3.5. FORJAREA

Forjarea, ca procedeu de prelucrare a materialelor metalice prin lovire sau presare, se caracterizează prin aceea că în timpul deformării plastice curgerea materialului se produce liber în cel puŃin una din cele trei direcŃii posibile. Pe lângă modificarea formei şi dimensiunilor semifabricatului iniŃial prin forjare se realizează şi îmbunătăŃirea caracteristicilor mecanice şi tehnologice ale produselor obŃinute, piese sau semifabricate. OperaŃiile de bază în cazul forjării sunt: refularea, întinderea, găurirea, îndoirea, răsucirea şi sudarea.

3.5.1. Refularea

Refularea reprezintă operaŃia prin care se realizează mărirea dimensiunilor transversale ale semifabricatului în detrimentul lungimii. Această operaŃie poate fi executată la ciocane, prese sau maşini orizontale, fie pe întreaga lungime, fie numai pe una sau mai multe porŃiuni din lungimea semifabricatului. În cazul refulării pe întreaga lungime sculele folosite pot fi: plane, profilate sau mixte, iar în cazul refulării pe una sau mai multe porŃiuni refularea se execută în matriŃe.

La folosirea sculelor plane, figura 3.72, a, datorită stării de tensiune şi influenŃei ponderate a forŃelor de frecare exterioară T, neuniformitatea deformaŃiei, stabilitatea semifabricatului şi forŃa P necesară refulării au valori medii.

a b c d

Fig. 3.72. Variante de execuŃie a refulării.

În cazul refulării între scule profilate concav, figura 3.72, b, valorile forŃei P şi ale neuniformităŃii deformaŃiei sunt maxime, în schimb stabilitatea lingoului sau a semifabricatului între cele două scule, berbec şi nicovală, este foarte bună.

Refularea între scule profilate convex, figura 3.72, c, conduce la micşorarea forŃei de deformare plastică şi a neuniformităŃii deformaŃiei, dar reduce stabilitatea semifabricatului pe nicovală şi măreşte dificultăŃile de forjare.

La refularea între scule mixte, berbecul profilat şi nicovala plană, figura 3.72, d, forŃa necesară şi neuniformitatea deformaŃiei se micşorează, iar stabilitatea semifabricatului se menŃine la valorile realizabile cu scule plane.

Refularea în matriŃe se întâlneşte numai în cazul pieselor cu diferenŃe mari de secŃiune de-a lungul axei longitudinale.

Ca aplicabilitate refularea se întâlneşte în următoarele cazuri: - operaŃie prealabilă în vederea găuririi semifabricatelor destinate obŃinerii pieselor de formă inelară sau tubulară.

- operaŃie finală în cazul forjării pieselor de forma unui disc sau a pieselor scunde, cu înălŃimea mai mică decât diametrul.

- operaŃie prealabilă pentru îngroşarea secŃiunii transversale a semifabricatelor, în una sau mai multe porŃiuni, în vederea matriŃării pieselor cu diferenŃe mari de secŃiune de-a lungul axei longitudinale.

Pentru ca refularea să decurgă în mod normal sunt necesare a fi respectate următoarele condiŃii: - înălŃimea H a semifabricatului iniŃial să nu fie mai mare de trei diametre. Dacă raportul

/ 3,0H D > semifabricatul flambează (se curbează) în timpul refulării şi necesită operaŃii suplimentare de îndreptare.

- înainte de refulare lingourile şi semifabricatele poligonale trebuiesc rotunjite, nerespectarea acestei condiŃii măreşte neuniformitatea deformaŃiei şi favorizează apariŃia fisurilor şi crăpăturilor longitudinale.

- temperatura de refulare să fie cât mai ridicată, întrucât dintre toate operaŃiile de forjare refularea necesită cea mai mare forŃă.

După modul în care decurge deformarea plastică şi după felul stării de tensiune, refularea poate fi cu deformare uniformă şi tensiuni omogene sau cu deformare neuniformă şi tensiuni neomogene.

3.5.1.1. Refularea cu deformare uniformă

Prin refulare cu deformare uniformă se înŃelege refularea la care deformarea plastică se produce sub influenŃa stării de tensiune omogenă, adică tensiuni de acelaşi fel, iar gradul de deformare plastică locală pe înălŃime lε este egal cu gradul de

deformare totală tε .

În figura 3.73 se prezintă starea de tensiune la refularea cu deformare uniformă, inclusiv forma şi dimensiunile semifabricatului cilindric, înainte şi după refulare. Pentru ca la refulare deformarea plastică să se producă uniform este necesar ca semifabricatul să fie omogen şi uniform încălzit, iar forŃele de frecare dintre scule şi semifabricat, numite şi forŃe de frecare exterioară, să fie nule. Datorită absenŃei forŃelor de frecare exterioară plasticitatea materialului metalic este mai mare, iar rezistenŃa la deformarea plastică mai mică, decât în cazul prezenŃei acestor forŃe.

Fig. 3.73. Starea de tensiune şi dimensiunile semifabricatului la refularea cu deformare

uniformă.

3.5.1.1.1. Traiectoria particulelor de material

În cazul refulării cu deformare uniformă traiectoria pe care o parcurg particulele de material în timpul deformării plastice poate fi determinată atât teoretic cât şi experimental. Teoretic se consideră că la refularea unui semifabricat cilindric de la dimensiunile h0 şi d0 la dimensiunile h1 şi d1 deformarea plastică pe verticală zε este egală cu deformarea

plastică pe orizontală în direcŃiile x şi y, adică yxz εεε += , ceea ce rezultă din legea

constanŃei volumelor. Valoarea deformării plastice pe înălŃime zε este dată de relaŃia:

0 1

0z

h h h

h hε ε

− ∆= = = − (3.18)

Semnul minus pentru ε din relaŃia (3.18) arată că prin deformarea plastică dimensiunea semifabricatului pe înălŃime se micşorează. Pe orizontală deformarea plastică este dată de egalitatea :

1 0

1r

r r r

r rε

− ∆= = (3.19)

Întrucât pe orizontală deformarea plastică se produce în mod egal în două direcŃii înseamnă că

1

2rε ε=

Pentru omogenizarea notaŃiilor înălŃimea h se va nota cu Z, deformarea pe înălŃime ∆h cu zU şi deplasarea pe orizontală ∆r cu rU .

łinând seama că zε ε= − şi εε2

1=r rezultă:

z zU Z Zε ε= ⋅ = − ⋅ şi (3.20)

1

2r rU r rε ε= ⋅ = ⋅ (3.21)

DistanŃele dz şi dr pe care particulele elementare le parcurg în timpul dt, în direcŃiile verticală şi orizontală, sunt date de relaŃiile:

zdz V dt= ⋅ (3.22)

rdr V dt= ⋅ (3.23)

Vitezele de deplasare a particulelor elementare în cele două direcŃii se determină

cu ajutorul relaŃiilor: zz

UV

t= şi

t

UV rr = în care valorile lui zU şi rU sunt cunoscute.

Înlocuind în relaŃiile (3.22) şi (3.23) pe zV şi rV cu valorile de mai sus se obŃine:

zU dt

dzt

⋅= şi (3.24)

rU dtdr

t

⋅= (3.25)

Din relaŃiile (3.24) şi (3.25) rezultă că:

z r

dz dr

U U= sau

2dz dr

Z rε ε− =

⋅ ⋅ adică

2dz dr

Z r− = (3.26)

După integrare ecuaŃia (3.26) devine:

ln ln 2 ln lnZ C r C− + = + , de unde,

2

CZ

r= ± (3.27)

EcuaŃia (3.27) ne indică drumul parcurs de particulele de material, inclusiv fibrajul, în cazul refulării cu deformarea uniformă şi demonstrează că în timpul deformării plastice particulele de material se deplasează după o familie de curbe hiperbolice, care tind să devină asimptotice la axa o-x, figura 3.74. ExcepŃie de la traiectoriile indicate în figura 3.74 o fac particulele ce se găsesc pe axele de simetrie şi la intersecŃia acestor axe, inclusiv particulele de pe suprafeŃele de contact dintre semifabricat şi scule.

3.5.1.1.2. SuprafaŃa transversală

Matematic deplasarea unei particule oarecare, respectiv creşterea razei de la 0r la

1r , în cazul refulării cu deformare uniformă, se poate determina Ńinând seama de legea constanŃei volumelor, adică:

2 20 0 1 1V r h r hπ π= ⋅ = ⋅ , de unde:

01 0

1

hr r

h= sau 1 0r Kr=

Cunoscând valoarea razei 1r , după refulare, în funcŃie de valoarea razei iniŃiale

0r , deformarea absolută în direcŃie radială se poate stabili cu relaŃia:

Fig. 3.74. Traiectoria particulelor de material în cazul refulării cu deformare uniformă.

1 0 0 0r r r r K r∆ = − = − sau

( )0 1r r K∆ = − (3.28)

Dacă din formula gradului de deformare plastică, 0 1

0

h h

hε

−= , se scoate raportul

0

1

h

h, după efectuarea înlocuirilor necesare, se obŃine ecuaŃia de interdependenŃă dintre

gradul de deformare plastică şi suprafaŃa frontală a semifabricatului, adică:

0

11

1r r

ε

∆ = − −

(3.29)

Din ecuaŃia (3.29) rezultă că, în cazul refulării cu deformare uniformă, majorarea suprafeŃei transversale depinde în exclusivitate de raza iniŃială şi gradul de deformare plastică.

În direcŃie tangenŃială deformarea absolută echivalează cu creşterea perimetrului ∆p, şi se calculează cu relaŃia:

( )1 0 1 02p p p r rπ∆ = − = − sau

2p rπ∆ = ∆ (3.30)

În relaŃiile de mai sus p şi r reprezintă perimetrul şi raza semifabricatului.

3.5.1.2. Refularea cu deformare neuniformă

Cauzele deformării plastice cu valori diferite de-a lungul celor două axe ale semifabricatului, îndeosebi în direcŃie longitudinală, sunt: frecarea exterioară, care modifică starea de tensiune, neomogenitatea chimică şi structurală a materialului metalic şi diferenŃa de temperatură din interiorul semifabricatului. Întrucât în condiŃii industriale forŃele de frecare exterioară nu pot fi anulate, iar deformarea plastică se realizează sub influenŃa stării de tensiune neomogenă, adică tensiuni de semne diferite, rezultă că în aceste condiŃii refularea se produce cu deformare neuniformă. ConsecinŃele refulării cu deformare neuniformă constau în micşorarea deformabilităŃii materialului metalic şi a proprietăŃilor mecanice ale pieselor obŃinute prin refulare. Uneori din cauza stării de tensiune neomogenă, creată de forŃele de frecare exterioară, materialul metalic îşi distruge integritatea chiar în timpul deformării plastice. Evident că aceste consecinŃe sunt cu atât mai pronunŃate cu cât sunt mai mari valorile neuniformităŃii deformaŃiei, adică diferenŃa dintre valorile maxime şi minime ale deformării plastice de-a lungul aceleiaşi axe.

3.5.1.2.1. Neuniformitatea deformaŃiei

Pentru stabilirea neuniformităŃii deformaŃiei pot fi folosite mai multe metode printre care: metoda şurubului introdus excentric, metoda ştifturilor, metoda reŃelei rectangulare, ş.a.

Dintre metodele enumerate cea mai indicată este metoda şurubului introdus excentric. Această metodă constă în introducerea unui şurub într-o epruvetă cilindrică,

urmată de refulare. Şurubul trebuie să fie astfel introdus încât filetul acestuia să treacă prin axa longitudinală a epruvetei, figura 3.75. După refulare, în condiŃiile dorite, epruveta se secŃionează longitudinal în aşa fel incât planul de secŃionare să treacă prin axa şurubului şi a epruvetei, planul A-A, figura 3.75, a.

a b

Fig. 3.75. Epruvetă cu şurub introdus excentric: a- desenul de execuŃie; b- epruveta refulată şi secŃionată.

Având cunoscute pasul iniŃial 0p şi pasurile după refulare 1p de pe axa

longitudinală a epruvetei, deformaŃiile locale, în zona fiecărui pas, pot fi calculate cu relaŃia:

0 1

0

100l

p p

pε

−= (3.31)

Cunoscând deformările locale din zona fiecărui pas neuniformitatea deformaŃiei se poate calcula cu relaŃia:

lM lmε ε ε∆ = − (3.32)

În relaŃia (3.32) lMε reprezintă

deformarea locală maximă, punctul c din figura 3.76, iar lmε - deformarea locală

minimă, punctele a sau e din aceeaşi figură. Din figura 3.76 se observă că valorile deformării locale cresc continuu de la capetele epruvetei, punctele a şi e, spre mijlocul inălŃimii acesteia, punctul c. În punctele b şi d deformarea locală lε devine egală cu deformarea generală gε , deformare

care se calculează pe baza înălŃimii iniŃiale şi finale a epruvetei şi care teoretic ar trebui să fie egală cu deformarea medie. De asemenea punctul c ar trebui să se găsească la mijlocul înălŃimii epruvetei. În realitate, din cauza forŃelor de frecare exterioară, care nu

Fig. 3.76. VariaŃia deformării locale pe înălŃimea epruvetei.

