului si a faptului ca incalzirea portiunii L nu se face instantaneu, ci intr-un timp finit, gradientul de temperatura pe directia longitudinala a matritei scade. De aceea zona preincalzita, isi mentine temperatura la valoarea dorita un timp mai mare decat timpul calculat cu relatia (4.18), ceea ce constituie un avantaj. Reducerea gradientului de temperature dintre zona preincalzita si restul matritei, datorita transmiterii caldurii, reduce tensiunile macroscopice din matrita, ceea ce este de asemenea un avantaj.

Determinarea valorilor adancimii de preincalzire L, in functie de timpul necesar mentinerii unei temperaturi de preincalzire T0 max, se poate efectua cu ajutorul diagramei din figura 4.4.

Figura 4.4 Variatia adancimii de preincalzire partiala L pentru mentinerea unei temperaturi T0 max in zona care va fi incarcata prin sudare

Avantajele preincalzirii partiale (figura 4.3 [75]) fata de preincalzirea totala constau in

economie de energie, reducerea timpului necesar pentru preincalzire, precum si in posibilitatile de dirijare a ciclurilor termice in timpul sudarii. 4.3 Nomograma de calcul a vitezei de racire a sudurii Determinarea rapida a vitezei de racire a sudurii se poate efectua cu ajutorul nomogramei

din figura 4.5, construita cu ajutorul relatiei: wr ( )

vq

TTm

/2

20−= πλ , particularizata pentru

parametrii de lucru si caracteristicile metalului de baza, specifice incarcarii prin sudare a matritelor Nomograma prezentata in figura 4.5 poate fi utilizata si in sens invers, adica daca se impune o viteza de racire wr, poate fi determinata temperatura de preincalzire necesara a metalului de baza.

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 t[s]

l[m] 0.16

0.14

0.12

0.10

0.08

0.06

0.04

0.02

____a=9x10-6m2/s - - - - a=4x10-6m2/s



pag. 24

q/v=4,7·106 [J/m]

q/v=1,4·106 [J/m]

q/v=4,2·106 [J/m]

λ=41,8[W/mK]

λ=30[W/mK]

λ=20[W/mK]

λ=41,8[W/mK]

λ=30[W/mK]

λ=20[W/mK]

λ=30[W/mK]

λ=20[W/mK]

λ=41,8[W/mK]

Tm=9940K

Tm=9000K

Tm=8000K

Tm=7000K

Tm=6000K

Tm=5000K Tm=4000K

Tm=3000K

Tm; temperatura de stabilitate

minima a austenitei

A B

C D

0K 700

600

500

400

300

200 Tem

pera

tura

de

prein

calz

ire T

0

300

250

200

150

100

50

0

Vite

za d

e r

aci

re w

r [0

K/s

]

Figura 4.5 Variatia vitezei de racire a sudurii in functie de temperature de preincalzire a

matritei

4.4 Cicluril termice produse in zona influentata termic de diferite procedee de incarcare prin sudare

Au fost efectuate masuratori ale temperaturilor in cazul incarcarii unui corp semiinfinit prin diferite procedee de sudare utilizand energie liniara situate in apropierea valorii q/v= 5.105 [J/m].

Ciclurile termice obtinute in cazul otelului MoCrNi15 sunt prezentate in figura 4.6.

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

0 2 4 6 8 10 t s

Tem

per

atu

ra [

0K]

Sudare MIG

Sudare WIG

Sudare cu electrod invelit

Figura 4.6 Forma ciclurilor termice pentru diferite procedee de incarcare in punctele situate la

distanta r=2 mm fata de sudura



pag. 25

Se observa ca forma ciclurilor termice este influentata de procedeul de sudare aplicat. Diferentele care apar se datoresc temperaturilor si schimburilor termice diferite, specifice fiecarui procedeu de sudare, care depind de proprietatile electrozilor intre care se formeaza arcul electric (W, Fe, electrod invelit, etc) si de proprietatile si cantitatea vaporilor si gazelor existente in spatial arcului, precum si de peliculele de oxizi sau zgura care acopera baia metalica. Ciclurile termice au fost trasate pentru puncte situate la distanta r = 2mm de baia metalica, in urma prelucrarii datelor experimentale obtinute prin inregistrarea temperaturilor din campul termic al sudurii.

4.4.1 Ciclurile termice aplicate otelurilor MoCrNi15 si VCrW85 si proprietatile mecanice corespunzatoare transformarilor structurale la aceste oteluri

Efectele ciclurilor termice asupra otelurilor studiate au fost puse in evidenta prin incercari mecanice si prin studiul microstructurii obtinute.

In figura 4.8 sunt reprezentate ciclurile termice la care au fost supuse epruvetele din cele doua materiale studiate.

Tmax 16730K

0 40 80 120 160 t[s]

T[0K] 1673

1473

1273

1073

873

673

473

1 2 3 4

0 40 80 120 160 t[s]

T[0K] 1673

1473

1273

1073

873

673

473

Tmax 13730K

5 6 7 8

0 40 80 120 160 t[s]

T[0K] 1673

1473

1273

1073

873

673

473

T max. 1073

9 10 11 12

Figura 4.8 Cicluri termice la care au fost supuse otelurile studiate

Ciclurile termice prezentate pot fi caracterizate prin temperature maxima atinsa, care a

variat de la valorile de 1673 0K, la 1373 0K si 873 0K. De asemenea unele cicluri cum ar fi ciclurile 1, 3, 5, 7, 9, 11, pot fi caracterizate prin

viteza mare de incalzire care se si observa ca atinge o valoare medie de 45-50 0K/s. Ciclurile 2, 4, 6, 8, 10 au viteze de incalzire mai mici a caror valori medii sunt situate intre 25-30 0K/s.



pag. 26

Microstructura otelurilor MoCrNi15 si VCrW85 supuse la diferite cicluri termice a fost cercetata in cazul tuturor epruvetelor rupte si cele mai semnificative au fost obtinute in cazul temperaturilor maxime de incalzire (T=1673 0K).

Dintre acestea sunt prezentate microstructurile otelului MoCrNi15 in figura 4.11-4.13 si ale otelului VCrW85 in figura 4.15-4.17.

a) x 250 b) x 1000 Figura 4.11 Microstructura otelului MoCrNi15 supus ciclului termic I (incalzire rapida la temperatura de 16730K, urmata de racire rapida) atac Nital 4%

a) x 250 b) x 1000

Figura 4.12 Microstructura otelului MoCrNi15 supus ciclului termic II (incalzire lenta

la temperatura de 16730K, urmata de racire rapida) atac Nital 4%

a) x 250 b) x 1000

Figura 4.13 Microstructura otelului MoCrNi15 supus ciclului termic III (incalzire

rapida la temperatura de 16730K, urmata de racire lenta) atac Nital 4%



pag. 27

a) x 250 b) x 1000

Figura 4.15 Microstructura otelului VCrW85 supus ciclului termic I

(incalzire rapida la temperatura de 16730K, urmata de racire rapida) atac Nital 4%

a) x 250 b) x 1000

Figura 4.16 Microstructura otelului VCrW85 supus ciclului termic II (incalzire lenta la

temperatura de 16730K, urmata de racire rapida) atac Nital 4%

x 250 b) x 1000

Figura 4.17 Microstructura otelului VCrW85 supus ciclului termic III (incalzire rapida

la temperatura de 16730K, urmata de racire lenta) atac Nital

Proprietatile mecanice si structura otelurilor MoCrNi15 si VCrW85 sunt influentate in mod asemanator de forma ciclurilor termice la care au fost supuse.

Astfel ciclurile termice care provoaca o modificare pronuntata a microstructurii si o scadere maxima a proprietatilor mecanice, sunt acele cicluri la care viteza de incalzire are valori ridicate (peste 150 0K/s), iar viteza de racire are valori reduse (sub 10 0K/s).



pag. 28

Ciclurile termice care prezinta cea mai redusa influenta asupra microstructurii si asupra proprietatilor mecanice ale otelurilor incercate, sunt acele cicluri la care viteza de incalzire are valori mai reduse (sub 40 0K/s), iar viteza de racire are valori ridicate (peste 50 0K/s). Vitezele mari de racire nu sunt insa indicate in cazul acestor oteluri, datorita tensiunilor interne pe care le produc, chiar daca prezinta avantaje in ceea ce priveste finisarea granulatiei.

Viteza de incalzire a unui punct situate pe suprafata care va fi incarcata prin sudare, este cu atat mai mica cu cat campul termic se apropie mai incet de punctual considerat si cu cat conductivitatea termica a materialului este mai redusa.

Deci reducerea vitezei de incalzire pentru un anumit otel se poate realiza prin reducerea vitezei de sudare la valori minime. In acest caz creste energia de liniara respectiv posibilitatea de supraincalzire a metalului de baza.

Pentru preintampinarea supraincalzirilor care pot avea loc in cazul sudarii cu viteze reduse de sudare, este indicata reducerea energiei liniare, prin reducerea intensitatii de current, respective a micsorarii diametrului electrodului de sudare.

Pericolul de fisurare, care creste in acest caz, poate fi micsorat utilizand preincalzirea sau incalzirea ulterioara a metalului de baza, prin care viteza de racire poate fi dirijata intre limitele dorite.

Rezulta ca in cazul incarcarii prin sudare a matritelor din oteluri MoCrNi15 si VCrW85, nu este indicata sudarea prin procedee de mare productivitate, ci sudarea electrica manuala, sudarea Wolfram -Inert-Gaz (WIG), sau sudarea prin inductie.

4.6.1.1 Dispozitiv de incalzire prin rezistenta electrica

Cu ajutorul dispozitivului de incalzire prin rezistenta de contact, matrita ajunge la temperatura necesara pe baza efectului Joule produs de trecerea curentului prin piesa. Curentul electric necesar incalzirii si automatizarea operatiei de incalzire si de mentinere la temperature constanta, s-a obtinut cu ajutorul instalatiei prezentate in figura 4.26, la care dispozitivul de prindere a epruvetelor a fost inlocuit cu electrozi de contact din cupru raciti cu apa (debitul apei fiind de 20 l/min).

Incercarile de preincalzire au fost efectuate cu electrozi de cupru, avand suprafata de contact de 0,015x 0,100 m2 si 0,015x 0,400 m2.

Considerand ca timpul t=0, in momentul in care s-a inceput incalzirea prin cuplarea instalatiei, campul termic la incalzire a variat asa dupa cum se observa in figura 4.19.

a b

Figura 4.19 Campul termic al matritelor preincalzite electric, determinat experimental a- matrita cu gravura (curbe izicore), b- matrita fara gravura (curbe izometrice)



pag. 29

Analizand cele doua diagrame se observa ca pentru parametrii experimentati, incalzirea electrica este neuniforma, datorita rezistentei de contact, care este mai mare decat rezistenta materialului.

Au fost determinate si temperaturile matritei de-a lungul axului vertical, dupa intreruperea completa a curentului de incalzire, obtinandu-se campul termic la racire prezentat in figura 4.20.

Φ150

473 573 673 773 T [0K] 0

7.5

15

22.5

x [mm]

0

7.5

15

22.5

x [mm]

t=180s t=120s

t=60s

t=0s

Figura 4.20 Campul termic la racire a unei matrite preincalzite partial prin rezistenta

electrica

Se observa ca temperatura suprafetei matritei preincalzita prin rezistenta electrica, cu ajutorul electrozilor de cupru, avand latimea de 0,015 m, scade in primul minut dupa oprirea curentului cu aproximativ 30 0K.

Daca operatia de sudare este mai indelungata, pot fi trimise la intervale regulate de timp, impulsuri de curent, care sa compenseze pierderile de caldura si sa mentina temperatura intre limitele impuse tehnologic.

Pentru simularea si inregistrarea ciclurilor termice complexe la care este supus un material in timpul incarcarii prin sudare, s-a realizat o instalatie a carei schema de principiu este prezentata in figura 4.26.

Figura 4.26 Schema de principiu a incalzirii cu transformator de sudare

Incalzirea epruvetei Ep, fixata in dispozitivul de prindere al instalatiei, este asigurata prin

efectul Joule, produs de curentul secundar al transformatorului TS, reglat in current continuu de la puntea redresoare cu diode de putere Rs, prin intermediul rezistentei variabile Rv. Tensiunea la

B1

B2

C1

2C2

1C2

TS

Rv Rs

Ep

Tc

Pe

R S T 0



pag. 30

bornele redresorului variaza intre 55-60 V, iar intensitatea curentului intre 0-20 A, cu ajutorul careia se poate regla viteza de incalzire a epruvetelor intre 10-50 0K/s. Sistemul automat pentru limitarea temperaturii maxime a ciclului termic si pentru mentinerea epruvetei la o anumita temperature, se bazeaza pe conectarile si deconectarile successive ale contactoruli C2 montat in circuitul primar al transformatorului.

Pentru realizarea incalzirii in regim inductive, in circuitul secundar al transformatorului a fost cuplat dispozitivul de incalzire, care este prezentata in figura 4.27.

Figura 4.27 Dispozitiv de incalzire prin inductie

Dispozitivul de incalzire de tip inductor, este format din mai multi conductori flexibili paraleli

(1), introdusi in tubul de cauciuc (2), avand asigurata racirea cu apa . Pentru reducerea pierderilor de caldura si pentru protejarea tuburilor de cauciuc, matrita a fost

acoperita cu placile de azbest (3) avand grosimea g = 5mm. Inductorul executat din conductori flexibili de cupru prezinta avantajul adaptarii sale la diferite

dimensiuni si forme de matrite, precum si la dispunerea lui pe portiuni de lungimi variabile, in vederea incalzirii partiale ale matritelor.

Repartitia temperaturii la suprafata matritei, dupa 15 minute de incalzire inductive, este prezentata in figura 4.28.

150

100

T0K 773 673 573 1 2 3 2 1 pozitia

1 2 3 2 1

Figura 4.28 Repartitia temperaturii in punctele de pe suprafata matritei dupa 10 min de incalzire inductiva



pag. 31

4.7 Influenta energiei liniare si a procedeului utilizat la incarcarea prin sudare a matritelor asupra geometriei straturilor incarcate

Energia liniara este un factor important care influenteaza forma si calitatea straturilor incarcate prin sudare.

Energia liniara, ca parametru comun tuturor procedeelor de sudare cu arc electric, are domenii de variatie cu limite largi, specifice fiecarui procedeu.

Au fost effectuate incarcari prin sudare prin aceste procedee, cu energii liniare avand valori cat mai apropiate de intervalul stabilit, sudurile fiind executate intr-un singur strat. Epruvetele utilizate au avut forma prismatica cu suprafata de 200 x 100 mm2 si grosimea de 15 mm, atat pentru otelul MoCrNi15 cat si pentru otelul VCrW85

Figura 4.29 Variatia adancimii de patrundere hp a straturilor incarcate prin sudare pe otel

VCrW85, in functie de energia liniara

Figura 4.30 Variatia latimii B a straturilor incarcate prin sudare pe otel VCrW85, in

functie de energia liniara

Figura 4.31 Variatia marimii zonei influentate termic in cazul incarcarii prin

sudare a oteluluil VCrW85

Figura 4.32 Variatia marimii zonei influentate termic in cazul incarcarii prin sudare a otelului MoCrNi15

7 6 5 4 3 2 1

0 4 8 12 16 20 24

111 EN 287

133 EN 287

14 1 EN 287

ZIT VCrW85

Marim

ea Z

IT [m

m]

Energia liniara q/v [x 105J/m]

7 6 5 4 3 2 1

0 4 8 12 16 20 24

111 EN 287 133 EN 287

14 1 EN

287

ZIT MoCrNi15


Marim

ea Z

IT [m

m]

hp

0 4 8 12 16 20 24

111 EN 287 141 EN 287

133 EN 287

h p [mm]

6 5 4 3 2 1

VCrW85


B [mm]

20

18

16

14

12

1 0 0 4 8 12 16 20 24

111 EN 287

141 EN 287 133 EN 287

B

VCrW85




pag. 32

Analizand figura 4.29 si figura 4.30, se observa ca adancimea de patrundere hp, respective latimea B a straturilor incarcate prin sudare, depind atat de energia liniara, cat si de procedeul de sudare aplicat. Cele mai reduse valori ale adancimii de patrundere au fost obtinute in cazul procedeului WIG, iar valorile cele mai mari ale latimii B au fost obtinute in cazul procedeului cu electrozi inveliti. Aceleasi masuratori au fost efectuate sip e epruvete din otel MoCrNi15, dar intrucat rezultatele privind latimea B si adancimea de patrundere hp sunt asemanatoare, nu este necesara prezentarea lor.

Din figura 4.31 si figura 4.32 se observa ca zona influentata termic este mai redusa in cazul otelului VCrW85 fata de otelul MoCrNi15, pentru aceleasi valori ale energiei liniare, corespunzatoare unui anumit procedeu de sudare. Aceasta poate fi explicata prin scaderea conductivitatii termice si prin cresterea stabilitatii termice a otelului, odata cu cresterea continutului de wolfram. Epruvetele de incovoiere pri soc au fost prelevate din materialele MoCrNi15 şi VCrW85, având grosimea 15 mm şi încărcate prin sudare prin procedeul cu arc electric descoperit, W.I.G, M.I.G, şi cu hidrogen atomic. MenŃinerea temperaturilor de preîncălzire în jurul valorii de 580 0K, în cazul materialului MoCrNi15 şi 710 0K, în cazul materialului VCrW85, s-a realizat prin aşezarea epruvetelor pe o placă orizontală de aluminiu, având grosimea de 5 mm şi fiind încălzită în partea inferioară cu ajutorul unui arzător cu flacără gaz metan-aer.

Încălzirea epruvetelor s-a efectuat prin intermediul plăcii de aluminiu, pentru evitarea încălzirilor neuniforme.