întotdeauna sunt egale la ambele capete ale epruvetei, precum şi a temperaturii, care poate fi diferită pe înălŃimea epruvetei, punctele b şi d nu marchează în toate cazurile valoarea medie a gradului de deformare plastică, iar punctul c nu se găseşte întotdeauna la jumătatea înălŃimii epruvetei. Abaterile de la regulile de mai sus sunt nesemnificative. łinând seama că deformarea locală în cazul figurii 3.76 variază de la a la c sau de la e la c neuniformitatea deformaŃiei în acest caz se calculează cu una din formulele:

c aε ε ε∆ = − , sau c eε ε ε∆ = −

Pe orizontală neuniformitatea deformaŃiei poate fi determinată Ńinând seama că volumul deplasat pe verticală este egal cu volumul deplasat pe orizontală, adică:

z x yε ε ε= + sau 2z rε ε=

Din cele de mai sus rezultă că în direcŃie radială neuniformitatea deformaŃiei este de două ori mai mică decât în direcŃie verticală. Ca valoare absolută deformaŃiile locale sunt mai mari în zona centrală a semifabricatului şi mai mici spre periferia acestuia. ExcepŃie de la această regulă o fac zonele din imediata apropiere a suprafeŃelor de contact dintre semifabricat şi scule. În figura 3.77 se prezintă epura deformărilor locale în direcŃie verticală, partea din stânga, şi în direcŃie orizontală, partea din dreapta. În zonele din apropierea suprafeŃelor de contact cu sculele, din cauza forŃelor de frecare exterioară şi a trecerii suprafeŃei laterale în suprafaŃă de contact, valoarea deformărilor locale se măreşte pe măsura depărtării de axa semifabricatului. Comparativ cu influenŃa forŃelor de frecare exterioară, influenŃa diferenŃei de temperatură şi a neomogenităŃii chimice şi structurale a materialului metalic asupra neuniformităŃii deformaŃiei la refulare este mult mai mică, practic neglijabilă.

3.5.1.2.2. Trecerea suprafeŃei laterale în suprafaŃă de contact

Spre deosebire de refularea cu deformare uniformă, la care mărirea suprafeŃelor de contact dintre semifabricat şi scule se produce numai prin întindere, la refularea cu deformare neuniformă suprafeŃele de contact se măresc parŃial prin întindere şi restul prin trecerea suprafeŃei laterale în suprafaŃă de contact.

Experimental trecerea suprafeŃei laterale în suprafaŃă de contact poate fi pusă în evidenŃă prin mai multe metode, dintre care cele mai uzuale sunt: marcarea unor semne pe suprafaŃa laterală a epruvetei sau vopsirea cu altă culoare a uneia din cele două suprafeŃe, de regulă a suprafeŃei frontale.

În figura 3.78 se prezintă modul de punere în evidenŃă a trecerii suprafeŃei laterale în suprafaŃă de contact prin marcarea unor puncte pe suprafaŃa laterală a epruvetei.

Fig. 3.77. Epura deformărilor locale.

Din figura 3.78, a, se observă că la refularea cu frecare exterioară mare, =1µ max, trecerea suprafeŃei laterale în suprafaŃă de contact devine vizibilă chiar de la începutul refulării, adică la 30%ε < . La %30=ε unul din punctele de pe suprafaŃa laterală, punctul de la capătul epruvetei, a ajuns pe suprafaŃa frontală şi s-a distanŃat de marginea epruvetei cu câŃiva milimetrii. Pe măsura creşterii gradului de refulare a crescut şi ponderea suprafeŃei laterale care s-a transformat în suprafaŃă de contact. La 70%ε = aproximativ jumătate din suprafaŃa laterală s-a transformat în suprafaŃă de contact.

Fig. 3.78. Trecerea suprafeŃei laterale în suprafaŃă de contact.

Micşorând coeficientul de frecare exterioară se micşorează şi ponderea cu care suprafaŃa laterală trece în suprafaŃă de contact, figura 3.78, b, iar la valori foarte mici ale coeficientului de frecare exterioară, valori apropiate de zero, trecerea suprafeŃei laterale în suprafaŃă de contact devine imperceptibilă, figura 3.78, c. Întrucât ponderea cu care suprafaŃa laterală trece în suprafaŃă de contact este proporŃională cu gradul de deformare plastică şi coeficientul de frecare exterioară, la prima vedere, s-ar părea că ambii factori constituie cauza acestui proces. În realitate singura cauză a trecerii suprafeŃei laterale în suprafaŃă de contact o constituie coeficientul, respectiv forŃele, de frecare exterioară. Astfel la 0=µ neuniformitatea deformaŃiei şi ponderea trecerii suprafeŃei laterale în suprafaŃă de contact sunt nule, indiferent de valoarea gradului de deformare plastică.

În figura 3.79 se prezintă comparativ deplasarea particulelor de material în timpul refulării cu deformare uniformă, partea din stânga, şi cu deformare neuniformă, partea din dreapta.

Din figura 3.79 se observă că în cazul refulării cu deformare uniformă traiectoria particulelor de material, inclusiv a fibrajului, tinde să devină asimptotică la axa 0–x, iar la refularea cu deformare neuniformă această traiectorie nu numai că devine asimptotică la axa 0-x, dar la un moment dat începe să se orienteze în sens opus sensului în care acŃionează forŃele de deformare plastică.

Pe lângă modificarea fibrajului trecerea suprafeŃei laterale în suprafaŃă de contact modifică şi forma semifabricatului, inclusiv modul de creştere a suprafeŃei de contact

321 µµµ >>

32 µµ >

3µ

dintre semifabricat şi scule. În acest caz suprafaŃa laterală se curbează iar suprafeŃele de contact se măresc parŃial prin întindere şi restul prin aportul dat de suprafaŃa laterală. În figura 3.80. se prezintă curbarea suprafeŃei laterale şi modul de creştere al suprafeŃei frontale şi al celor patru raze caracteristice, care apar în cazul refulării cu deformare neuniformă. Datorită coeficientului, respectiv forŃelor, de frecare exterioară la refularea cu deformare neuniformă suprafaŃa frontală creşte prin întindere de la r0 la r1 şi prin aportul dat de suprafaŃa laterală de la r1 la r2. Raza medie r3, obŃinută prin calcul pe baza legii constanŃei volumelor, se situează între raza maximă r4 şi raza suprafeŃei frontale r2. Raportul dintre diferenŃele de raze, adică raportul a/b, este invers proporŃional cu coeficientul de frecare exterioară şi indică gradul de neuniformitate a deformării plastice. Trecerea suprafeŃei laterale în suprafaŃă de contact, însoŃită de modificarea traiectoriei particulelor de material şi a fibrajului, se răsfrânge negativ asupra calităŃii produselor obŃinute prin forjare.

3.5.1.2.3. Starea de tensiune

În cazul refulării efectuată în condiŃii industriale simultan cu forŃa P, necesară deformării plastice, asupra semifabricatului acŃionează şi forŃele de frecare exterioară T, forŃe care se opun deformării plastice şi care conduc la apariŃia stării de tensiune neomogenă şi variabilă din punctul de vedere al valorii şi ponderii dintre tensiunile de comprimare şi întindere. În figura 3.81 se prezintă forŃele care acŃionează asupra semifabricatului în timpul refulării cu frecare exterioară, precum şi stările de tensiune. Datorită forŃei P în interiorul semifabricatului se creează tensiunea 1σ sub a cărei influenŃă se produce deformarea plastică. La rândul lor forŃele de frecare exterioară T, de pe suprafeŃele de contact cu sculele, dau naştere tensiunilor 2σ şi 3σ , care se opun

deformării plastice. Valoarea tensiunilor 2σ şi 3σ , este proporŃională cu forŃele de frecare

exterioară şi se diminuează până la anulare pe măsura depărtării de suprafeŃele de contact

Fig. 3.80. Modificarea formei suprafeŃei laterale şi a valorii razelor caracteristice.

Fig. 3.79. Deplasarea particulelor de material în timpul refulării cu deformare uniformă şi neuniformă.

Fig. 3.81. ForŃele şi tensiunile care acŃionează în timpul refulării cu deformare neuniformă

dintre semifabricat şi scule şi apropierii de suprafeŃele laterale ale conurilor ABC şi A'B'C'. Sub influenŃa celor trei tensiuni, toate trei de comprimare, în interiorul celor două conuri, cu unghiul la vârf de 90o, se creează starea de tensiune S1, stare în care deformarea plastică poate avea loc numai dacă este îndeplinită condiŃia:

1 3cσ σ σ≥ + (3.33)

În ecuaŃia (3.33), cσ reprezintă limita de curgere a materialului metalic supus

refulării, iar tensiunea 3σ , proporŃională cu forŃele de frecare exterioară, este egală cu 2σ ,

deoarece la refulare, cu mici excepŃii, forŃele de frecare exterioară în cele două direcŃii, x şi y, sunt egale între ele. Întrucât tensiunea 1σ este egală cu raportul dintre forŃa necesară deformării

plastice şi suprafaŃa frontală a semifabricatului, adică AP /1 =σ , rezultă că în interiorul celor două conuri rezistenŃa la deformarea plastică este mai mare decât limita de curgere a materialului metallic. Din această cauză în timpul refulării cele două conuri, numite şi conuri, sau zone, de deformare îngreunată, pătrund în semifabricat ca două corpuri rigide, sau două corpuri străine. RezistenŃa la deformarea plastică, respectiv rigiditatea celor două conuri, este maximă la suprafaŃa de contact dintre semifabricat şi scule şi scade pe măsura depărtării de baza conurilor şi apropierii de suprafaŃa laterală. Deoarece pe suprafaŃa laterală a conurilor tensiunile 2σ şi 3σ se anulează forŃa P se descompune în componentele Pn, Po şi

Pv , iar în afara conurilor starea de tensiune S1, se transformă în S3 figura 3.81. PrezenŃa stării de tensiune S3, respectiv a tensiunilor de întindere în direcŃie radială, în exteriorul celor două conuri, poate fi pusă în evidenŃă şi pe cale experimentală, figura 3.82. În figura 3.82 se prezintă secŃiunea longitudinală printr-o probă în care au fost introduse două ştifturi şi care a fost refulată de la H0/D0 = 1,5 la H1/D1 = 1,0.

Din figura 3.82 se observă că în timpul refulării, la mijlocul înălŃimii epruvetei, adică în afara conurilor de deformare îngreunată, spaŃiile dintre ştifturi şi epruvetă s-au deschis. Deschiderea spaŃiilor dintre ştifturi şi epruvetă se datorează în exclusivitate tensiunilor de întindere în direcŃie radială, adică tensiunilor 2σ şi 3σ , din

componenŃa stării de tensiune S3 , figura 3.81.

Fig. 3.82. SecŃiune longitudinală prin epruveta refulată.

Întrucât în cadrul stării de tensiune S3 condiŃia de deformare plastică este dată de relaŃia :

1 3cσ σ σ≥ − (3.34)

rezultă că în afara conurilor de deformare îngreunată rezistenŃa la deformarea plastică este mai mică decât în interiorul acestor conuri. Datorită diferenŃei dintre valorile rezistenŃei la deformarea plastică, în interiorul şi în afara conurilor de deformare îngreunată, deformarea se produce neuniform, mai mult la mijlocul înălŃimii epruvetei sau semifabricatului şi mai puŃin la capete. RezistenŃa la deformarea plastică în interiorul conurilor ABC şi A'B'C' fiind cu atât mai mare cu cât sunt mai mari forŃele, respectiv coeficientul, de frecare exterioară rezultă că şi neuniformitatea deformaŃiei este proporŃională cu valoarea coeficientului de frecare exterioară.

3.5.1.2.4. Căile de reducere a neuniformităŃii deformaŃiei

În condiŃii industriale neuniformitatea deformaŃiei la refulare poate fi redusă prin: micşorarea coeficientului de frecare exterioară şi a diferenŃei de temperatură din interiorul semifabricatului, inclusiv folosirea sculelor mixte sau refularea în pereche. Micşorarea coeficientului de frecare exterioară se realizează prin prelucrarea suprafeŃelor active ale sculelor la un grad de rugozitate redus şi menŃinerea sculelor în această stare. Uneori se recurge şi la folosirea unui lubrifiant. Reducerea diferenŃei de temperatură în interiorul semifabricatului necesită ca acesta să fie uniform încălzit, iar sculele să fie preîncălzite la o temperatură cât mai apropiată de temperatura de revenire a oŃelului din care sunt executate sculele.

În cazul refulării cu scule mixte, adică nicovala plană şi berbecul profilat, conic sau sferic, figura 3.83, forŃele P şi T se descompun şi dau naştere componentelor P0 şi T0 care fiind de sens contrar diminuează rezultanta pe orizontală şi reduc neuniformitatea deformaŃiei. Pentru ca deformarea plastică să se producă în mod egal pe întreaga înălŃime a semifabricatului refularea cu scule mixte se execută în trepte şi cu răsturnarea semifabricatului după fiecare treaptă. În acest fel ambele capete ale semifabricatului ajung în contact atât cu berbecul cât şi cu nicovala. La refularea în pereche în prima fază semifabricatele se refulează individual, figura 3.84, a, şi după aceea se suprapun şi se refulează în pereche, figura 3.84, b şi c. La prima refulare în pereche zonele de deformare îngreunată de la unul din capetele semifabricatelor se anulează. În continuare semifabricatele se rostogolesc cu 180o, sau îşi schimbă locul între ele, şi se refulează tot în pereche, figura 3.84, d şi e. După cea de a doua refulare în pereche se anulează şi zonele de deformare îngreunată de la cel de al doilea capăt al

Fig. 3.83. Refularea cu scule mixte.

semifabricatelor. În acest fel deformarea plastică pe înălŃimea semifabricatelor devine mai uniformă, comparativ cu deformarea care se obŃine la refularea individuală.

a b c d e

Fig. 3.84. Refularea în pereche.