Tabelul 4.1 Parametrii de sudare utilizaŃi la încărcarea oŃelurilor MoCrNi15 şi VCrW85

Procedeul de încărcare Sudare cu electrozi înveliŃi

Sudare WIG Sudare MIG Sudare cu hidrogen atomic

Pa

ram

etr

ii de

sud

are

Intensitatea curentului de sudare Is [A]

150-160 110-120 290-310 230-250

Tensiunea arcului electric Ua [V]

24-26 18-20 26-28 78-80

Viteza de sudare vs [m/min] 0,18 0,12 0,45 0,55 Energia liniară [J/m] 1,05.106 0,96.106 0,97.106 1,03.106

Material de adaos Electrod OK 85.58 ESAB

Vergea din oŃel

VCrW85

Sârmă S40CrMn1Si1 STAS 1127-87

Vergea din oŃel VCrW85

Diametrul materialului de adaos [mm]

5 4 3 4

Debitul gazului protector [l/min]

- 9 15 -

Controlul temperaturii s-a efectuat cu ajutorul termocuplului Pt-Pt,Ro legata la milivoltmetru electronic etalonat in 0K. Parametrii de lucru utilizaŃi la încărcarea materialelor MoCrNi15 şi VCrW85, prin diferite procedee de sudare, având energia liniara situată în jurul valorii de 106 [J/m], sunt daŃi în tabelul 4.1.

4.8.2 Rezultate experimentale In urma incercarilor de duritate HV30, efectuate asupra epruvetelor din otelurile MoCrNi15 si VCrW85, incarcate prin diferite procedee de sudare, cu parametrii amintiti, au fost obtinute valorile prezentate in tabela 4.2.



pag. 33

Tabelul 4.2 Duritatile HV30 ale otelurilor MoCrNi15 si VCrW85 incarcate prin sudare Calitatea otelului

Locul determinarii

Procedeul de incarcare

Sudare cu electrozi inveliti

Sudare WIG

Sudare MIG

Sudare cu hidrogen atomic

MoCrNi15 In metalul de baza

410 416 427 408

Sub cordon 573 599 610 584

VCrW85 In metalul de baza

402 415 417 402

Sub cordon 546 572 591 568

Rezultatele obtinute in urma incercarii de incovoiere prin soc a epruvetelor din otel MoCrNi15 si VCrRW85, avand crestatura in zona influentata termic, sunt prezentate in diagramele din figura 4.37.



pag. 34

Figura 4.37. Rezultatele obtinute in urma incercarii de incovoiere prin soc a epruvetelor din otel MoCrNi15 si VCrW85

- A1 – aria ruperii tenace; - A2 – aria ruperii fragile

b1 b

b1 b

Z KCU=b-b1/bx100[%] Z KCU=b-b1/bx100[%]

A1

A2

A1

A2

R KCU=A1/ A1+ A2x100[%]

R KCU=A1/ A1+ A2x100[%]

273 373 473 573 673 773 873 973 T[0K]

273 373 473 573 673 773 873 973 T[0K]

273 373 473 573 673 773 873 973 T[0K]

273 373 473 573 673 773 873 973 T[0K]

273 373 473 573 673 773 873 973 T[0K]

273 373 473 573 673 773 873 973 T[0K]

KCU [daJ/cm2]

3,0

2,5

2,0

1,5

1,0

0,5

0

KCU [daJ/cm2]

3,0

2,5

2,0

1,5

1,0

0,5

0

ZKCU [%]

6

5

4

3

2

1

0

0

ZKCU [%]

6

5

4

3

2

1

0

0 RKCU [%]

60

50

40

30

20

10

0

0

RKCU

[%]

60

50

40

30

20

10

0

Epruvete din MB in stare initiala nesudata Epruvete incarcate prin sudare cu prodedeul WIG, q/v =0.96 x106 [J/m] Epruvete incarcate prin sudare cu hidrogen atromic, q/v =1.03 x106 [J/m] Epruvete incarcate prin sudare cu electrod invelit q/v =1.05 x106 [J/m] Epruvete incarcate prin sudare cu cu procedeul MIG q/v =0.97 x106 [J/m]



pag. 35

4.9 Interpretarea rezultatelor privind influen Ńa procedeelor de sudare, asupra propriet ăŃilor mediului de bază

La încarcarea prin sudare prin diferite procedee, cu toate ca au fost utilizate energii liniare apropiate, situate in jurul valorii de 106[J/m], au fost obținute proprietăți mecanice cu valori variabile în funcție de procedeu. Astfel cea mai pronunŃată durificare a zonei influenŃate termic a fost obŃinută în cazul încărcării prin sudare prin procedeul MIG, atât pentru oŃelul MoCrNi15 (HV30=610) cât şi în cazul oŃelului VCrW85 (HV30=591). Analizând rezultatele obŃinute la încercarea de încovoiere prin şoc, (figura 4.37), se constată o creştere a fragilităŃii oŃelului MoCrNi15 nesudat sau sudat, în cazul temperaturii de încercare de 473 0K. Şi oŃelul VCrW85 prezintă o fragilitate accentuată în toate situaŃiile, pentru temperatura de 293 0K, care se diminuează însă odată cu creşterea temperaturii de încercare. Considerând că temperatura regimului de funcŃionare a matriŃelor este situată între 573 0K şi 773 0K, din rezultatele încercărilor de încovoiere prin şoc obŃinute pe epruvete încălzite, se observă că sudarea WIG şi sudarea cu electrozi înveliŃi, influenŃează în cea mai mică măsură proprietăŃile metalului de bază, pentru intervalul de temperatură considerat.

Încercările au fost efectuate pe epruvete din oŃel MoCrNi15 şi VCrW85, având formă prismatică, cu suprafaŃa de 200 x 100 mm2 şi grosimea de 15 mm, care au fost debitate în aceleaşi condiŃii prevăzute la punctul 4.8.1. Având în vedere că în majoritatea cazurilor straturile încărcate au avut compoziŃia chimică asemănătoare metalului de bază, a fost suficientă încărcarea prin sudare într-un singur strat, sau în două straturi suprapuse. Preîncălzirea oŃelului MoCrNi15 la temperatura de 580 0K şi a oŃelului VCrW85 la temperatura de 710 0K a fost realizată în condiŃiile prevăzute la punctul 4.8.1.

Tabelul 4.3. Parametrii de sudare utilizaŃi la încărcarea oŃelurilor MoCrNi15 şi VCrW85 cu electrozi înveliŃi Marca electrodului

Diametrul electrodului

[mm]

Nr. de straturi

încărcate

Stratul nr.

Intensitatea curentului de sudare Is [A]

Tensiunea arcului Ua [V]

Viteza medie de sudare [m/min]

El Cr2Mo STAS 1125/6-1997

3,25 1 1 125-130 22-24 0,260 2 1 125-130 22-24 0,224

2 125-130 22-24 0,208 4 1 1 150-160 23-25 0,172

2 1 150-160 23-25 0,253 2 150-160 23-25 0,230

OK 85.58 ESAB

5 1 1 150-160 24-26 0,155 2 1 150-160 24-26 0,166

2 150-160 24-26 0,166 HASTELLOY B2

4 1 1 140-150 23-25 0,196 2 1 140-150 23-25 0,172

2 140-150 23-25 0,194 FOX CELESIT SN BÖHLER

3,25 1 1 110-120 20-21 0,170 2 1 110-120 19-20 0,172

2 110-120 19-20 0,221 4 1 1 150-160 21-23 0,184

2 1 150-160 21-23 0,147 2 150-160 21-23 0,168

Parametrii utilizaŃi în cazul încărcării oŃelurilor MoCrNi15 şi VCrW85 prin diferite procedee de sudare sunt prezentaŃi în tabelele 4.3, 4.4, 4.5. łinând seama de faptul că la sudarea prin procedeul MIG s-au produs cele mai intense modificări ale proprietăŃilor metalului de bază (figura 4.37), nu au mai fost efectuate determinări corespunzătoare acestui procedeu.



pag. 36

Tabelul 4.4 Parametrii de sudare utilizaŃi la încărcarea oŃelurilor MoCrNi15 şi VCrW85 prin procedeul WIG Material de adaos Număr de

straturi încărcate

Stratul Intensitatea curentului de sudare Is [A]


Viteza medie de sudare Vs [m/min]

Debitul de argon

[l/ min ]

Vergele din otel MoCrNi15 având diam φ =4 mm

1 1 110-120 18 0,125 9 2

1 110-120 18 0,131 9 2 110-120 18 0,122 9

1 1 200-210 19 0,139 11 Vergele din otel VCrW85 având diam φ =4 mm.

1 1 110-120 18 0,120 9 2 1 110-120 18 0,122 9

2 110-120 18 0,120 9 1 1 200-210 19 0,136 11

Tabelul 4.5 Parametrii de sudare utilizaŃi la încărcarea oŃelurilor MoCrNi15 şi VCrW85

prin procedeul de încărcare cu H- atomic Material Număr de

straturi încărcate

Stratul Intensitatea curentului de sudare Is [A]


Viteza medie de sudare Vs

[m/min] MoCrNi15 1 1 230-250 75 0,55

2

1 240-260 80 0,57 2 240-260 80 0,57

VCrW85 1 1 230-250 75 0,58 2 1 240-260 80 0,53

2 240-260 80 0,53

4.10.2 Cercetarea macroscopică a straturilor încărcate prin sudare Macrostructura otelurilor MoCrNi15 şi VCrW85 încărcate prin sudare cu electrozi

înveliti este prezentată în figura 4.38. În partea stângă a fiecarei fotografii se observă sudurile încărcate într-un strat, iar în

partea dreaptă cele încărcate în doua straturi suprapuse. Parametrii de sudare corespunzatori diferiŃilor electrozi cu care au fost efectuate sudurile, sunt indicate în tabelul 4.3.