În cazul refulării în pereche se recomandă ca gradele de refulare parŃială să fie calculate cu relaŃiile:

2

01 '

1

9

10

H

H

ε εε

+= = , şi (3.35)

'1

21

10

9

H

H

εε

ε= =

+ (3.36)

SemnificaŃia notaŃiilor din relaŃiile (3.35) şi (3.36) rezultă din figura 3.85, iar

1

0

H

H=ε reprezintă gradul total de refulare.

Fig. 3.85. Stadiile II şi III la refularea în pereche.

Având în vedere că:'

0 0 1'

1 1 1

H H H

H H Hε = = ⋅ şi Ńinand seama de ecuaŃiile (3.35) şi (3.36)

rezultă:

1 2ε ε ε= ⋅ (3.37)

În figura 3.86 se

prezintă valorile deformărilor parŃiale, ε1=ε/ε2 sau ε2=ε/ε1 în funcŃie de valoarea deformării totale. De reŃinut că în condiŃii industriale, prin mijloacele de mai sus, neuniformitatea deformaŃiei se reduce dar nu se anulează.

3.5.1.3. Comportarea defectelor de material în timpul refulării

Pe lângă dezavantajul neuniformităŃii deformaŃiei, cu consecinŃe negative asupra proprietăŃilor mecanice ale produselor obŃinute prin refulare, starea de tensiune neomogenă influenŃează negativ şi asupra proceselor de închidere şi sudare a defectelor de material sudabile.

Modul în care se comportă defectele de material, de genul discontinuităŃilor, în timpul refulării cu deformare neuniformă, rezultă din figura 3.87, în care se prezintă trei epruvete din oŃel cu D0 = 75 mm şi H0 = 150 mm, găurite axial cu un burghiu de 5 mm, şi secŃionate după ce au fost refulate cu grade diferite. Pentru realizarea găurii cu diametrul de 5 mm şi lungimea de 150 mm s-au folosit alte epruvete mai scurte şi mai subŃiri, care după găurirea cu burghiul de 5 mm s-au introdus prin fretare în epruvetele analizate.

Din figura 3.87 se observă că în cazul refulării epruvetelor sau semifabricatelor cu

raportul H/D > 1,0 în timpul deformării plastice cu până la H1/D1 ≈ 1,0 defectele din zona centrală se deschid, iar la H1/D1 < 1,0 se închid. În apropierea suprafeŃelor de contact cu sculele defectele din zona axială rămân deschise şi la H1/ D1 < 1,0.

Gradul de deschidere şi de închidere a defectelor de material, exprimat prin raportul dintre diametrul iniŃial şi final al defectului, în cazul epruvetelor cu H0/D0 = 2,0 şi al defectului cu D0/d0 = 15, în funcŃie de gradul de refulare, sau de raportul H1/D1, rezultă din figura 3.88. Din figura 3.88, a se observă că în cazul epruvetelor sau semifabricatelor cu raportul H0/D0=2,0 şi D0/d0 = 15, închiderea defectelor axiale începe la ε = 38 - 40% şi se finalizează la ε=55- 58%. În funcŃie de raportul H1/D1 , pentru semifabricatele cu

a b c

Fig. 3.87. Deschiderea şi închiderea defectelor de material în timpul refulării: a- ε = 40%; b- ε = 50%; c- ε = 60%.

Fig. 3.86. Nomogramă pentru stabilirea gradelor de

deformare plastică la refularea în pereche.

raportul H0/D0 = 2,0 , închiderea defectelor începe la H1/D1 ≈ 0,9 şi se termină la H1/D1 ≈ 0,5, figura 3.88, b.

a b

Fig. 3.88. Deschiderea şi inchiderea defectelor cu rapoartele H0/D0=2,0 şi D0/d0=15 [22]: a- în funcŃie de gradul de refulare; b- În funcŃie de raportul H1/D1.

Prin modificarea raportului H0/D0 se modifică şi gradul de refulare necesar

închiderii defectelor, figura 3.89. În figura 3.89 se prezintă interdependenŃa dintre gradul de închidere a defectelor

axiale din epruvetele cu valori diferite ale raportului H0/D0 în funcŃie de gradul de refulare, figura 3.89, a, inclusiv raportul H1/D1, figura 3.89, b. Ca şi în cazul figurii 3.88 diametrul defectelor a fost de 5 mm, iar al epruvetelor de 75 mm.

a b

Fig. 3.89. Deschiderea şi închiderea defectelor axiale [22]: a- în funcŃie de gradul de refulare; b- În funcŃie de raportul H1/D1.

Aşa cum rezultă din figura 3.89, pe măsura micşorării raportului H0/D0 se micşorează şi valoarea gradului de refulare necesar închiderii defectelor de genul discontinuităŃilor de material. Se observă că, în toate cazurile, indiferent de dimensiunile iniŃiale ale probei sau semifabricatului, defectele din zona axială se deschid în timpul refulării când raportul dintre înălŃime şi diametru este supraunitar şi se închid când acest raport devine subunitar.

Deschiderea defectelor la raportul H/D>1,0 şi închiderea acestora la H/D<1,0 se datorează modificării raportului dintre zonele în care acŃionează stările de tensiune S1 şi S3, figura 3.90. În timpul refulării semifabricatelor înalte conurile de deformare îngreunată

ABC şi A’B’C’ nu ajung în zona centrală, iar deformarea plastică din această zonă se produce sub influenŃa stării de tensiune S3, fapt pentru care, din cauza tensiunilor de întindere radială σ2 şi σ3 , defectele se deschid. Prin micşorarea înălŃimii semifabricatului, în timpul refulării, se micşorează şi zona în care acŃionează starea de tensiune S3 şi se măreşte zona conurilor, care la H/D<1,0 se transformă în trunchiuri de con şi în care starea de tensiune este S1. Sub influenŃa celor trei tensiuni de comprimare din cadrul stării de tensiune S1 defectele se închid la mijlocul semifabricatului, dar rămân deschise la capetele acestuia.

a b c

Fig. 3.90. Modificarea ponderii zonelor în care sunt prezente stările de tensiune S1 şi S3 : a- H/D>1,0 ; b- H/D=1,0 ; c- H/D<1,0.

PrezenŃa stării de tensiune S3, care acŃionează în zona periferică la refularea semifabricatelor cu raportul H/D 1,0≤ , rezultă şi din figura 3.91.

În figura 3.91 se prezintă o porŃiune din secŃiunea longitudinală a unui semifabricat cilindric din oŃel cu dimensiunile H0 = D0 = 300 mm şi cu defecte obŃinute în mod artificial. Pentru obŃinerea acestor defecte în semifabricatul nerefulat au fost introduse prin fretare patru bucşe din oŃeluri diferite. Dintre cele patru bucşe, primele trei, adică cele cu diametrele mai mari, au avut înălŃimea de 300 mm, iar cea de-a patra cu diametrul exterior de 60 mm şi cel interior de 5 mm, adică bucşa centrală, a fost executată din şase bucăŃi cu înălŃimea de 50 mm fiecare. Fragmentarea bucşei centrale în şase bucăŃi s-a datorat dificultăŃilor de găurire pe o lungime de 300 mm cu un burghiu de 5 mm. După introducerea prin fretare a celor patru bucşe, semifabricatul a fost încălzit la circa 1000 oC, refulat cu 50 % şi secŃionat longitudinal.

S-a constatat că prin refularea cu 50% a semifabricatului cu H0/D0 = 1,0 , la mijlocul înălŃimii, defectul din zona axială, cu grosimea de 5 mm, s-a închis complet. În apropierea zonei axiale spaŃiile dintre bucşi, greu vizibile cu ochiul liber, întrucât bucşele

Fig. 3.91. SecŃiune parŃială prin semifabricatul refulat.

Fig. 3.92. Crăpături apărute la refulare.

au fost introduse prin fretare, fie că s-au micşorat, fie că au rămas la valorile iniŃiale, iar în zona periferică s-au deschis . Închiderea discontinuităŃilor din zona centrală şi deschiderea celor din apropiere de periferie arată că zona centrală s-a deformat plastic sub influenŃa tensiunilor de comprimare, starea de tensiune fiind S1, iar zona periferică – sub influenŃa tensiunilor de comprimare şi întindere, starea de tensiune fiind S3. predominante fiind tensiunile de întindere. PrezenŃa tensiunilor de întindere, şi a stării de tensiune S3, în zona periferică rezultă mult mai clar din figura 3.92, în care se prezintă aspectul macroscopic al unei epruvete care a crăpat în timpul refulării. Având în vedere ponderea zonelor în care sunt prezente stările de tensiune S1 şi S3, precum şi influenŃa negativă a stării de tensiune S3 asupra plasticităŃii şi a tendinŃei de deschidere a defectelor de material, rezultă că operaŃia de refulare nu este indicată pentru piesele şi semifabricatele la care după efectuarea acestei operaŃii raportul H1/D1 rămâne supraunitar, iar refularea nu este urmată de întindere la coroiaje de cel puŃin 2,0. De asemenea refularea nu este indicată în cazul semifabricatelor cu defecte de suprafaŃă.

3.5.1.4. Mărimea utilajului

a. Mărimea presei. În cazul folosirii preselor se consideră că forŃa necesară refulării trebuie să îndeplineasca condiŃia:

P p A= ⋅ (3.38)

în care: p reprezintă presiunea necesară deformării plastice, iar A – aria suprafeŃei frontale a semifabricatului. Valoarea presiunii p şi a forŃei P rezultă din analiza tensiunilor care acŃionează în timpul refulării asupra unui element de volum infinit mic dintr-un semifabricat cilindric, figura 3.93.

Din figura 3.93 se observă că asupra elementului de volum infinit mic acŃionează, în condiŃii de echilibru, tensiunea 1σ în direcŃie axială şi tensiunile 2σ şi 3σ în direcŃiile

radială şi tangenŃială. Din cele trei tensiuni 1σ se datorează forŃei de refulare P, iar 2σ şi

3σ - forŃelor de frecare exterioară T. SuprafeŃele asupra cărora acŃionează cele trei tensiuni

sunt: suprafaŃa laterală interioară hxα , suprafaŃa laterală exterioară ( )h x dxα + ,

suprafaŃa radială hdx şi suprafaŃa frontală xdxα .Cunoscând suprafeŃele elementului infinit mic, inclusiv tensiunile care acŃionează pe aceste suprafeŃe şi proiectând pe axa x - x forŃele care sunt prezente în timpul refulării, cu condiŃia ca suma acestor forŃe să fie egală cu zero, se obŃine ecuaŃia de echilibru:

( ) ( )2 2 2 32 sin 2 02

h x dx hx d hdx Tα

σ α α σ σ σ+ − + − ⋅ − = (3.39)

În relaŃia (3.39), componenta tensiunii 3σ pe

direcŃia x – x are expresia 3 sin 2

ασ , pentru fiecare din

cele două suprafeŃe radiale. Având în vedere că unghiul α este infinit mic

se poate admite că 22

sinαα

= , iar valorile acestui

unghi în grade şi radiani sunt egale. łinând seama şi de faptul că deformarea plastică pe orizontală, în direcŃiile x - x şi y - y, este aceeaşi se poate aprecia că şi tensiunile 2σ şi 3σ sunt egale. În acest context

ecuaŃia (3.39) poate fi scrisă sub forma:

( ) ( )2 2 2 2 2h x dx hx d hdx Tσ α α σ σ σ α+ − + − = (3.40)

Înlocuind pe T cu valoarea sa reală, adică

'cT dAσ µ= şi pe dA cu xdxα , se obŃine :

2 2 2 2 2 2 'chx hdx hx d hx hdx xdxσ α σ α σ α σ α σ α σ µα+ − − − = ,

de unde rezultă:

2 2 'c

d dxh

µσ σ= − ⋅ (3.41)

În ecuaŃia (3.41) 'cσ reprezintă limita de curgere a materialului metalic, iar

µ - coeficientul de frecare exterioară. łinând seama că în ecuaŃia (3.41) numai x este variabil prin integrare se obŃine :

2 2 'c

x Ch

µσ σ= − ⋅ + (3.42)

Valoarea constantei C rezultă din condiŃia de limită pentru 2

drx == , la care

influenŃa forŃelor de frecare exterioară se anulează şi pentru care 02 =σ . În acest caz constanta de integrare este :

'cd

Ch

σ µ= ⋅

Introducând valoarea constantei C în ecuaŃia (3.42) rezultă:

2 ' 2 'c c

d xh h

µ µσ σ σ= ⋅ − ⋅ (3.43)

Cunoscând că pentru un element de volum infinit mic forŃa necesară deformării plastice este dată de relaŃia:

1dP dAσ=

Fig. 3.93. ForŃele şi tensiunile care acŃionează în timpul refulării.