Macrostructura oŃelurilor MoCrNi15 şi VCrW85 încărcate prin sudare prin procedeul WIG este prezentată în figura 4.39, iar a celor încărcate prin procedeul de sudare cu hidrogen atomic, în figura 4.40. Şi la aceste figuri, în partea stînga a fiecărei fotografii apar sudurile încărcate într-un singur strat, iar în partea dreapta, cele încărcate în doua straturi suprapuse. Parametrii de sudare corespunzatori sunt cei prezentaŃi în tabelele 4.4, 4.5.

Analizînd macrografiile din figura 4.38 se observă că în toate cazurile de sudare cu electrozii înveliti selectionati, apare o difuziune corespunzatoare între straturile încărcate şi metalul de bază, fără să se observe pori sau fisuri în sudură.

În cazul sudării cu electrod OK 85.58 ESAB φ 5 mm pe oŃel MoCrNi15, figura 4.38 se remarcă o incluziune de zgură situată la limita dintre cele două straturi încărcate, care e posibil să provină din zgura insuficient curăŃată după sudarea primului strat. După aspectul macrostructurii se observă că electrozii selecŃionaŃi sunt compatibili atât cu oŃelul MoCrNi15 cât şi cu oŃelul VCrW85.Cea mai favorabilă zonă de trecere se observă în figura 4.38 corespunzătoare oŃelului VCrW85, încărcat în două straturi cu electrod OK 85.58 ESAB φ 5 mm.

Urmărind macrostructurile straturilor încărcate prin procedeul WIG care sunt prezentate în figura 4.39 se poate afirma că în toate cazurile, metalul de bază este influenŃat în cea mai mica măsură de către procesul de sudare, comparativ cu celelalte procedee. Se observă că la acest procedeu adâncimea de pătrundere şi zona influenŃată termic au cele mai reduse valori. Porii care apar în figura 4.39 posibil că s-au format datorită impurităŃilor care au existat în argon



pag. 37

(puritatea argonului utilizat a fost 99,2%), precum şi datorită oxizilor existenŃi în vergelele forjate din materialul de adaos.

Figura 4.38 Macrostructura otelurilor MoCrNi15 şi VCrW85 incarcate prin sudare cu diferite calitati de electrozi inveliti [77]



pag. 38

Figura 4.39 Macrostructura oŃelurilor MoCrNi15 şi VCrW85 încărcate prin procedeul WIG

[77]

Figura 4.40 Macrostructura oŃelurilor MoCrNi15 şi VCrW85 încărcate prin sudare prin

procedeul cu hidrogen atomic [77]

Se remarcă o frecvenŃă mai mare a porilor în cel de al doilea strat încărcat. În figura 4.40 sunt prezentate macrografiile oŃelurilor MoCrNi15 şi VCrW85 încărcate prin procesul de sudare cu hidrogen atomic. În fuziunea dintre straturile încărcate şi metalul de



pag. 39

bază este corespunzătoare , fără a se observa fisuri în zona de trecere, ceea ce indică o compatibilitate între metalul de bază şi materialele de adaos utilizate. Se remarcă apariŃia unor pori în sudură în cazul încărcării oŃelului MoCrNi15, având ca material de adaos vergele din oŃelul MoCrNi15 sau VCrW85.

Întrucât tehnologia de sudare a fost identică ca şi cea aplicată oŃelului VCrW85, se confirmă că oŃelul MoCrNi15 care conŃine Ni absoarbe mai uşor hidrogenul, decât oŃelul VCrW85, ceea ce favorizează apariŃia porilor.

În urma măsurării durităŃilor HV30 a straturilor încărcate prin sudare prin diferite procedee , având parametrii indicaŃi în tabelele 4.3 , 4.4 , 4.5 au fost obŃinute valorile prezentate în tabelul 4.6 . Tabelul: 4.6. DurităŃile HV30 ale straturilor încărcate prin sudare pe oŃelurile MoCrN15 şi CrVW85

Proced. de

încărca-re

Metalul de bază

Materialul de adaos Sudare într-un singur strat

Sudare în două straturi suprapuse

Primul strat Al doilea strat

Valorile HV30 Media Valorile HV30

Media Valorile HV30

Media

Sud

are

ele

ctri

că m

anu

ală

cu e

lect

rozi

înve

liŃi

M

oCrN

i15

El Cr2Mo STAS 1125/6-97 Φ 3,25 mm

730, 695, 736, 705

716 769, 666, 695, 720

712 710, 675, 644, 710

685

El Cr2Mo STAS 1125/6-97 Φ 4 mm

686, 661, 695, 648

667 769, 730, 752, 752

751 741, 780, 695, 752

761

OK 85.58 ESAB Φ5 mm

393, 451, 413, 436

423 391, 381, 402, 391

391 409, 432, 427, 432

425

Hastelloy B2 Φ 4 mm

757, 746, 763, 739

751 705, 685, 690, 730

702 710, 736, 725, 725

726

Fox Celesit SN Bohler Φ 3,25 mm

192, 189, 196,193

192 230, 223, 210, 212

218 275, 270, 223, 230

249

Fox Celesit SN Bohler Φ 4 mm

223, 223, 225, 222

223 211, 211, 203, 217

210 206, 211, 272, 246

234

V

CrW

85

El Cr2Mo STAS 1125/6-97 Φ 3,25 mm

652, 639, 635, 625

638 705, 715, 705, 700

706 810, 810, 805,783

802

El Cr2Mo STAS 1125/6-97 Φ 4 mm

635, 680, 661, 695

668 685, 690, 680, 695

688 730, 752, 690, 746

727

OK 85.58 ESAB Φ 5 mm

427, 413, 415, 426

420 439, 476, 468, 412

449 432, 415, 428,419

423

Hastelloy B2 Φ 4 mm

579, 594, 586, 564

581 602, 618, 648, 608

619 618, 575, 594, 586

593

Fox Celesit SN Bohler Φ 3,25 mm

197, 195, 207, 202

200 337, 254, 250, 276

279 252, 320, 339, 324

309

Fox Celesit SN Bohler Φ4 mm

216, 231, 227, 218

223 240,230, 228, 234

233 268, 272, 288, 284

271

Su

dare

cu

hidr

ogen

ato

mic

MoC

rNi1

5 Vergele din oțel MoCN15 Φ 4 mm

293, 312, 312, 298

304 302, 298, 281, 281

291 312, 286, 298, 252

286

Vergele din oțel VCrW85 Φ 4 mm

344,294, 377, 358

343 381, 383, 383, 387

383 406, 362, 413, 406

397

V Cr

W 85 Vergele din oțel

MoCrNi15 Φ 4 mm 449, 307, 404, 413

393 385, 377, 358, 383

376 454,396, 449,449

437



pag. 40


533,451, 409,473

467 451, 459, 406, 413

432 428, 459, 465, 478

457

Su

dare

W

IG

MoC

rNr1

5 Vergele din oțel

MoCN15 Φ 4 mm 367, 348, 370, 354

360 341, 352, 348, 370

353 341, 338, 345, 340

341

Vergele din oțel VCW85 Φ 4 mm

564, 535, 538, 513

538 510, 518, 513, 518

515 515, 518, 509, 524

516

VC

rW85

Vergele din oțel MoCrNi15 Φ 4 mm

434, 415, 459, 439

437 457, 423, 420, 429

432 429, 454, 439, 447

442


593, 556, 515, 542

551 570, 559, 518, 531

543 639, 586, 610, 554

597

Din datele prezentate în tabela 4.6 rezultă că duritatea straturilor încărcate cu electrozi

InterAlloy este redusă. Prin ecruisare sub acŃiunea loviturilor şi prin încălzire la 550-750 K, la acest aliaj pe bază de nichel, s-a produs o durificare prin precipitare dispersă, prin aceasta duritatea si-a mărit valoarea pâna la 442 HV30.

4.11 Cercetarea microscopică a straturilor încărcate prin sudare Microstructurile oŃelurilor MoCrNi15 şi VCrW85 încărcate prin sudare cu mai multe

calitati de electrozi înveliŃi sunt prezentate în figura 4.41 respectiv în figura 4.43. Parametrii de sudare corespunzatori diferiŃilor electrozi cu care au fost efectuate sudurile sunt indicaŃi în tabelul 4.3.

a) Electrod El Cr2Mo φ 3,25mm. b) Electrod El Cr2Mo φ 3,25 mm. Atac Nital 4%; 100:1 Atac Nital 4%; 500:1

c) Electrod OK 85.58 ESAB φ 5 mm. d) Electrod OK 85.58 ESAB φ 5mm. Atac Nital 4%; 200:1 Atac Nital 4%; 200:1



pag. 41

e) Electrod Hastelloy B2 φ 4mm. f) Electrod Hastelloy B2 φ 4mm. Atac Apa regala; 200:1 Atac Apă regală; 200:1

g) Electrod Fox Celesit SN φ 3,25 mm. h) Electrod Fox Celesit SN φ 3,25 mm.

Atac apă regală; 100:1 Atac apă regală; 500:1 Figura 4.41 Microstructura zonelor încărcate prin sudare cu electrozi înveliŃi pe oŃel MoCrNi15

Analizând microstructura straturilor încărcate cu diferiŃi electrozi pe oŃelul VCrW85, se

observă in toate cazurile o interpătrundere mai bună la metalul de bază, decât la oŃelul MoCrNiI5. Astfel în figura 4.43-a, trecerea dintre sudura (partea dreaptă a micrografiei) si zona influenŃată termic, este mai dificil de delimitat, datorită interpătrunderii dintre stratul incărcat si metalul de bază . Spre deosebire de zona influenŃată termic, sudura conŃine o cantitate mare de austenită reziduală (pîna la 20%), care se observa detaliat in figura 4.43-b la o mărire de 200:1. Compozitia chimică a electrozilor OK 85.58 ESAB este asemănătoare cu compoziŃia otelului WCrW85 si asigură o structură fină a sudurii, usor diferenŃiată fată de a metalului de bază, ceea ce se observă in fig.4.21-c. Singurul dezavantaj al acestor electrozi sunt incluziunile care pot apare şi a căror provenienŃă va fi discutată la punctul 4.12. La o mărire de 500:l structura sudurii este prezentată in figura 4.43-d şi este formată din bainită şi austenită reziduală ( pîna la 15%). Electrozii Hastelloy B2 dau de asemenea o bună difuziune a sudurii la oŃelul WCrW85, ceea ce se poate observa din fig 4.43-e, în care interpatrunderea dintre metalul de bază (in stînga micrografiei) şi sudură (în dreapta micrografiei )este favorabilă. Stratul incărcat nu este atacat de Nital si developarea structurii a fost efectuată cu apa regală (figura 4.43- f).



pag. 42

a) Electrod El Cr2Mo φ 3,25 mm. b) Electrod El Cr2Mo φ 3,25 mm.

Atac Nital 4%; 100:1 Atac Nital 4%; 200:1

c) Electrod OK 85.58 ESAB φ 5 mm. d) Electrod OK 85.58 ESAB φ 5 mm.

Atac Nital 4%; 100:1 Atac Nital 4%; 500:1

e) Electrod Hastelloy B2 φ 4 mm. f) Electrod Hastelloy B2 φ 4 mm.

Atac Apa regala; 200:1 Atac Apă regală; 200:1

g) Electrod Fox Celesit SN φ 4 mm. h) Electrod Fox Celesit SN φ 4 mm.

Atac Apa regala; 200:1 Atac Apă regală; 200:1

Figura 4.43 Microstructura zonelor încărcate prin sudare cu electrozi înveliŃi pe oŃel VCrW85

Cea mai favorabilă interpătrundere dintre sudură si metalul de bază o prezintă straturile încărcate cu electrozi Fox Celesit SN φ 4 mm pe oŃel WCrW85, care se observă in figura 4.43-g.



pag. 43

a) Metal de bază: MoCrNi15; 200:1 b) Metal de bază: MoCrNi15; 200:1 Material de adaos: VCrW85 Material de adaos: MoCrNi15

c) Metal de bază: VCrW85; 200:1 d) Metal de bază: VCrW85; 200:1 Material de adaos: VCrW85 Material de adaos: MoCrNi15

Figura 4.44 Microstructura zonelor încărcate prin procedeul de sudare WIG

a) Metal de bază: MoCrNi15; 200:1 b) Metal de bază: MoCrNi15; 200:1 Material de adaos: VCrW85 Material de adaos: MoCrNi15

c) Metal de bază: VCrW85; 200:1 d) Metal de bază: VCrW85; 200:1 Material de adaos: VCrW85 Material de adaos: MoCrNi15

Figura 4.45 Microstructura zonelor încărcate prin procedeul de sudare cu hidrogen atomic



pag. 44

4.13 AderenŃa dintre straturile încărcate prin sudare şi metalul de bază În toate cazurile de încărcare prin sudare, utilizând electrozii înveliŃi, procedeul WIG, sau

procedeul cu hidrogen atomic, coeficientul de aderenŃă la şoc al straturilor încărcate As [77] ,a avut valori supraunitare, ceea ce indică o bună compatibilitate a sudurii cu metalul de bază. Pentru compararea aderenŃei straturilor încărcate prin diferite procedee, este necesară compararea valorilor absolute ale energiei specifice, necesare ruperii aceluiaşi tip de epruvete, care se poate observa in figura 4.47, în cazul metalului de bază MoCrNi15 şi în figura 4.48 în cazul metalului de bază VCrW85.

0123456

Energia specifica

ruperii prin soc [daJ/cm2]

Sudare manuala cu electrodinvelit

El Cr2Mo

OK 85.58 ESAB

Fox Celersit SNBohler

Hastelloy B2

00,20,40,60,8

11,2Energia

specifica ruperii

prin soc [daJ/cm2]

Sudare WIG

El MoCrNi15

El VCrW850,65

0,7

0,75

0,8Energia

specifica ruperii prin

soc [daJ/cm2]

Sudare cu hidrogenatomic

El MoCrNi15

El VCrW85

Fig.4.47 Variația energiei specifice necesare ruperii la diferite procedee de încărcare prin

sudare MB- MoCrNi15

0

2

4

6

8Energia

specifica necesara ruperii

prin soc [daJ/cm2]

Sudare nanuala cu electrod invelit

El Cr2Mo

OK 85.58 ESAB

Fox Celesit SN Bohler

Hastelloy B2

0

0,5

1

1,5Energia specifica necesara

ruperii prin soc

Sudare WIG

El MoCrNi15

El VCrW 850

0,20,40,60,8

11,2Energia

specifica necesara

ruperii prin soc

[daJ/cm2]

Sudare cuhidrogen atomic

El MoCrNi15

El VcrW85

Fig.4.48 Variația energiei specifice necesare ruperii la diferite procedee de încărcare prin

sudare MB- VCrW85



pag. 45

Rezultatele prezentate în figura 4.47 şi figura 4.48 confirmă observaŃiile efectuate asupra macro şi microstructurilor studiate şi anume, aderenŃa cea mai favorabilă se obŃine în cazul încărcării prin procedeul de sudare electric manual cu electrozi înveliŃi, dintre care cel mai aderent, este stratul obŃinut cu electrodul Fox Celesit SN - Böhler.

4.14 DeformaŃii termice ale metalului depus prin sudare łinînd seama că temperaturile de preîncălzire nu au ajuns, în niciunul din cazurile cercetate, sub valorile limită prescrise şi că frecvenŃa de apariŃie a fisurilor a fost mai mare în cazul încărcării oŃelului MoCrNi15 cu electrozi El Cr2Mo – STAS 1125/6-97, a fost necesară ridicarea curbelor dilatometrice corespunzătoare, pe baza cărora se pot explica anumite cazuri de incompatibilitate. Analiza dilatometrică a fost efectuată cu ajutorul dilatometrului diferenŃial de tip Ulbricht Bauart Weiss, atât la încălzire, cât şi la răcire. Viteza de încălzire a fost menŃinută în jurul valorii de 180 0K/h, iar viteza de răcire în jurul valorii de 250 0K/h. Rezultatele analizei dilatometrice sunt prezentate în figura 4.49, din care se observă că la încălzire, materialele cercetate se dilată uniform pînă la temperatura de 978 0K, după care apar diferenŃe mai pronunŃate la dilatarea liniară.

incalzire

59,659,8

6060,260,460,660,8

473

673

873

1073

Temperatura [0k]

Lu

ng

imea

ep

ruve

tei [

mm

]

1-ElMoCrNi15

2-El VCrW85

3-El Cr2Mo

4-OK 85.58ESAB

a) Variatia lungimii la încălzire

racire

59.659.8

6060.260.460.660.8

1173

1073 97

387

377

367

357

3

Temperatura [0K]

Lu

ng

imea

ep

ruve

tei [

mm

]

1-ElMoCrNi15

2-El VCrW85

3- El Cr2Mo

4- OK 85.58ESAB

b) Variatia lungimii la răcire

Figura 4.49 VariaŃia lungimii epruvetelor încălzite şi apoi răcite, în funcŃie de temperatura la

care au fost efectuate determinările. Lungimea iniŃială a epruvetelor la temperatura de 293 0K a fost L0=60,00 mm.



pag. 46

4.16 RezistenŃa la uzură Determinarea rezistenŃei la uzură a straturilor incărcate prin sudare s-a efectuat pe probe

inelare, care au fost încercate cu ajutorul instalaŃiei Amsler tip A 135. Încărcarea prin sudare s-a realizat pe probe cilindrice din oŃel MoCrNi15, respectiv

VCrW85 avînd diametrul exterior Ø 38 mm şi lungimea de 20 mm. SuprafaŃa cilindrică a probelor a fost încărcată prin sudare in trei până la patru straturi ,cu

următoarele sorturi de electrozi: 1. Fox Celesit SN- Bohler; Ø4 mm 2. OK 85.58 ESAB;4 Ø mm 3. El Cr2Mo – STAS 1125/6-97, 4 Ø mm 4. Hastelloy B2; Ø 4 mm Din tabeul 4.7 se observa ca duritatea straturilor incarcate prin sudare, nu este factor

determinant asupra rezistentei la uzura. Astfel straturile incarcate cu electrozi Fox Celesit SN au o duritate redusa dupa sudare (HV30 =223), dar prezinta o rezistenta satisfacatoare la uzura.