0

şi admiŃând că suprafaŃa elementului infinit mic este egală cu xdxπ2 rezultă că:

2102

d

P xdxσ π= ∫ (3.44)

În condiŃiile stării de tesiune S1, v. figura 3.81, valoarea tensiunii 1σ este dată de relaŃia: 1 3'cσ σ σ= + , sau

1 2'cσ σ σ= + , deoarece 23 σσ =

Introducând valoarea tensiunii 1σ în ecuaŃia (3.44) aceasta se transformă în:

( )220

' 2d

cP xdxσ σ π= −∫ (3.45)

Înlocuind pe 2σ din ecuaŃia (3.45) cu valoarea sa din ecuaŃia (3.43) se obŃine:

2

02 ' 2 ' '

d

c c cP x d xdxh h

µ µπ σ σ σ = − ⋅ + ⋅

∫ , de unde:

1

' 13c

dP A

hσ µ = ⋅ +

(3.46)

În ecuaŃia (3.46) A, d şi h reprezintă : suprafaŃa frontală, diametrul şi înălŃimea semifabricatului după refulare, µ = 0,25...0,35 reprezintă coeficientul de frecare exterioară şi 'cσ - limita de curgere a materialului metalic la temperatura de refulare. Având în

vedere că, dintre toate operaŃiile de forjare, refularea necesită cea mai mare forŃă se recomandă ca temperatura de refulare să fie cât mai apropiată de valoarea maximă din intervalul temperaturilor de deformare plastică la cald.

b. Mărimea ciocanului. În cazul folosirii ciocanelor mărimea acestora, exprimată prin greutatea părŃii căzătoare, se calculează pe baza egalităŃii dintre energia de lovire dezvoltată de ciocan şi lucrul mecanic consumat pentru deformarea plastică. Cunoscând că energia de lovire a ciocanului este dată de relaŃia

2

2c

GVE

gη= (3.47)

iar lucrul mecanic de relaŃia :

1 1

0 0

'h h

u m mh h

dhL p Adh p V

h= =∫ ∫ , sau

0

1

' lnu m

hL p V

h= (3.48)

din condiŃia:

2

0

1

' ln2 m

hGVp V

g hη =

rezultă:

02

1

2'lnm

hgG P V

V hη= (3.49)

Întrucât la o lovitură de ciocan gradul de deformare plastică este relativ mic se

poate aproxima că ε=−

=0

10

1

0lnh

hh

h

h. În acest caz ecuaŃia (3.49) poate fi scrisă sub

forma:

2

2'm

gG P V

Vε

η= (3.50)

În ecuaŃiile (3.49) şi (3.50) G reprezintă greutatea părŃii căzătoare a ciocanului în daN, V - viteza de impact (V = 6 ÷ 8 m/s), η - randamentul ciocanului (η = 0,8 ÷ 0,9), pm - presiunea medie de deformare plastică, în daN/mm

2 , V' - volumul semifabricatului în cm3, h0 şi h1 - înălŃimea iniŃială şi finală a semifabricatului la o lovitură de ciocan, în cm, şi g- acceleraŃia gravitaŃională. Pentru stabilirea presiunii medii se recomandă următoarea formulă empirică:

2 1

3 2m f ip p p = +

(3.51)

în care pi şi pf reprezintă presiunile reale de la începutul şi sfârşitul refulării semifabricatului, presiuni care se calculează cu formula:

1

' 13c

dp

hσ µ = +

(3.52)

În formula (3.52) 'cσ , µ, d şi h au

aceeaşi semnificaŃie ca şi în formula (3.46), cu condiŃia ca pentru pi să se adopte valorile de la începutul refulării semifabricatului, iar pentru pf cele de la sfârşitul refulării. Pentru simplificarea calculelor în literatura de specialitate se întâlnesc şi nomograme de interdependenŃă dintre dimensiunile semifabricatului şi mărimea utilajului, figura 3.94.

Din figura 3.94. rezultă că pentru un semifabricat care după refulare are dimensiunile d = 300 mm şi h = 180 mm este necesar un ciocan cu greutatea părŃii căzătoare de 20 kN.

3.5.2. Întinderea

OperaŃia de întindere prin forjare se execută atât pentru modificarea formei şi dimensiunilor lingourilor sau semifabricatelor, cât şi pentru îmbunătăŃirea proprietăŃilor mecanice şi tehnologice ale materialelor metalice. În cele mai multe cazuri scopul

Fig. 3.94. InterdependenŃa dintre dimensiunile

semifabricatului şi mărimea ciocanului.

Fig. 3.95. Modificarea dimensiunilor semifabricatului în timpul forjării.

principal al efectuării operaŃiei de întindere îl constituie îmbunătăŃirea proprietăŃilor mecanice şi tehnologice ale produselor, piese sau semifabricate, obŃinute prin deformare plastică la cald. Calitatea produselor obŃinute, productivitatea şi preŃul de cost sunt sensibil influenŃate de: forma sculelor folosite şi parametrii termomecanici de forjare. Din punctul de vedere al formei sculele, adică berbecul şi nicovala, acestea pot fi: plane, profilate sau mixte.

3.5.2.1. Întinderea între scule plane

La întinderea prin forjare sculele de formă plană se folosesc atât pentru modificarea formei şi dimensiunilor lingoului sau semifabricatului, cât şi pentru îmbunătăŃirea proprietăŃilor mecanice şi tehnologice ale produselor obŃinute. Ca domeniu de aplicabilitate sculele plane pot fi folosite în toate cazurile, indiferent de forma piesei sau a secŃiunii transversale a semifabricatului, pătrată, poligonală sau rotundă. Spre deosebire de sculele plane cele profilate sau mixte se folosesc numai la forjarea semifabricatelor cu secŃiunea transversală rotundă. În schimb, în cazul forjării semifabricatelor cu secŃiunea transversală rotundă, productivitatea obŃinută cu scule profilate sau mixte este mai mare decât cea obŃinută cu scule plane.

3.5.2.1.1. Modificări dimensionale

Modificările dimensionale se referă la evoluŃia dimensiunilor secŃiunii transversale a lingourilor şi semifabricatelor în timpul forjării şi reprezintă principalul factor de influenŃă asupra calităŃii şi productivităŃii, realizabile la forjarea cu acelaşi utilaj.

a. LăŃimea medie. În cazul forjării pe o latură lăŃirea semifabricatului se produce inegal, mai mult la mijlocul porŃiunii prinse între scule, planul II, şi mai puŃin la capetele porŃiunii, planurile I şi III, figura 3.95. Întrucât curba de variaŃie a lăŃirii este asimetrică lăŃimea medie nu este egală cu semisuma valorilor maxime şi minime. Din această cauză lăŃimea medie se stabileşte pe baza constanŃei volumelor. Notând cu n numărul de prinderi ale semifabricatului între scule şi cu V volumul total al semifabricatului, volumul V ‘ al porŃiunii care se deformează la o lovitură de ciocan, sau o cursă de presă, este dat de relaŃia:

'V

Vn

= (3.53)

Fig. 3.96. Dimensiunile secŃiunii transversale

înainte şi după forjarea pe o latură.

După deformarea plastică volumul V', cuprins între scule, este dat de relaŃia

111 hblV ⋅⋅=′ , de unde rezultă că:

11

1 lh

'Vb = (3.54)

În relaŃia (3.54) b1 reprezintă lăŃimea medie, iar h1 şi l1 înălŃimea şi lungimea semifabricatului cuprins între scule, după forjarea pe o latură. Valoarea dimensiunilor h1 şi l1 se determină prin măsurare.

b. SuprafaŃa transversală. În timpul forjării între scule plane simultan cu lăŃirea semifabricatului are loc şi alungirea, fapt pentru care suprafaŃa transversală după forjarea pe o latură este mai mică decât suprafaŃa iniŃială, adică 01 AA < . Folosind notaŃiile din

figura 3.96 inegalitatea 01 AA < se transformă în IIIIVIIII AAAAA +<++ , de unde:

IIIVIII AAA <+ , sau

III IV IIA A Aβ+ = ⋅ (3.55)

Valoarea coeficientului β din relaŃia (3.55) poate fi scrisă sub forma:

( )( )

1 1 0

0 0 1

III IV

II

h b bA A

A b h hβ

−+= =

− (3.56)

Din ecuaŃia (3.56) rezultă că în cazul în care b1=b0, adică deformarea plastică se produce fără lăŃire, coeficientul β este egal cu zero, iar când alungirea este nulă, 1,0β = , întrucât, II III IVA A A= + .

łinând seama că 000 hbA = şi 111 hbA = şi efectuând înlocuirile necesare în ecuaŃia

(3.56) se obŃine: 011001 bhhbAA +−= ββ .

ÎnmulŃind ultimii doi termeni din partea dreaptă cu h0/h0 rezultă:

0 0 1 1 0 0 1 11 0 0 0 0

0 0 0 0

h b h h b h h hA A A A A

h h h hβ β β β= − + = − + , sau

1 11 0

0 0

h hA A

h hβ β

= − +

(3.57)

Cunoscând că 0

10

h

hh −=ε de unde

0

11h

h=− ε şi înlocuind raportul h1/h0 în

ecuaŃia (3.57) se obŃine:

( ) ( )[ ]εεββ −+−−= 1101 AA sau

( )1 0 1 1A A ε β= − − (3.58)

Pentru determinarea coeficientului de lăŃire β se poate folosi relaŃia (3.59) sau

nomograma din figura 3.97.

Fig. 3.97. VariaŃia coeficientului β în funcŃie

de raportul l0/b0.

2

0 0

0 0

0,14 0,36 0,054l l

b bβ

= + −

(3.59)

De remarcat că în relaŃia (3.59) şi figura 3.97 singurul parametru de influenŃă asupra coeficientului de lăŃire îl reprezintă raportul l0/b0. În realitate valoarea coeficientului de lăŃire este influenŃată şi de raportul dintre înălŃimea h0 şi lăŃimea b0 a secŃiunii iniŃiale. Pe măsura creşterii acestui raport, în limitele 1,0-2,0 coeficientul de lăŃire se micşorează cu 8-12%.

c. Alungirea. Ca şi în cazul altor procedee de deformare plastică prin întindere şi în cazul forjării alungirea l∆ este dată de relaŃia:

1 0l l l∆ = − (3.60)

în care 0l reprezintă lungimea de prindere a semifabricatului între scule, adică lungimea

iniŃială, iar 1l - lungimea obŃinută după forjarea pe o latură. Pentru stabilirea alungirii se recurge la legea constanŃei volumelor, din care rezultă că:

0 01

1

l Al

A= (3.61)

Înlocuind pe A1 cu valoarea sa din ecuaŃia (3.58) ecuaŃia (3.61) se transformă în:

( )0 0

1

0 1 1

A ll

A ε β=

− − sau

( )0

1 1 1

ll

ε β=

− − (3.62)

Introducând lungimea l1 din ecuaŃia (3.62) în ecuaŃia (3.60) rezultă:

( )0

01 1

ll l

ε β∆ = −

− −, adică

( )( )0

1

1 1l l

ε βε β

−∆ =

− − (3.63)

Din ecuaŃia (3.63) s-ar părea că alungirea creşte odată cu creşterea lungimii de prindere şi a gradului de deformare plastică. Această concluzie este valabilă numai pentru valoarea absolută a alungirii, nu şi pentru valoarea relativă, adică pentru raportul dintre alungire şi lăŃire, întrucât acest raport se micşorează cu creşterea lungimii de prindere. Micşorarea raportului dintre alungire şi lăŃire, pe măsura creşterii lungimii de prindere, rezultă şi din figura 3.98.

În figura 3.98 se prezintă două epruvete, de secŃiune prismatică şi de aceleaşi dimensiuni, forjate pe o latură cu acelaşi grad de deformare plastică şi cu lungimi de prindere diferite.

Fig. 3.98. Alungirea şi lăŃirea la forjarea între scule plane cu lungimi de prindere diferite:

a- l0/b0=0,75; b- l0/b0=1,5.

Micşorarea alungirii, inclusiv a raportului l1/b1, în cazul măririi lungimii de prindere, se datorează legii minimei rezistenŃe, figura 3.99.

a b

Fig. 3.99. Curgerea materialului în timpul forjării cu lungimi de prindere diferite.

Din figura 3.99. se observă că pe măsura creşterii lungimii de prindere scade

ponderea volumului de material care se deplasează în direcŃia alungirii, micşorându-se în mod corespunzător şi alungirea.

d. LăŃirea. În cazul întinderii prin forjare între scule plane lăŃirea, exprimată prin relaŃia 01 bbb −=∆ , este dependentă de: coeficientul de lăŃire β , gradul de deformare

plastică ε şi raportul0

0

h

l, adică raportul dintre lungimea de prindere a semifabricatului

între scule şi grosimea acestuia.