Tabelul 4.7 Pierderi prin uzură ale straturilor încărcate prin sudare cu diferiŃi electrozi Nr crt

Metal de bază

Electrod

Uzura [g] Duritatea HV 30 a ultimului strat

1h 2h 3h 4h După sudare După incercare la uzură

1 Mo CrNi 15

Fox Celesit SN 0.18 0,29 0.34 0,37 223 418 2 OK 85.58 0.16 0.31 0,45 0,58 436 449 3 El Cr2Mo 0.09 0.21 0.30 0,39 661 695 5

VCrW 85 Fox Celesit SN 0,22 0.32 0,37 0,37 239 402

6 OK 85.58 0,13 0.26 0,39 0,39 496 508 7 El Cr2Mo 0,15 0,28 0,42 0,42 654 661

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4

Durata incercarii [h]

Uzu

ra s

trat

uri

lor

inca

rcat

e [g

]

El Fox Celesit SN/MoCrNi15

El OK 85.58/MoCrNi15

El Cr2Mo/MoCrNi15

El Fox Celesit SN/VCrW85

El OK 85.58/VCrW85

El Cr2Mo/VCrW85

Figura 4.54 VariaŃia în timp a uzurii diferitelor straturi încărcate prin sudare

4.17 RezistenŃa la şoc termic Determinarea rezistenŃei la şoc termic a fost efectuată pe epruvetele incarcate prin sudare, care au fost utilizate la încercarea de uzură.

Dupa incalzirea locala a epruvetei cilindrice cu un inductor electric a fost adoptată soluŃia de răcire a epruvetelor in baie de aliaje usor fuzibile, întrucât răcirea intensă în apă sau in ulei este mult diferita de cazul real al şocurilor termice pe care le suferă matriŃele de forjă. De altfel



pag. 47

in cazul răcirilor in apă sau ulei, fisurile apar dupa primele rotaŃii ale epruvetei, fără posibilităŃi de apreciere cantitativă comparativă, a rezultatelor între diferitele epruvete incărcate prin sudare. RezistenŃa la şoc termic se poate aprecia in funcŃie de numărul de rotaŃii, la care a rezistat fiecare epruvetă solicitată în condiŃii identice, până la apariŃia fisurilor vizibile pe suprafaŃa cilindrică încălzită şi răcită succesiv. Datele experimentale obŃinute în urma încercării la şoc termic sunt prezentate în tabelul 4.8.

Tabelul 4.8. Numărul de cicluri termice după care au fisurat epruvetele încercate la şoc termic.

Parametrii de lucru pentru care au fost obŃinute datele prelucrate in tabelul 4.8, au fost

mentinuŃi constatanŃi în cazul tuturor determinărilor şi au avut următoarele valori: • Lungimea activa a inductorului L=10mm • Mărimea intrefierului δ=1mm • Viteza unghiulara a epruvetei ω=0,1 rad/s • Adâncimea de patrundere in baie h=5mm • Temperatura baii 623 0K • Temperatura maximă de încălzire a straturilor încărcate prin sudare 1173 0K.

Din tabelul 4.8 se observă ca rezistenŃa cea mai mare la şocuri termice o prezintă electrozii Fox Celesit SN, precum si electrozii OK 85.58.

CAPITOLUL V 5. CONCLUZII FINALE SI CONTRIBUTII PERSONALE.

5.1 Concluzii finale Proprietatile mecanice si structura otelurilor MoCrNi15 si VCrW85 sunt influentate in

mod asemanator de forma ciclurilor termice la care au fost supuse. Astfel ciclurile termice care provoaca o modificare pronuntata a microstructurii si o

scadere maxima a proprietatilor mecanice, sunt acele cicluri la care viteza de incalzire are valori ridicate (peste 150 0K/s), iar viteza de racire are valori reduse (sub 10 0K/s).

Ciclurile termice care prezinta cea mai redusa influenta asupra microstructurii si asupra proprietatilor mecanice ale otelurilor incercate, sunt acele cicluri la care viteza de incalzire are valori mai reduse (sub 40 0K/s), iar viteza de racire are valori ridicate (peste 50 0K/s). Vitezele mari de racire nu sunt insa indicate in cazul acestor oteluri, datorita tensiunilor interne pe care le produc, chiar daca prezinta avantaje in ceea ce priveste finisarea granulatiei.

Viteza de incalzire a unui punct situate pe suprafata care va fi incarcata prin sudare, este cu atat mai mica cu cat campul termic se apropie mai incet de punctual considerat si cu cat conductivitatea termica a materialului este mai redusa.

Deci reducerea vitezei de incalzire pentru un anumit otel se poate realiza prin reducerea vitezei de sudare la valori minime. In acest caz creste energia liniara respectiv posibilitatea de supraincalzire a metalului de baza.

Metal de bază MoCrNi15 VCrW85

Electrodul utilizat la încărcare


OK 85.58 ESAB

El Cr2Mo

STAS 1125/6-97


OK 85.58 ESAB

El Cr2Mo

STAS 1125/6-97

Numărul de cicluri termice

112 106 71 194 163 88



pag. 48

Pentru preintampinarea supraincalzirilor care pot avea loc in cazul sudarii cu viteze reduse de sudare, este indicata reducerea energiei liniare, prin reducerea intensitatii de curent, respective a micsorarii diametrului electrodului de sudare.

Pericolul de fisurare, care creste in acest caz, poate fi micsorat utilizand preincalzirea sau incalzirea ulterioara a metalului de baza, prin care viteza de racire poate fi dirijata intre limitele dorite.

Rezulta ca in cazul incarcarii prin sudare a matritelor din oteluri MoCrNi15 si VCrW85, nu este indicata sudarea prin procedee de mare productivitate, ci sudarea electrica manuala, sudarea Wolfram -Inert-Gaz (WIG), sau sudarea prin inductie.

La încarcarea prin sudare prin diferite procedee, cu toate ca au fost utilizate energii liniare apropiate, situate in jurul valorii de 106[J/m], au fost obținute proprietăți mecanice cu valori variabile în funcție de procedeu. Astfel cea mai pronunŃată durificare a zonei influenŃate termic a fost obŃinută în cazul încărcării prin sudare prin procedeul MIG, atât pentru oŃelul MoCrNi15 (HV30=610) cât şi în cazul oŃelului VCrW85 (HV30=591). Analizând rezultatele obŃinute la încercarea de încovoiere prin şoc se constată o creştere a fragilităŃii oŃelului MoCrNi15 nesudat sau sudat, în cazul temperaturii de încercare de 473 0K.

Şi oŃelul VCrW85 prezintă o fragilitate accentuată în toate situaŃiile, pentru temperatura de 293 0K, care se diminuează însă odată cu creşterea temperaturii de încercare. Considerând că temperatura regimului de funcŃionare a matriŃelor este situată între 573 0K şi 773 0K, din rezultatele încercărilor de încovoiere prin şoc obŃinute pe epruvete încălzite, se observă că sudarea WIG şi sudarea cu electrozi înveliŃi, influenŃează în cea mai mică măsură proprietăŃile metalului de bază, pentru intervalul de temperatură considerat.

Încărcarea prin sudare a oŃelurilor MoCrNi15 şi VCrW85 este posibilă, dacă se efectuează o preîncălzire corespunzătoare la temperatura de 580 0K respectiv 710 0K. Aceste valori indicate, au aplicabilitate pentru procedeele de încărcare prin sudare şi materialele de adaos, la care compoziŃia chimică a metalului depus prin sudare, este echivalentă cu compoziŃia chimică a metalului de bază. În cazul materialelor de adaos care asigură o compoziŃie chimică diferită faŃă de compoziŃia metalului de bază, pot apare cazuri de incompatibilitate datorită fisurării zonei de trecere, mai cu seamă la sudarea în straturi suprapuse. Evitarea acestui gen de fisuri se poate face prin compararea curbelor dilatometrice corespunzătoare şi prin evitarea preîncălzirii la temperatura la care, diferenŃele între contracŃiile termice sunt maxime. Preîncălzirea metalului de bază, în cazul pieselor masive, prin procedee electrice (prin rezistenŃă de contact sau prin inducŃie), crează diferenŃe de temperatură între părŃile exterioare ale pieselor şi miez, care pot fi diminuate prin aplicarea regimurilor intermitente de încălzire, formate din perioade de încălzire, alternând cu perioade de pauză. Aceste cicluri pot fi aplicate în întreaga perioadă de sudare, pentru compensarea schimburilor termice. Zona influenŃată termic, corespunzătoare sudurilor efectuate cu energie liniară constantă, variază în funcŃie de procedeul de sudare aplicat. În mod asemănător, au fost observate şi variaŃii ale proprietăŃilor mecanice şi a structurii zonei influenŃate termic. Aceste observaŃii confirmă necesitatea impunerii unor condiŃii limit ă de aplicabilitate a relaŃiilor câmpului termic, la care până în prezent, nu se Ńine seama de forma şi dimensiunile reale ale sursei termice. Pentru aceleaşi energii liniare utilizate, procedeul de sudare WIG, precum şi procedeul de sudare cu electrozi înveliŃi, având polaritate inversă, prezintă cea mai redusă influenŃă defavorabilă, asupra proprietăŃilor metalului de bază. Difuziunea cea mai favorabilă între sudură şi metalul de bază, s-a observat în urma cercetării microscopice a zonei de trecere pentru metalul depus prin sudare, având compoziŃia chimică echivalentâ cu metalul de bază. O difuziune favorabilă prezintă şi sudurile, realizate cu



pag. 49

electrozii Fox Celesit SN şi cu electrozi Hastelloy B2, utilizând parametrii de sudare indicaŃi. Încercările mecanice efectuate, confirmă aderenŃa bună a acestor suduri, atât în cazul încărcării oŃelului MoCrNi15, cât şi a oŃelului VCrW85. Microdefectele cele mai frecvente observate la sudarea cu electrozi înveliŃi, sunt incluziunile de zgură provenite din curăŃarea insuficientă a zgurii de pe straturile încărcate. Cazul cel mai defavorabil apare în cazul electrozilor bazici cu zgură puŃină, la care stratul de zgură este discontinuu şi se desprinde greu de pe sudură (electrozii El Cr2Mo STAS 1125/6-97). Sunt periculoase incluziunile de fero-wolfram din sudură, puse în evidenŃă cu ajutorul microsondei electronice de tip J.X.A-5, şi cu microscopul electronic, care produc microfisurări întârziate ale sudurii. Microdefectele cele mai frecvente observate la sudare prin procedeul WIG, sunt incluziunile de oxizi, provenite din metalul de adaos forjat dacă conŃine suprapuneri de material, şi porozitatea sudurii, dacă gazul protector Ar, are puritate redusă. Tot în cazul sudării WIG a oŃelului VCrW85, utilizând ca metal de adaos bare forjate din oŃel MoCrNi15, aderenŃa sudurii la metalulu de bază scade, dacă energia liniară depăşeşte 2.106 J/m. Au fost observate în această situaŃie şi fisuri în zona de trecere, care au apărut numai în cazul sudării cu energii liniare mari. Întrucât aceste defecte nu apar la utilizarea unui metal de adaos VCrW85, se presupune că participarea mărită a metalului de bază VCrW85, în combinaŃie cu oŃelul MoCrNi15 este defavorabilă în raport cu metalul de bază VCrW85.

La încărcarea prin sudare a matriŃelor în condiŃiile de producŃie, este posibilă apariŃia microdefectelor în sudură. Cu toate că dimensiunile lor sunt reduse aceste defecte pot influenŃa negativ durabilitatea sculelor încărcate. Înlăturarea acestor defecte este posibilă prin calcinarea corespunzătoare a electrozilor înainte de sudare, şi prin curăŃarea atentă a zgurii de pe fiecare strat încărcat, insistându-se asupra colŃurilor formate între strat şi metalul pe care s-a depus. Tot pentru înlăturarea microdefectelor se impune în cazul încărcării prin procedeul WIG, sau cu hidrogen atomic, utilizarea materialelor cât mai pure (argon respectiv hidrogen de puritate maximă), precum şi a vergelelor din metal de adaos obŃinute prin laminare şi trefilare nu prin forjare libera. O mare importanŃă o reprezintă şi respectarea parametrilor de sudare corespunzători, mai cu seamă la utilizarea unor materiale de adaos care formează straturi încărcate cu compoziŃie chimica diferită de a metalului de bază Electrozii abordati El Cr2Mo, OK 85.58, Fox Celesit SN, pentru incarcarea otelurilor de matrite MoCrNi15 si VCrW85 au o aderenta buna a metalului depus prin sudare fata de metalul de baza, o rezistenta buna la la şoc termic si o buna rezistenta la uzare. Este indicata utilizarea electrodului indigen El Cr2Mo pentru sudarea otelurilor de tip VCrW85. La fabricarea acestui tip de electrozi este necesară continuarea cercetărilor în vederea utilizării pulberilor de fero-wolfram cu granulaŃie sub 0,1 mm, pentru evitarea formării incluziunilor exogene de fero-wolfram, care pot genera microfisurări întârziate ale sudurii.

5.2 Contributii personale Cercetarile efectuate in cadrul lucrării, scot in evidenta urmatoarele contributii personale si

originale • Particularizarea relaŃiilor campului termic de la sudare, pentru piese masive si ridicarea

unui nomograme (figura 4.5), care permite stabilirea temperaturii de preîncălzire a metalului de bază, in funcŃie de viteza de răcire impusă. Nomograma este construita pentru oteluri aliate, având conductivitatea termică intre 20-42 W/m. 0K, şi pentru energii liniare relativ reduse, având valori pană la 4,2.106 J/m. Prin folosirea metodei propuse,



pag. 50

pot fi construite nomograme asemănătoare pentru orice calităŃi de oteluri si pentru orice energii liniare, utilizate in practica sudării.

• Construirea unor diagrame, prin sistematizarea datelor existente, privind tratamentele termice ale oŃelurilor pentru matriŃe, diagrame care pot fi utilizate si in cazul preincalzirii, sau a detensionarii dupa sudare a matriŃelor. Cele mai reprezentative diagrame care permit o utilizare mai comoda si mai precisă a datelor cunoscute, sunt prezentate in figura 2.22 – 2.27.

• Tinand seama de avantajele preincalzirii partiale precum si de gabaritul blocurilor de matrite, au fost utilizate dispozitive de incalzire prin rezistenta electrica, dispozitive de incalzire prin inductie (calculul aferent al inductorului flexibil), si dispozitive de incalzire cu flacara gaz metan-aer toate de conceptie proprie.

• Pentru simularea si inregistrarea ciclurilor termice complexe la care este supus un material in timpul incarcarii prin sudare, s-a realizat o instalatie a carei schema de principiu este prezentata in figura 4.26. la care se poate atasa si inductorul flexibil .

• Determinarea rezistenŃei la şoc termic a materialului depus prin sudare pe epruvete cilindrice s-a facut prin incalzirea locala a acrestora cu ajutorul unui inductor. Racirea epruvetelor s-a facut prin rotire si scufundarea partii opuse incalzirii cu inductoriul, in bai de aliaje usor fuzibile (Pb-Sb). Aceasta racire (fata de apa si ulei) este mai aproape de conditiile reale de functionare a matritelor de forja..

• Abordarea unor electrozi straini OK 85.58 ESAB, Hastelloy B2 si Fox Celesit SN – Bohler si indigeni El Cr2Mo STAS 1125/6-97 pentru incarcarea matritelor care sa corespunda la o aderenta buna a metalului depus prin sudare fata de metalul de baza, o paricipare a MB cat mai mica la formarea cordonului de sudura, o rezistenta buna la la şoc termic si o buna rezistenta la uzare.

• Cercetarea si stabilirea unei tehnologii optime de incarcare prin sudare, a matriŃelor din otelurile MoCrNi15 si VCrW85.



pag. 51

BIBLIOGRAFIE SELECTIVA

1. Aichele, G., 116 Reguli de sudare în mediu de gaz protector, Editura Sudura, Timisoara, ISBN 973 - 98968 - 5 - 5, 1999.

4. Amza, G., s.a., Tratat de tehnologia materialelor, Editura Academiei Române, Bucuresti 2002.

6. Anghel, I., Sudarea otelurilor aliate, Ed.tehnică, Bucuresti, 1993. 10. Bal, N., Bejan, M., Algoritm de calcul pentru determinarea tensiunilor remanante în

asamblările sudate, a 8-a ConferinŃă internaŃională de tensonometrie si incercări de metale, Bucuresti 2000, p. 256-263.

11. Baron, T., s.a., Calitate si fiabilitate, Vol. I-II, Editura Tehnică, Bucuresti, 1998. 16. Berger,G., La dilatometrie differentielle applique a l'etude - desaciers, Paris, Ed.

Dunod, 1975, p.51-75. 20. Binchiciu,H., Iovănas, R., Încărcarea prin sudare cu arcul electric, Bucuresti

Ed.Tehnică 1992. 25. Candea, N.V., Metalurgia sudării, Ed. Lux Libris, Brasov, 1999. 26. Chirita,V.,A., Matritarea la cald a materialelor si aliajelor, Bucuresti, 1979, p.447-

509. 30. Constantin, E., Tehnologia sudării prin topire, vol I si II , Ed. Universitătii din Galati,

1984 33. Darolti, M., Scorobetiu,L., Nath., G., Research Concerning, the Cutting Propriertes

of turning Tools Brased with Metallic Carbides plates type K 10, at processing grey Cast Iron typee FC 32, International Conference of Technologies, TQSD 08, Bucuresti, 30-31 oct. 2008, ISSN 1844-9158.

34. Darolti, M., Scorobetiu,L., Trif N., Nath., G., Defects that apear at Welded or Soldered joinings at tools with hard and extrahard components, Fourth International Conference, “Mecanics and Machine Elements” 5-7 november 2009 Sofia, Bulgaria.