Pentru determinarea lăŃimii 1b , după forjarea pe o latură, se foloseşte relaŃia

1

11

h

Ab = , în care 1A şi 1h reprezintă aria şi înălŃimea secŃiunii transversale a

semifabricatului la o lungime de prindere. Înlocuind valoarea ariei 1A cu valoarea sa din relaŃia (3.58) rezultă:

( )0

11

1 1Ab

h

ε β− − = sau ( )0 0

11

1 1b hb

h

ε β− − = (3.64)

Introducând valoarea lăŃimii 1b în relaŃia lăŃirii 01 bbb −=∆ se obŃine:

( )0 0

1 0 01

1 1b hb b b b

h

ε β− − ∆ = − = − sau

( )00

1

1 1 1h

b bh

ε β

∆ = − − −

(3.65)

Cunoscând că ε−

=1

1

1

0

h

h şi înlocuind raportul

1

0

h

h cu

ε−11 ecuaŃia (3.65) devine:

( )[ ]

−−−

−=∆ 111

1

10 βε

εbb de unde

0 1b b

βεε

∆ =−

(3.66)

Având în vedere că gradul de deformare plastică ε şi valoarea absolută a lăŃimii

0b influenŃează în acelaşi

sens atât lăŃirea cât şi alungirea rezultă că dintre cei trei factori de influenŃă din relaŃia (3.66), singurul care acŃionează asupra lăŃirii în detrimentul alungirii, adică cel care

măreşte raportul l

b

∆∆ , este

coeficientul de lăŃire β . În vederea simplificării calculelor, în figura 3.100 se prezintă nomograma pentru stabilirea alungirii şi lăŃirii în funcŃie de raportul l0/b0 şi gradul de deformare plastică.

Din figura 3.100, în care alungirea şi lăŃirea sunt exprimate prin rapoartele l1/l0 şi b1/b0, iar gradul de deformare plastică prin raportul h0/h1, rezultă că în cazul forjării unui semifabricat cu gradul de

Fig. 3.100. Alungirea şi lăŃirea în funcŃie de raportul l0/b0 şi gradul de deformare plastică [31].

deformare plastică h0/h1=1,18 şi raportul l0/b0=0,8, alungirea este dată de raportul l1/l0=1,105, iar lăŃirea de raportul b1/b0=1,065.

3.5.2.1.2. Coeficientul de flambaj

Întrucât în timpul forjării semifabricatul trebuie rotit cu 900, astfel încât lăŃimea devine înălŃime şi invers, este posibil ca după rotire semifabricatul să flambeze. Pentru a evita flambarea (curbarea) este necesar ca la forjarea pe o latură raportul dintre lăŃimea şi înălŃimea secŃiunii transversale a semifabricatului, numit şi coeficient de flambaj, să nu depăşească valoarea de 2,5. Notând cu φ acest raport ecuaŃia coeficientului de flambaj poate fi scrisă sub forma:

1

1

b

hϕ = (3.67)

în care 1b şi 1h reprezintă dimensiunile secŃiunii transversale ale semifabricatului înainte de rotire. Înlocuind pe 1b din ecuaŃia (3.67) cu valoarea sa din ecuaŃia (3.64) se obŃine:

( )0 0

21

1 1b h

h

ε βϕ

− − = (3.68)

Având în vedere că din ecuaŃia gradului de deformare plastică 0

10

h

hh −=ε rezultă

că ( )ε−= 101 hh şi înlocuind pe 1h în ecuaŃia (3.68) aceasta se transformă în:

( )[ ]( )22

0

00

1

11

ε

βεϕ

−

−−=

h

hb, de unde

0

0

11

1 1

b

h

εβϕ

ε ε = + − −

(3.69)

În cazul în care din formula (3.69) rezultă că 5,2>ϕ se micşorează gradul de deformare plastică.

3.5.2.1.3. Domeniul deformărilor admise

Pentru simplificarea calculelor la întocmirea proceselor tehnologice de forjare, în cazul automatizării acestor procese, gradul admis de deformare plastică poate fi stabilit şi cu ajutorul nomogramelor.

Cunoscând că 0

1

0

10 1h

h

h

hh−=

−=ε şi înlocuind pe h1 cu raportul 1b /ϕ , rezultat

din ecuaŃia (3.67), se obŃine ecuaŃia de interdependenŃă dintre gradul de deformare şi coeficientul de flambaj, adică:

1

0

1b

hε

ϕ= − (3.70)

Intervalul în care gradul de deformare plastică poate varia fără ca semifabricatul să flambeze rezultă din cazurile extreme, adică din cazurile în care se forjează fie cu alungire nulă, fie cu lăŃire nulă.

Fig. 3.101. Nomogramă pentru stabilirea

gradului de deformare admisă.

a. Alungirea este nulă, adică 01 ll = şi IVIIIII AAA += , v. figura 3.96. În acest caz

din ecuaŃia constanŃei volumelor rezultă:

0 01

1

b hb

h= (3.71)

Înlocuind raportul 1

0

h

hcu valoarea sa din ecuaŃia gradului de deformare plastică,

adică ε−

=1

1

1

0

h

h, ecuaŃia (3.71) se transformă în:

01 1

bb

ε=

− (3.72)

Introducând valoarea lăŃimii 1b în ecuaŃia (3.70) se obŃine:

( )εϕε

−−=

11

0

0

h

b, de unde

0

0

1b

hε

ϕ= − (3.73)

b. LăŃirea este nulă, adică 01 bb = . În acest caz ecuaŃia (3.70) devine:

0

0

1b

hε

ϕ= − (3.74)

Dacă în ecuaŃiile (3.73) şi (3.74), care se referă la cazurile extreme de forjare, se înlocuieşte ϕ cu valoarea dorită, în limitele 1,5...2,5 , se obŃine graficul de variaŃie a deformărilor admise în funcŃie de raportul

0

0

b

h, figura 3.101.

În figura 3.101, curba 1 se referă la cazul în care alungirea este nulă, iar curba 2 - la cazul în care lăŃirea este nulă. De aceea în domeniul I deformarea plastică este admisă, indiferent de raportul dintre alungire şi lăŃire, iar în domeniul III deformarea plastică depăşeşte valorile admise. Domeniul II, situat între cele două curbe, reprezintă domeniul de trecere. În acest domeniu deformarea plastică poate fi admisă

dacă raportul 0

0

b

lare valori reduse, adică

alungirea se produce cu intensitate mai mare decât lăŃirea . De reŃinut că în figura 3.101. curbele

1 şi 2 se referă la cazul în care φ = 2,5. În cazurile în care pentru coeficientul de flambaj se adoptă o valoare mai mică decât 2,5, alura curbelor 1 şi 2 rămâne aproximativ aceeaşi, dar valoarea gradelor de deformare admisă se micşorează.

3.5.2.1.4. Coroiajul

ProprietăŃile mecanice şi tehnologice ale produselor obŃinute prin forjare sunt sensibil influenŃate de mărimea gradului de deformare plastică. Din această cauză, în cazul forjării, cunoaşterea mărimii gradului de deformare plastică este imperios necesară. În pofida acestei necesităŃi, datorită rotirii semifabricatului în timpul forjării şi a schimbării direcŃiilor de curgere a materialului metalic în timpul deformării plastice, formulele uzuale

de exprimare a gradului de deformare plastică, ca de exemplu: 0

10

h

hh −=ε sau

1

0lnh

h=ε şi

altele asemănătoare, nu pot fi folosite şi în cazul întinderii prin forjare. De aceea pentru evaluarea gradului de deformare plastică, în cazul întinderii prin forjare, se foloseşte noŃiunea de coroiaj exprimată prin formulele:

0

1

AC

A= , sau (3.75)

i

f

AC

A= (3.76)

În formulele (3.75) şi (3.76), 0A şi 1A reprezintă aria secŃiunilor transversale ale

lingoului sau semifabricatului înainte şi după întinderea prin forjare, fără a se Ńine seama dacă forjarea s-a terminat sau nu, iar

iA şi fA reprezintă aria secŃiunii lingoului şi a

piesei forjate. Cu alte cuvinte raportul 10 /AA se referă la un coroiaj oarecare, iar raportul

fi AA / reprezintă coroiajul total.

Având în vedere că volumul semifabricatului este constant rezultă că 0

1

1

0

L

L

A

A= ,

ceea ce înseamnă că prin coroiaj se înŃelege nu numai raportul dintre secŃiunile transversale ci şi raportul dintre lungimi. În cazul forjării în etape, sau în trepte, se foloseşte şi noŃiunea de coroiaj parŃial. La rândul său coroiajul parŃial se calculează pe baza secŃiunilor intermediare obŃinute pentru diversele trepte de forjare, figura 3.102. În figura 3.102 se prezintă treptele de forjare necesare întinderii semifabricatului de la secŃiunea A0 la secŃiunea Az cu respectarea coeficientului de flambaj.

Prima treaptă o constituie forjarea de la A0 la A1, iar coroiajul parŃial, în acest caz, este dat de relaŃia C1 = A0/A1. În mod similar pentru următoarele trepte de forjare

coroiajele parŃiale pot fi exprimate sub forma: 3

23

2

12 ,

A

AC

A

AC == etc. Întrucât

,.. 01

3

2

2

1

1

0

zz

z

A

A

A

A

A

A

A

A

A

A=⋅⋅ − adică CCCCC z =⋅⋅ ..321 , rezultă că produsul coroiajelor

parŃiale este egal cu coroiajul total.

a b c d e

Fig. 3.102. Forma şi dimensiunile secŃiunii transversale a semifabricatului la forjarea în trepte.

InterdependenŃa dintre valorile coroiajului total şi ale coroiajelor parŃiale, precum şi posibilitatea evaluării gradului de deformare plastică în cazurile în care se schimbă direcŃiile de curgere a materialului metalic, reprezintă principalele avantaje ale noŃiunii de coroiaj. În schimb între valorile coroiajului, calculat numai pe baza raportului dintre cele două secŃiuni, şi valorile gradului de deformare plastică pot să apară nepotriviri. Astfel în cazul forjării fără alungire, când 0=∆l şi 01 AA = , valorile coroiajului obŃinute cu

relaŃiile 10 /AAC = sau /i fA A se menŃin tot timpul egale cu unu, indiferent de valorile

gradului de deformare plastică. Dacă dimpotrivă lăŃirea este nulă şi alungirea este maximă, la acelaşi grad de deformare plastică, valorile coroiajului sunt mai mari decât în celelalte cazuri. Când prin forjare se produce atât alungirea cât şi lăŃirea valorile coroiajului, pentru acelaşi grad de deformare plastică, se modifică în funcŃie de valorile raportului dintre alungire şi lăŃire.

Cu alte cuvinte dacă nu se Ńine seama de raportul dintre alungire şi lăŃire la aceeaşi valoare a gradului de deformare plastică se pot obŃine mai multe valori pentru coroiaj şi invers, la acelaşi coroiaj pot fi realizate mai multe valori ale gradului de deformare plastică. Din această cauză în literatura de specialitate se întâlnesc numeroase confuzii şi contradicŃii cu privire la influenŃa coroiajului asupra proprietăŃilor mecanice ale produselor obŃinute prin forjare, sau asupra coroiajului necesar obŃinerii anumitor valori ale proprietăŃilor mecanice ale pieselor forjate. Pentru eliminarea acestor neajunsuri au fost propuse noŃiunile de coroiaj convenŃional şi coroiaj echivalent [24]. Prin coroiaj convenŃional se înŃelege coroiajul care se calculează numai pe baza secŃiunilor transversale ale produselor forjate, înainte şi după forjare. În acest fel noŃiunea de coroiaj a fost înlocuită cu cea de coroiaj convenŃional. Prin coroiaj echivalent se înŃelege produsul dintre coroiajul convenŃional şi un coeficient de corecŃie care Ńine seama de raportul dintre alungire şi lăŃire. Acest coroiaj se calculează cu formula:

eC K C= ⋅ (3.77)

în care C şi Ce reprezintă coroiajele convenŃionale şi echivalente, iar K – coeficientul de corecŃie.

Valoarea coeficientului de corecŃie, în funcŃie de intensitatea alungirii, intensitate condiŃionată de raportul 00 /bl , v. figura 3.98,

rezultă din figura 3.103. Din figura 3.103. se observă că valoarea coeficientului de corecŃie creşte cu creşterea raportului l0/b0 , adică a raportului dintre lăŃire şi alungire. În cazul forjării între scule profilate sau mixte, adică în cazul în care lăŃirea este nulă şi coroiajul creşte cu intensitate maximă, coeficientul de corecŃie K este egal cu unu.

3.5.2.1.5. Treptele de forjare

La forjarea lingourilor şi semifabricatelor cu coroiaje mai mari decât 1,4-1,7 forjarea se execută în trepte. Prin treaptă de forjare se înŃelege forjarea pe două laturi opuse, cu o rotire de 90o. Pentru automatizarea operaŃiilor de forjare cunoaşterea numărului treptelor de forjare este obligatorie. La rândul său numărul treptelor de forjare pentru întinderea de la secŃiunea iniŃială A0 la secŃiunea finală Az, v. figura 3.102, se calculează pe baza interdependenŃei dintre coroiajul total şi coroiajele parŃiale, adică:

z

ppppp

z

z

z

CCCCCA

A

A

A

A

A

A

A

A

AC

z=⋅⋅=⋅⋅== − .....

321

1

3

2

2

1

1

00

de unde:

zp AACZ ⋅−= lglglg 0 sau

0lg lg

lgz

p

A AZ

C

−= (3.78)

În ecuaŃia (3.78), Z reprezintă numărul treptelor de forjare, A0 şi Az – aria secŃiunilor transversale, iniŃială şi finală, iar Cp – coroiajul parŃial, care se adoptă în limitele 1,4 - 1,7.

3.5.2.1.6. Starea de tensiune

Printre factorii de influenŃă asupra calităŃii produselor forjate se înscrie şi starea de tensiune care se creează în timpul forjării. În cazul folosirii sculelor plane starea de tensiune este influenŃată în principal de felul secŃiunii transversale a semifabricatului, pătrată sau rotundă, şi într-o mai mică măsură de parametrii de forjare.

a. Forjarea semifabricatelor pătrate. La întinderea prin forjare a semifabricatelor pătrate sau dreptunghiulare, ca şi la refulare, sub acŃiunea forŃei de deformare plastică P şi a celor de frecare exterioară T, se crează stările de tensiune S1 şi S3, figura 3.104. La prima semitreaptă de forjare, figura 3.104, a şi b, se formează zonele A în care starea de tensiune este S1 iar deformarea plastică se produce cu intensitate minimă, şi zona B, în care starea de tensiune este S3 şi deformarea plastică se produce cu intensitate maximă. În timpul deformării plastice, până la rotirea semifabricatului cu 90o, adică până

Fig. 3.103. InterdependenŃa dintre raportul l0/b0 şi coeficientul K.

la întoarcerea pe cant, zonele A se măresc şi zona B se micşorează, iar la un moment dat zona B se despică. După rotirea semifabricatului, la cea de a doua semitreaptă, figura 3.104, c şi d, zonele A şi B îşi schimbă locul, iar în timpul deformării plastice se dezvoltă în sens invers. În continuare alternanŃa schimbărilor de poziŃie a celor două zone şi a celor două stări de tensiune, inclusiv a intensităŃii deformării plastice şi a sensurilor de deplasare a particulelor de material din aproprierea planelor celor două diagonale, se repetă la fiecare rotire a semifabricatului. Rezultă că în interiorul zonelor A şi B, respectiv în interiorul semifabricatului, acŃionează alternativ atât tensiuni de comprimare cât şi tensiuni de întindere. Pe lângă aceste tensiuni, care acŃionează în sensul deformării plastice, în zonele din apropierea planelor care se formează de-a lungul celor două diagonale se creează tensiuni de întindere cu efect de forfecare. Aceste tensiuni se datorează schimbării sensului de deplasare a particulelor de material din zonele învecinate cu planele formate de cele două diagonale, figura 3.104.

a b c d

Fig. 3.104. ForŃele care acŃionează şi stările de tensiune care se creează în timpul întinderii prin forjare.

Din figura 3.104 se observă că în aproprierea planelor diagonalelor sensul de deplasare a particulelor de material, de la interior spre exterior şi invers, se schimbă la fiecare rotire a semifabricatului. Schimbarea alternativă a sensului de deplasare a particulelor de material favorizează apariŃia fisurilor şi crăpăturilor din zona diagonalelor, figura 3.105. Pe suprafaŃa lustruită şi atacată fisurile şi crăpăturile care apar în timpul forjării semifabricatelor pătrate sunt similare cu cele din figura 3.106.

Având în vedere că distanŃa de deplasare în sens invers a două particule de material din vecinătatea planelor diagonalelor este proporŃională cu gradul de deformare unitară, adică gradul de deformare plastică realizat cu o lovitură de ciocan sau o cursă de presă, şi cu raportul dintre lăŃire şi

Fig. 3.105. Aspectul fisurilor în secŃiunea transversală a unui semifabricat din oŃel

mediu aliat [28].

alungire, rezultă că pentru reducerea tendinŃei de fisurare sau crăpare a semifabricatului în timpul forjării este necesar ca forjarea să se execute cu valori cât mai reduse, atât pentru gradul de deformare unitară, cât şi pentru lăŃire. Prima condiŃie poate fi realizată prin micşorarea energiei de lovire a ciocanului, respectiv micşorarea forŃei de apăsare a presei. Pentru cea de a doua condiŃie este necesară micşorarea raportului l0/b0, adică a raportului dintre lungimea de prindere a semifabricatului între scule şi grosimea acestuia, raport de care depinde intensitatea lăŃirii. La rândul său raportul l0/b0 nu poate fi micşorat sub 0,45-0,5 întrucât în acest caz apar tensiuni de întindere longitudinală în zona centrală, tensiuni care pot conduce la apariŃia fisurilor transversale.

Fig. 3.106. Fisuri şi crăpături apărute în timpul forjării

semifabricatelor pătrate [9]. În figura 3.107 se prezintă variaŃia deformării locale pe înălŃime

lε , în zona centrală a semifabricatelor, în funcŃie de gradul de deformare generală gε şi raportul

dintre lungimea de prindere l0 şi grosimea semifabricatului pe înălŃime h0. Din figura 3.107 se observă că, indiferent de valorile deformării generale

gε , calculate pe baza dimensiunilor

exterioare ale secŃiunii semifabricatului, în domeniul I, la valori ale raportului

45,0/ 00 ≥hl , deformarea plastică locală din

zona centrală se menŃine la valori mai ridicate decât deformarea generală. Cu alte cuvinte la 45,0/ 00 ≥hl zona centrală se

deformează plastic sub acŃiunea tensiunilor predominant de comprimare. Domeniul II reprezintă domeniul de trecere între I şi III, iar în domeniul III, la 00 / hl <0,28, raportul

gl εε / devine subunitar, ceea ce înseamnă

că în acest domeniu deformarea plastică din zona centrală se produce sub acŃiunea tensiunilor de întindere. În consecinŃă la întinderea prin forjare raportul dintre lungimea de prindere şi grosimea semifabricatului sau a lingoului trebuie sa fie mai mare sau cel puŃin egal cu 0,45-0,50.

Fig. 3.107. VariaŃia deformării plastice locale lε în

funcŃie de raportul 00 / hl şi gradul de deformare

generală gε

Un alt mijloc de reducere a tendinŃei de fisurare sau crăpare în planul diagonalelor îl constituie repătratizarea, adică rotirea semifabricatului cu 450 şi formarea unui al doilea pătrat, decalat faŃă de primul cu acelaşi unghi şi evident cu alte diagonale, figura 3.108.

Deoarece după repătratizare noile diagonale se găsesc în zone care n-au mai fost solicitate la întindere, în sensuri diferite şi repetate, capacitatea materialului metalic de a suporta asemenea solicitări creşte cu până la dublu. Pe lângă micşorarea tendinŃei de fisurare sau crăpare, în zona diagonalelor, forjarea cu repătratizare contribuie şi la micşorarea neuniformităŃii deformaŃiei şi îmbunătăŃirea proprietăŃilor mecanice şi tehnologice ale produselor obŃinute prin forjare. Ridicarea temperaturii de forjare, în limitele intervalului admis pentru temperatura de deformare plastică la cald a materialului metalic, măreşte plasticitatea şi reduce tendinŃa de fisurare sau crăpare din cauza tensiunilor de întindere.

b. Forjarea semifabricatelor rotunde. La întinderea semifabricatelor rotunde între scule plane în stadiul iniŃial suprafeŃele de contact dintre semifabricat şi scule sunt foarte mici, practic neglijabile şi confundabile cu câte o linie. Pe măsura creşterii gradului unitar de deformare plastică se creează şi cele două suprafeŃe de contact. Sub influenŃa forŃei de deformare plastică P şi a forŃelor de frecare exterioară T, în aproprierea celor două suprafeŃe de contact, se formează zonele de deformare îngreunată şi zonele de deformare maximă. Primele sunt delimitate de triunghiurile ABC şi A’B’C’, iar ultimele de conturul ACBD şi A'C'B'D', figura 3.109. Mărimea zonelor de deformare îngreunată şi a celor de deformare maximă este proporŃională cu gradul de deformare unitară şi poate fi stabilită fie pe cale experimentală, fie cu ajutorul regulii lui Prandtl. Conform regulii lui Prandtl, descrisă în lucrarea [24], vârfurile D si D’, din figura 3.109, ajung în axa semifabricatului la ε u=3% şi se întrepătrund la ε u > 3%. La ε u < 3% între cele două vârfuri există o distanŃă dependentă de gradul unitar de deformare plastică. În figura 3.109 această distanŃă este egală cu raza OD, respectiv OD', şi arată existenŃa şi mărimea celei de a treia zone. Ca şi în cazul refulării, starea de tensiune este S1 în interiorul zonelor ABC şi A’B’C’ şi S3 în interiorul zonelor ACBD şi A’C’B’D’. Prin rotirea semifabricatului în timpul forjării zonele ABC şi A’B’C’ închid inelul I, iar zonele ACBD şi A’C’B’D’ închid inelele I şi II formând o singură zonă, zona

Fig. 3.108. Schema repătratizării.

Fig. 3.109. Zonele de deformare plastică la

forjarea semifabricatelor rotunde

periferică. Delimitarea dintre zona periferică şi zona centrală este dată de mărimea razelor OD, respectiv OD’, figura 3.109. Sub influenŃa forŃei P şi a tensiunilor de comprimare şi întindere, aferente stărilor de tensiune S1 şi S3, zona periferică se alungeşte şi trage după sine zona centrală care tinde să-şi menŃină dimensiunile iniŃiale, figura 3.110. În figura 3.110 se prezintă aspectul unor semifabricate rotunde forjate, cu grade mici de deformare unitară, între scule plane.

Fig. 3.110. Aspectul suprafeŃei frontale a semifabricatelor rotunde forjate cu grade mici de deformare unitară.

Din figura 3.110. se observă că sub influenŃa tensiunilor de întindere şi

comprimare, din zonele ABC şi ACBD reprezentate în figura 3.109, zona periferică se alungeşte şi antrenează cu sine şi zona centrală, zonă care în acest caz se deformează plastic numai sub influenŃa tensiunilor de întindere. Datorită tensiunilor de întindere în zona centrală, plasticitatea materialului scade foarte mult, iar în cazurile în care aceste tensiuni sunt mai mari decât limita de curgere a materialului metalic, semifabricatul îşi distruge integritatea, fie în direcŃie longitudinală, fie în direcŃie radială, în funcŃie de direcŃia tensiunilor predominante.

În figura 3.111 se prezintă aspectul rupturii, care a fost pusă în evidenŃă la strunjirea unui semifabricat cu secŃiunea rotundă, precum şi al şaibei care a fost decupată din apropierea rupturii.

a b

Fig. 3.111. Aspectul rupturii şi al şaibei decupate

Din figura 3.111 se observă că fisurile care au apărut în timpul forjării, din cauza tensiunilor de întindere longitudinală create în zona centrală, s-au dezvoltat până în zona

periferică şi au ajuns chiar şi în stratul de material prevăzut pentru prelucrările prin aşchiere.

În cazurile în care predominante sunt tensiunile de întindere radială fisurile care se formează sunt orientate longitudinal şi pot să apară numai pe anumite porŃiuni sau pe întreaga lungime a semifabricatului. În figura 3.112 se prezintă două discuri din oŃel în care au fost introduse patru ştifturi, tot din oŃel, şi care după forjare cu coroiaje diferite şi cu grade mici de deformare unitară au fost secŃionate longitudinal [9].

Fig. 3.112. Desenul de execuŃie şi aspectul discurilor în secŃiune longitudinală Din figura 3.112 se observă că după forjarea cu grade mici de deformare unitară

discurile s-au alungit numai în zona periferică, iar diferenŃa de lungime între zona periferică şi zona centrală este cu atât mai mare cu cât a fost mai mare coroiajul. De asemenea se mai observă că pe măsura creşterii coroiajului în zona periferică găurile şi diametrul ştifturilor s-au micşorat, iar în zona axială gaura s-a mărit şi ştiftul a ieşit liber, fară a-şi modifica dimensiunile. Mărirea diametrului găurii din zona axială atestă faptul că în această zonă, în timpul forjării, acŃionează tensiuni de întindere în direcŃie radială, deşi forŃa P acŃionează în sens invers. MenŃinerea lungimii iniŃiale a zonei axiale arată că în cazul semifabricatelor monobloc, cu lungimi mai mari decât diametrul, alungirea acestei zone se produce sub influenŃa tensiunilor de întindere în direcŃie longitudinală. Din cele de mai sus rezultă că la forjarea semifabricatelor rotunde cu grade mici de deformare unitară zona centrală se deformează plastic sub acŃiunea tensiunilor de întindere, atât în direcŃie longitudinală, cât şi în direcŃie radială. Modul de formare a tensiunilor de întindere în direcŃie radială, din zona centrală a semifabricatului, rezultă din figura 3.113, în care se prezintă descompunerea şi compunerea forŃelor care acŃionează în timpul forjării semifabricatelor rotunde. Datorită stării de tensiune S1 din triunghiurile ABC si A’B’C’, figura 3.113, în interiorul celor două triunghiuri, numite şi zone de deformare îngreunată, rezistenŃa la deformarea plastică este mai mare decât în restul semifabricatului. Din această cauză forŃa P se transmite în interiorul semifabricatului prin intermediul componentelor nP şi 'nP şi

al tensiunilor de întindere în direcŃie radială σ şi 'σ , tensiuni care se formează prin compunerea celor două componente. Prin rotirea semifabricatului în timpul forjării triunghiurile ABC şi A'B'C' închid inelul periferic de rază interioară OC, adică zona I din figura 3.109, iar tensiunile de întindere σ şi σ' din zona axială de rază OD îşi schimbă

direcŃia de la Ox la Oy extinzându-şi acŃiunea pe două direcŃii în întreaga zonă axială. În acelaşi timp zonele ABCD şi A'B'C'D', în care acŃionează tensiuni de comprimare şi întindere, închid şi ele zona periferică formată din inelele I şi II, v. figura 3.109. Rezultă că în acest caz, adică la forjarea cu grade mici de deformare unitară,

%0,3≤uε , în zona periferică,

inelele I şi II, acŃionează tensiuni de comprimare şi întindere, iar în zona centrală de rază OD– numai tensiuni de întindere. Datorită tensiunilor de întindere plasticitatea materialului metalic din zona centrală scade foarte mult, crescând în mod corespunzător tendinŃa semifabricatului de a-şi distruge integritatea chiar în timpul deformării plastice. InfluenŃa gradului de deformare unitară asupra mărimii şi ponderii zonelor de deformare plastică şi asupra tendinŃei materialului metalic de a-şi distruge integritatea în timpul forjării, rezultă din figura 3.114. Din figura 3.114. se observă că pe măsura creşterii gradului de deformare unitară creşte ponderea zonelor I şi II, în detrimentul zonei III, v. şi figura 3.109. În acelaşi timp pe măsura creşterii gradului de deformare unitară scade ponderea tensiunilor de întindere în favoarea celor de comprimare, micşorându-se în mod corespunzător şi tendinŃa materialului metalic de a-şi distruge integritatea în timpul deformării plastice. La grade mici de deformare unitară, sub 3 %, în direcŃie verticală, direcŃia Oy,

Fig. 3.113. ForŃele care acŃionează şi tensiunile care se creează în timpul forjării semifabricatelor rotunde.