42. Gâdea, S., Petrescu, M., Metalurgie fizică si studiul metalelor, Editura Didactică si Pedagogică , Bucuresti 1988.

45. Geru, N., Materiale metalice, structură, proprietăti, utilizări ; Editura tehnica, Bucuresti, 1985.

52. Iacobescu, G., Solomon, Gh., Miclosi, V., Marina, Gh., Echipamente pentru sudare, Vol. 1, Editura Printech, Bucuresti, 1999.

54. Iovănas,R., Iovănas, D., Reconditionarea si repararea produselor sudate, Editura Sudura, Timisoara 2006.

57. Machedon-Pisu, T., Materiale si tratamente termice pentru structuri sudate, Ed. Lux Libris, Brasov, 1996.

61. Miclosi, V., Scorobetiu,L., Bazele proceselor de sudare, Editura didactică si pedagogică, Bucuresti, 1982.

63. Mihăilescu, D., Mihăilescu, A., Lupu, G., Tehnologia sudării prin topire - Îndrumar de proiectare, Editura Fundatiei Universitare „Dunărea de Jos” din Galati, ISBN 973 - 627 - 124 - 2, 2004.

64. Mihăilescu, D., Procedee conexe sudării - Lucrări practice, Universitatea "Dunărea de Jos" din GalaTi, 1997.

75. Myers J., Strees relief cracking of Cr-Mo-V steels, CFGB Report- RD/RR/166,1983, London (England).



pag. 52

76. Nath, G., Cercetări privind aplicarea tehnologiilor de încărcare prin sudare la matritele pentru deformări plastice la cald, Referat II doctorat, “Universitatea Transilvania” Brasov, 2008.

77. Nath, G., Evaluarea calitatii-durabilitatii matritelor pentru deformari plastice la cald, incarcate prin sudare, Referat III doctorat, “Universitatea Transilvania” Brasov, 2009.

78. Nath, G., Scorobetiu, L., s.a., Regarding Reconditioning of Bimetal Materials Having as Basic Material VCrW85 p.165-171, Bulletin of the Transilvania University of Brasov • Vol. 1 (50) - 2008 • Series I. 79. Nath, G., Scorobetiu, L., s.a., The influence of linear energy and of the procedure used in loading by welding the steel moulds VCrW85 and MoCrNi15, International Conference,

“NHЖeHePHO ΠPOEKTИPAHE” 3 november 2009 Sofia, Bulgaria. ISSN -1313-7530 80. Nath, G., Scorobetiu, L., s.a., Thermal cycles produced in the zone thermally influenced by different loading by welding procedures of moulds steel VCrW85 and MoCrNi15,

International Conference, “NHЖeHePHO ΠPOEKTИPAHE” 3 november 2009 Sofia, Bulgaria. ISSN -1313-7530

90. Röhrig, K., Die verschlei fasten martensitischen Chrom – Molibden – Gu eisen. Sonderdrück aus „Gie erei – Praxis”, Heft, 2, 1981.

91. Safta, V. I., Safta, V. I. Jr., Defectoscopie nedistructivă industrială, Editura Sudura, Timisoara, 2001.

92. Safta, V. I., Safta, V. I. Jr., Încercările tehnologice si de rezistentă ale îmbinărilor sudate sau lipite, Editura Sudura, Timisoara, 2006.

101. Scorobetiu, L., Materiale speciale proprietăti si posibilităti de îmbinare, Ed. Lux Libris, Brasov, 2008.

103. Sluhotkîi, A. E.,Rîskin, S.E., Inductoare pentru încălzirea electrică, Ed. Tehnică, Bucuresti, 1982, pag. 60-272.

109. Stroe, M., Scorobetiu, L., Nath, G., Considerations upon Displacing, Dislocations in Steel MoCrNi15 p. 213-218, Bulletin of the Transilvania University of Brasov • Vol. 1 (50) - 2008 • Series I.

120. Zgură, G., Iacobescu, G., Rontescu, C., Cicic, D., Tehnologia sudării prin topire, Editura Politehnica Press, Bucuresti, ISBN 978 - 973 - 7838 - 57 - 5, 2007.

123. *** SR EN 1043-1/1997., Încercări distructive ale îmbinărilor sudate din materiale metalice. Încercarea de duritate. Partea 1. Încercarea de duritate a îmbinărilor sudate cu arc electric.

124. *** SR EN 29692-94., Pregătirea pieselor de îmbinat din otel pentru sudarea cu arc electric cu electrod învelit.

129. *** SR EN 10045/1/1993., Materiale metalice, Încercarea la încovoiere prin soc pe epruveta Charpy. Partea 1. Metoda de încercare.

130. *** SR EN 288-3+A1-1999., Specificatia si clasificarea procedeelor de sudare pentru materiale metalice, partea III, Verificarea procedurii de sudare cu arc electric a otelurilor.

135. ***., Catalog de consumabile pentru sudură, sârme de otel si produse de sârmă, SC Câmpia Turzii SA.

136. ***., Catalog de consumabile pentru sudură, SC Ductil - Air Liquide, Buzău, SA



pag. 53

CURRICULUM VITAE Nume: Nath Prenume: Grigore Adresa: Bistrita, str.Tineretului, No. 3, Sc. B, Apt. 30 Telefon: 0747-077442 Email: [email protected] Data şi locul naşterii: 02 Octombrie 1962, Nuseni, B-N Starea civilă: căsătorit Stagiul militar: satisfăcut Permis conducere: Categoria B Studii şi specializări:

2006- Gradul didactic II, Informatica aplicata si programare, Cluj 2001-2003 Universitatea Tehnica Cluj, Informatica Aplicata si Programare 2002 Definitivat in Invatamant 1982-1987 Universitatea Tehnica Cluj, Mecanica Ingineri zi 1981-1982 Stagiul militar 1977-1981 Liceul Electrotehnic Beclean 1973-1977 Scoala Generala Nuseni BN 1969-1973 Scoala Primara Nuseni BN Cursuri şi certificări: 2008 Curs INTELTEACH, CCD Bistrita 2007 Baze de date ORACLE, Cluj-Napoca 2000 Curs AEL, Cluj-Napoca ExperienŃă profesională: 2006-2010- Profesor titular, catedra Informatica Grup Scolar “Grigore Moisil” Bistrita 1998-2006 – Profesor suplinitor, catedra Informatica Grup Scolar Infoel Bistrita 1992-1998- Administrator SC Exim-Grenato SRL, Bistrita 1990-1992- Inginer SC COMELF SA, Bistrita 1987-1990- Inginer stagiar SC Silcotub, Zalau

Alte activităŃi:

1990-1992 Limba si Literatura Engleza , Studii la distanta SUA 2006-Auto: - profesor legislatie -instructor auto “B” Limbi străine: Limba Engleza:-abilitate de a citi si vorbi- nivel mediu-avansat Limba Germana: -citit-scris: incepator-mediu CunoştinŃede operare PC:

Informatician: - tehnoredactarea computerizata, realizarea diferitelor prezentari pe calculator,Sisteme de operare, Word, Excel, Baze de date, Programare C/C++, Retele de calculatoare etc.



pag. 54

CURRICULUM VITAE Name: Nath Name: Nath Surname: Grigore Address: Tineretului str. No. 3, 420186 Bistrita, District of BN, Roma Telephone: 0747-077442 Email: [email protected] Date and place of birth: 2nd October 1962, Nuseni, BN Marital status: married Military status: fulfilled Driving license: B category Studies and professional interests:

2006 - Didactic degree II – Applied Informatics and Programming, Cluj-Napoca 2001-2003 - Technical University of Cluj-Napoca, Applied Informatics and Programming 2002 - Definitive degree in teaching 1982-1987 - Technical University of Cluj-Napoca, Mechanics - Engineers 1981-1982 – Military service 1977-1981 – Electro-technical High-school Beclean 1973-1977 – Secondary School Nuseni BN 1969-1973 – Primary School Nuseni BN Trainings and certifications: 2008 Course INTELTEACH, CCD Bistrita 2007 ORACLE databases, Cluj-Napoca 2000 Course AEL (High-school electronic assistance), Cluj-Napoca Professional experience: 2006-2010 – Titular teacher, the Informatics department of Gr. Sc. “Grigore Moisil” Bistrita 1998-2006 – Substitute teacher, the Informatics department of Gr. Sc. “Infoel” Bistrita 1992-1998 - Administrator SC Exim-Grenato SRL, Bistrita 1990-1992 - Engineer SC COMELF SA, Bistrita 1987-1990 – Trainee engineer SC Silcotub, Zalau Other activities: 1990-1992 – English Language and Literature, remote studies USA

2006 - Automobile: - Legislation teacher -Driving instructor - “B”

Foreign languages: English: reading/speaking/writing – upper-intermediate German: reading/speaking/writing – pre-intermediate PC knowledge:

Office – advanced skills CC++ programming – advanced skills Operating systems – literate for Windows (any), Linux Internet – advanced skills CAD – advanced skills Software & Hardware – advanced skills

Documents

CONTRIBU II LA M ĂRIREA DURABILITA II MATRI …webbut.unitbv.ro/teze/rezumate/2010/rom/GrigoreNath.pdfcontribu łii la m Ărirea durabilita łii matri łelor bimetalice pentru deform