Fig. 3.114. Zonele de deformare plastică şi epura tensiunilor

acŃionează tensiuni de comprimare cu valori descrescătoare de la periferia semifabricatului spre centrul acestuia. În punctele D şi D’ tensiunile de comprimare devin egale cu limita de curgere a materialului metalic şi influenŃa lor asupra deformării plastice se anulează. În direcŃie orizontală, direcŃia Ox, acŃionează tensiuni de întindere cu valori minime la periferia semifabricatului şi maxime în zona centrală. Rezultă că la %3<uε zona centrală

se deformează plastic numai sub influenŃa tensiunilor de întindere, iar în zona periferică predomină tensiunile de comprimare. Din această cauză, la %3<uε , tendinŃa materialului

metalic de a-şi distruge integritatea, în timpul deformării plastice, în zona centrală, este maximă. La %3=uε , prin mărirea zonelor I şi II, în detrimentul zonei III, vârfurile D şi

D’ ajung în axa semifabricatului, iar zona III se anulează. În acest caz deformarea plastică se produce sub influenŃa simultană a tensiunilor de comprimare şi întindere, în întreaga secŃiune a semifabricatului, cu menŃiunea că în zona periferică predominante sunt tensiunile de comprimare, iar în zona centrală – cele de întindere. PredominanŃa tensiunilor de întindere în zona centrală, comparativ cu tensiunile de comprimare, micşorează plasticitatea materialului metalic şi conduce la apariŃia fisurilor longitudinale, figura 3.115.

În figura 3.115. se prezintă aspectul macroscopic al unor fisuri longitudinale, apărute în timpul forjării semifabricatelor rotunde între scule plane, cu grade mici de deformare unitară. La valori mai mari ale gradului de deformare unitară, %3>uε , zona III fiind

anulată, raportul dintre zonele periferică şi centrală se schimbă în favoarea zonei periferice, iar ponderea tensiunilor de comprimare, în direcŃie radială, creşte în detrimentul celor de întindere. Până la

%11=uε în zona centrală şi îndeosebi în

zona din imediata vecinătate cu axa semifabricatului, în pofida creşterii tensiunilor de comprimare, predominante sunt tensiunile de întindere. La %11=uε

în axa semifabricatului cele două feluri de tensiuni devin egale, iar la %11>uε tensiunile de comprimare predomină în întreaga

secŃiune. Cu alte cuvinte la %11>uε deformarea plastică se produce predominant sub

influenŃa tensiunilor de comprimare în întreaga secŃiune a semifabricatului, iar tendinŃa materialului metalic de a-şi distruge integritatea în timpul deformării plastice se reduce până la anulare.

În cazurile în care predominante sunt tensiunile de întindere radială, fisurile care se formează sunt orientate longitudinal şi pot să apară numai pe anumite porŃiuni sau pe întreaga lungime a semifabricatului. Se observă că în comparaŃie cu semifabricatele pătrate la care, pentru reducerea tendinŃei de fisurare sau crăpare în timpul forjării, gradul de deformare unitară trebuie micşorat, la semifabricatele rotunde, dimpotrivă, gradul de deformare unitară trebuie mărit. Pentru semifabricatele rotunde, din materiale metalice cu plasticitate redusă, se recomandă folosirea sulelor profilate sau mixte.

Fig. 3.115. Fisuri apărute în timpul forjării.

3.5.2.1.7. Mărimea utilajului

a. Mărimea presei. În cazul preselor, de regulă prese hidraulice, forŃa necesară deformării plastice este dată de ecuaŃia generală a forŃei, adică ApP ⋅= , în care p şi A reprezintă presiunea şi suprafaŃa. Valoarea presiunii de deformare plastică la întinderea prin forjare se determină cu formula (3.79) asemănătoare cu cea de la refulare:

1

1

11,15 ' 1

2c

lp

hσ µ

= +

(3.79)

în care: 'cσ reprezintă limita de curgere a materialului metalic la temperatura de forjare;

µ - coeficientul de frecare exterioară ( 35,025,0 −=µ ); l1 şi h1- lungimea semifabricatului şi înălŃimea secŃiunii acestuia în porŃiunea de prindere între scule, după forjarea pe o latură. Introducând valoarea presiunii în formula P p A= ⋅ , se obŃine:

1

1

11,15 ' 1

2c

lP A

hσ µ

= ⋅ +

(3.80)

Pentru semifabricatele pătrate sau dreptunghiulare, la care 11 blA ⋅= , lungimea 1l

şi lăŃimea 1b a suprafeŃei de contact dintre scule şi semifabricat se calculează cu relaŃiile (3.62) şi (3.64) sau se determină cu ajutorul nomogramei din figura 3.100. De asemenea lungimea 1l poate fi considerată a fi egală cu lăŃimea B a nicovalei. În cazul semifabricatelor rotunde suprafaŃa A reprezintă suprafaŃa zonelor de deformare îngreunată la contactul dintre berbec şi semifabricat, cu condiŃia ca gradul de deformare unitară luat în calcul să fie mai mare de 8 % pentru sculele profilate şi peste 10% pentru sculele plane sau mixte. La forjarea oŃelurilor nealiate şi slab sau mediu aliate valorile forŃei necesare deformării plastice, în funcŃie de diametrul lingoului sau semifabricatului, pot fi stabilite şi cu ajutorul nomogramei din figura 3.116.

În figura 3.116, curba 1 se referă la oŃelurile nealiate, inclusiv aliajele neferoase cu rezistenŃa medie la deformarea plastică, iar curba 2 – la oŃelurile slab şi mediu aliate.

b. Mărimea ciocanului. Ca şi la refulare şi în cazul întinderii mărimea ciocanului se determină pe baza egalităŃii dintre energia de lovire a ciocanului şi lucrul mecanic necesar deformării plastice, adică:

Fig. 3.116. InterdependenŃa dintre diametrul ligoului sau al semifabricatului şi forŃa necesară deformării plastice [19].

uc LE = , sau 2

'2 m u

Gvp V

gη ε= , de unde

2

2'm u

gG p V

vε

η= ⋅ ⋅

⋅ (3.81)

Introducând în relaŃia (3.81) valoarea presiunii din relaŃia (3.79) rezultă:

1

12

12,3 ' 1 '

2c u

lg V

hG

v

σ µ ε

η

+

= (3.82)

În ecuaŃia (3.82), V’ reprezintă volumul semifabricatului cuprins între scule, în cm3, η - randamentul ciocanului în limitele 0,8-0,9 şi uε - gradul de deformare unitară

adoptat, iar restul notaŃiilor au aceeaşi semnificaŃie ca şi în ecuaŃia (3.79). Pentru eliminarea calculelor în tabelul 3.13. se prezintă valorile orientative ale mărimii ciocanelor, exprimată prin greutatea părŃii căzătoare, în funcŃie de diametrul iniŃial al semifabricatului. Aceste valori sunt valabile numai pentru forjarea oŃelurilor nealiate şi slab sau mediu aliate.

Tabelul 3.13. Valorile orientative ale mărimii ciocanelor în funcŃie de diametrul iniŃial al semifabricatului

Diametrul semifabricatului, mm

100 200 250 300 400 500 600 800

Greutatea părŃii căzatoare, daN

750 1000 2000 3000 4000 5000 7000 10000

În cazul forjării materialelor metalice cu rezistenŃa la deformarea plastică la cald diferită de a oŃelurilor nealiate şi slab sau mediu aliate, cum sunt de exemplu aliajele de aluminiu sau oŃelurile rapide, la aceleaşi dimensiuni ale semifabricatelor, mărimea ciocanelor indicată în tabelul 3.13 se corectează în funcŃie de rezistenŃa la deformarea plastică a materialului metalic analizat.

3.5.2.2. Întinderea între scule profilate

În comparaŃie cu sculele plane sculele profilate prezintă avantajul măririi productivităŃii şi al reducerii tendinŃei de fisurare în timpul forjării semifabricatelor rotunde. În schimb domeniul de aplicabilitate al acestor scule se restrânge numai la forjarea pieselor simple şi a semifabricatelor rotunde. La forjarea semifabricatelor rotunde între scule profilate în V forŃa P, necesară deformării plastice, se transmite semifabricatului prin intermediul a patru suprafeŃe de contact, figura 3.117. În acest fel componentele normale care acŃionează pe suprafeŃele de contact dintre semifabricat şi scule se reduc la ½ P, reducându-se în mod corespunzător şi tensiunile de întindere din zona centrală a semifabricatului. Pe lângă gradul de deformare unitară, în cazul forjării cu scule profilate, valoarea tensiunilor de întindere din zona axială a semifabricatului depinde şi de mărimea unghiului de profilare a sculelor, unghiul α din figura 3.117. Pe măsura creşterii acestui unghi, în limitele 90...180o, creşte şi valoarea tensiunilor de întindere din zona axială a semifabricatului. Sub 90o unghiul α nu poate fi micşorat întrucât în acest caz

semifabricatul se roteşte liber între scule, fără a putea fi deformat, iar la o180=α sculele profilate se transformă în scule plane. În cazul în care o90=α , figura 3.117, a, componentele nP2/1 şi '2/1 nP , egale şi

de sens contrar, se anulează reciproc şi nu pot da naştere unor tensiuni de întindere. Din această cauză, la prima vedere, s-ar părea că în acest caz tensiunile de întindere din zona centrală a semifabricatului lipsesc, indiferent de valoarea gradului de deformare unitară. În realitate, aşa cum s-a arătat mai sus, v. şi figura 3.110, la %3≤uε sub acŃiunea tensiunilor

de comprimare şi întindere se deformează plastic numai zona periferică, iar prin alungire această zonă antrenează cu sine şi zona centrală, pe care o supune unor tensiuni de întindere. De aceea pentru reducerea şi chiar anularea tensiunilor de întindere şi a tendinŃei de fisurare a semifabricatului, în timpul forjării, gradul de deformare unitară trebuie să fie mai mare de 3%, indiferent de valoarea unghiului de profilare.

La o90>α , figura 3.117, b, prin compunerea componentelor

nP2/1 şi 1/ 2 'nP se

formează rezultatele R şi R' care dau naştere tensiunilor de întindere radială, tensiuni care, la acelaşi grad de deformare unitară, sunt cu atât mai mari cu cât este mai mare unghiul de profilare a sculelor. În general unghiul α se adoptă între 110 şi 135o. La valori mai mici de 110o scade gama dimensională a semifabricatelor ce pot fi forjate cu aceleaşi scule, iar peste 135o se măreşte nejustificat valoarea tensiunilor de întindere în zona centrală a semifabricatului. Comparativ cu forjarea semifabricatelor rotunde între scule plane, la forjarea între scule profilate tensiunile de întindere din zona centrală a semifabricatului se reduc cu peste 50%, reducându-se în mod corespunzător şi tendinŃa semifabricatului de a fisura în timpul forjării.

3.5.2.3. Întinderea între scule mixte

În cazul folosirii sculelor mixte, adică berbecul plan şi nicovala profilată, contactul dintre scule şi semifabricat se realizează prin intermediul a trei suprafeŃe. În acest fel pe suprafaŃa de contact dintre berbec şi semifabricat acŃionează forŃa P, egală cu forŃa

a b

Fig. 3.117. ForŃele şi tensiunile care acŃionează în timpul forjării între scule profilate:

a- o90=α ; b- o90>α .

necesară deformării plastice, iar pe suprafeŃele de contact dintre semifabricat şi nicovală forŃa P se reduce la jumătate, figura 3.118.

Ca şi în cazul sculelor plane sau profilate şi în acest caz, sub influenŃa forŃelor de frecare exterioară T, se formează triunghiurile de deformare îngreunată. Din această cauză forŃele de deformare plastică P şi 1/2P acŃionează asupra semifabricatului prin componentele nP şi nP2/1 , normale pe feŃele laterale ale celor două triunghiuri, cu

unghiul la vârf de 90o. Prin compunerea normalelor nP şi nP2/1 se obŃin rezultantele R şi

R'. Aceste rezultante, cu punctul de aplicaŃie în O’, figura 3.118, b, dau naştere tensiunilor de comprimare 1σ şi de întindere 2σ şi 2 'σ .

a b

Fig. 3.118. ForŃele şi tensiunile care acŃionează în timpul forjării semifabricatelor rotunde între scule mixte.

La rotirea semifabricatului, în timpul forjării, punctul O’ se deplasează pe o spirală,

iar în zona acestei spirale, sub influenŃa tensiunilor de întindere 2σ şi 2 'σ , materialul

metalic este solicitat la întindere. Când valoarea tensiunilor de întindere din zona spiralei, formată de rotirea punctului O’, depăşeşte valoarea limitei de curgere a materialului metalic în semifabricat apar fisuri de forma celor din figura 3.119.

Fig. 3.119. Fisuri apărute la forjarea semifabricatelor rotunde între scule mixte [9].

Comparativ cu forjarea între scule plane, la forjarea între scule mixte, tensiunile de

întindere şi tendinŃa de fisurare a semifabricatului în timpul forjării sunt mult mai mici. În comparaŃie cu sculele profilate la forjarea cu scule mixte tensiunile de întindere sunt mai mari, dar tendinŃa de fisurare a semifabricatului în timpul forjării este aproximativ aceeaşi.

Reducerea tendinŃei de fisurare, comparativ cu valoarea tensiunilor de întindere, în cazul folosirii sculelor mixte, se datorează schimbării poziŃiei punctului O’şi a zonelor în care acŃionează tensiunile de întindere, schimbare care se produce la rotirea semifabricatului în timpul forjării. La aceeaşi tendinŃă de fisurare a semifabricatului forjarea între scule mixte, comparativ cu sculele profilate, prezintă şi avantajul reducerii manoperei de schimbare a sculelor la trecerea de la semifabricatele rotunde la cele pătrate şi invers.

3.5.2.4. Întinderea pe dorn

În funcŃie de felul piesei, inelară sau tubulară, întinderea pe dorn se execută cu sau fără modificarea diametrului interior. Întinderea pe dorn cu modificarea ambelor diametre se execută în cazul pieselor inelare, adică al pieselor la care lungimea este mai mică decât diametrul, figura 3.120.

Din figura 3.120. se observă ca la întinderea pe dorn a pieselor de formă inelară alungirea se produce atât în direcŃia şi sensul măririi celor două diametre, cât şi în direcŃia şi sensul măririi lungimii piesei. Întrucât în cele mai multe cazuri, la forjarea pieselor inelare, alungirea în direcŃia axială este nedorită, pentru micşorarea alungirii în această direcŃie este necesar ca lăŃimea B a berbecului, v. figura 3.120, să fie cât mai mare. Alungirea celor două diametre, inclusiv productivitatea, fiind condiŃionate şi de diametrul dornului necesită ca dornul să fie cât mai subŃire. Pe de altă parte pe măsura micşorării raportului dintre diametrul dornului şi diametrul interior al piesei creşte tendinŃa de formare a suprapunerilor de material în timpul forjării. Din această cauză la stabilirea diametrului dornului trebuie Ńinut seama pe de o parte de rezistenŃa acestuia la flambaj şi intensitatea alungirii celor două diametre, iar pe de altă parte de tendinŃa de formare a suprapunerilor de material. Diametrul minim, care să asigure rezistenŃa dornului la solicitările de flambaj şi care să corespundă şi din punctul de vedere al intensificării alungirii celor două diametre ale piesei forjate, poate fi stabilit fie prin calcule de rezistenŃă, fie cu ajutorul nomogramelor. În figura 3.121 se prezintă nomograma de interdependenŃă dintre lungimea piesei inelare şi diametrul dornului. Curba 1 din figura 3.121 se referă la forjarea pieselor cu pereŃi groşi, iar curba 2 la piesele cu pereŃi subŃiri. În general se poate aprecia că diametrul dornului, în funcŃie de lungimea piesei, se situează în domeniul cuprins între cele două curbe. Dacă diametrul dornului, obŃinut prin calcule de rezistenŃă la flambaj sau cu ajutorul nomogramelor, este mult prea mic, faŃă de diametrul interior al piesei, ceea ce creează riscul apariŃiei suprapunerilor de material, pentru a nu se mări în mod excesiv diametrul dornului şi al suportului, se recomandă folosirea unor bucşe intermediare figura 3.122.

Fig. 3.120. Întinderea pe dorn a pieselor inelare:

1- berbecul; 2- piesa; 3- dornul; 4- suportul.

O altă condiŃie de care trebuie

Ńinut seama la forjarea pieselor inelare se referă la dimensionarea semifabricatului refulat şi găurit, deoarece dimensionarea incorectă a acestui semifabricat poate conduce fie la micşorarea productivităŃii şi mărirea consumurilor energetice şi a preŃului de cost, fie la rebutarea piesei. Astfel dacă în timpul forjării alungirea piesei în direcŃie axială este mai mare decât alungirea diametrelor piesa trebuie întoarsă pe cant şi refulată. După refulare urmează întinderea pe dorn până la obŃinerea dimensiunilor dorite. Uneori pentru obŃinerea dimensiunilor cerute refularea se repetă. Întrucât fiecare refulare necesită schimbarea sculelor şi reîncălzirea semifabricatului se înŃelege că în acest caz manopera de forjare, consumurile energetice şi preŃul de cost sunt proporŃionale cu numărul de refulării. Dacă, dimpotrivă unul din cele două diametre a ajuns la cotele finale, iar lungimea piesei este mai mică decât cea necesară, forjarea nu mai poate fi continuată şi piesa se rebutează.

Pentru stabilirea orientativă a dimensiunilor semifabricatului refulat şi găurit în vederea întinderii pe dorn se poate folosi relaŃia:

h KL= , (3.83)

în care h reprezintă înălŃimea semifabricatului după refulare şi găurire, iar L - lungimea piesei după întinderea pe dorn. Valoarea coeficientului K în funcŃie de raportul Di/d, adică raportul dintre diametrul interior al piesei şi diametrul dornului de găurire, precum şi de raportul L/De dintre lungimea piesei şi diametrul exterior al acesteia poate fi stabilită pe baza nomogramei din figura 3.123.

Din figura 3.123 rezultă că pentru o piesă cu raportul L/De < 0,3 şi un dorn de găurire cu raportul Di/d = 3,2 coeficientul K = 0,88. În consecinŃă înălŃimea semifabricatului refulat şi găurit va trebui să fie cu 12% mai mică decât lungimea piesei forjate.

În cazul în care numărul de piese este suficient de mare se recomandă ca forjarea să se execute la două utilaje. La primul utilaj se execută refularea şi găurirea semifabricatului, iar la cel de al doilea utilaj se execută întinderea piesei pe dorn. În acest fel numărul de încălziri poate fi redus de la două la una. În cazul pieselor tubulare, adică al pieselor la care lungimea este mai mare decât diametrul interior, la întinderea pe dorn diametrul interior se menŃine constant. În funcŃie

Fig. 3.121. InterdependenŃa dintre lungimea L a

piesei şi diametrul d al dornului.

Fig. 3.122. Întinderea pe dorn cu bucşă

intermediară: 1- berbecul; 2- piesa; 3- bucşa; 4- dornul; 5- suportul.

de grosimea pereŃilor pieselor, în afara dornului, sculele folosite, în acest caz, pot fi profilate sau mixte.

Forjarea între scule mixte, figura 3.124, se recomandă numai în cazul în care grosimea peretelui piesei g, respectiv diferenŃa dintre cele două diametre, este mai mare decât diametrul dornului. În cazul pieselor tubulare cu pereŃii mai subŃiri întinderea pe dorn se execută între scule profilate.

Indiferent de sculele folosite, profilate sau mixte, pentru extragerea piesei dornul trebuie să aibă o conicitate de 1/100-1/150, şi să fie prevăzut cu o şaibă la capătul porŃiunii cu diametrul mai mare, figura 3.125.

Pentru menŃinerea contactului între dorn şi semifabricat, astfel încât dornul să nu se rotească liber în interiorul semifabricatului, după introducerea semifabricatului pe dorn, până la contactul cu flanşa, forjarea grobă se începe de lângă flanşă şi se continuă până la capătul opus. Forjarea de netezire, care se execută la ultima trecere, se începe de la capătul opus şi se termină la capătul de lângă flanşă. În acest fel la ultima trecere semifabricatul se desprinde de pe dorn, aproape în întregime, rămânând fixat numai la capătul de lângă flanşă, ceea ce uşurează extragerea dornului. Tot în scopul uşurării extragerii dornului se recomandă folosirea unui lubrifiant rezistent la temperatura de forjare.

În cazul pieselor cu o ştrangulare în interior, de regulă la unul din capete, forjarea se execută între scule profilate cu un adaos tehnologic la diametrul exterior, în zona de ştrangulare, figura 3.126. După realizarea lungimii dorite şi a diametrului interior se retrage dornul din zona de ştrangulare şi forjarea continuă în această zonă până la cotele finale ale diametrului exterior. Pentru ca, după prelucrarea prin aşchiere, ştrangularea să aibă cotele indicate în

Fig. 3.124. Întinderea pe dorn între scule mixte.

Fig. 3.125. Forma dornului pentru întinderea

pieselor tubulare.

Fig. 3.126. Forjarea preliminară şi finală a unei

piese tubulare cu o ştrangulare.

Fig. 3.123. Nomogramă pentru stabilirea coeficientului K la întinderea pe dorn:

1- L/De>0,3 ; 2- L/De < 0,3.

desenul de piesă finită este necesar ca lungimea adaosului tehnologic să fie cu cca 20% mai mare decât lungimea ştrangulării, iar volumul acestui adaos să fie cu 40-50 % mai mare decât volumul ştrangulării.

3.5.2.5. Mărimea utilajului

În cazurile în care cele trei operaŃii necesare întinderii pe dorn, adică refularea, găurirea şi întinderea, se execută la acelaşi utilaj, mărimea utilajului se stabileşte pe baza forŃei necesare operaŃiei de refulare. Dacă întinderea pe dorn se execută la utilaje diferite, mărimea utilajului se stabileşte pentru fiecare operaŃie, fie prin calculele aferente fiecărei operaŃii, fie cu ajutorul nomogramelor.

În figura 3.127. se prezintă nomograma pentru stabilirea utilajului la întinderea pe dorn a pieselor inelare.

Valorile rezultate din figura 3.127. sunt valabile şi pentru piesele tubulare, cu condiŃia ca lungimea L din nomogramă să fie înlocuită cu lăŃimea berbecului, notată cu B în figura 3.124.

3.5.3. Găurirea

Ca operaŃie de forjare găurirea se întâlneşte cu precădere în cazul forjării pieselor de formă inelară sau tubulară. În cazul pieselor cu diametrul găurii până la 400-500 mm găurirea se execută cu dornuri pline, iar la diametre mai mari se folosesc perforatoare tubulare. Găurirea cu dornuri pline se execută fie deschis, fie închis, adică în matriŃă. Găurirea deschisă, figura 3.128, a, prezintă avantajul reducerii preŃului de cost, prin micşorarea manoperei de forjare şi a forŃei de deformare plastică, respectiv a utilajului, inclusiv eliminarea matriŃei. Dezavantajul găuririi deschise constă în apariŃia tensiunilor de întindere în zona periferică, tensiuni care, în cazul materialelor metalice cu plasticitate redusă, pot conduce la apariŃia crăpăturilor.

Găurirea închisă, figura 3.128, b, elimină tensiunile de întindere şi riscul de crăpare a semifabricatului dar necesită manoperă suplimentară, un utilaj mai mare şi o matriŃă, ceea ce conduce la mărirea preŃului de cost. Din această cauză găurirea închisă se recomandă numai pentru piesele din materialele metalice cu plasticitate redusă. Indiferent de varianta adoptată, găurire închisă sau deschisă, înainte de găurire lingoul rotunjit prin forjare până la diametrul piciorului şi cu maselota şi piciorul debitate, sau semifabricatul

Figura 3.127. InterdependenŃa dintre dimensiunile piesei

inelare şi mărimea utilajului.

rotunjit, dacă a fost prismatic, se refulează până ce raportul dintre înălŃime şi diametru devine subunitar, iar raportul dintre diametrul lingoului sau al semifabricatului după refulare, şi diametrul dornului este mai mare decât 4,0 figura 3.129, a. După refulare se execută cavitatea de găurire în care, pentru a reduce forŃele de frecare exterioară şi neuniformitatea deformaŃiei, inclusiv forŃa de găurire, se presară un strat de: mangal, cocs sau grafit. Dacă este necesar, pentru centrarea cavităŃii de găurire, se foloseşte un şablon sau un dispozitiv de centrare. Pentru a elimina materialul impur din zona retasurii cavitatea de găurire se execută la capătul dinspre piciorul lingoului. În continuare cu un dorn tronconic cavitatea de găurire se adânceşte până la înălŃimea h egală cu 0,4-0,5 din diametru dornului. În cazul în care pentru efectuarea găuririi este necesar un dorn cu raportul dintre lungime şi diametru mai mare de 2,5 găurirea se execută cu două dornuri, figura 3.129, b.

La străpungerea găurii, figura 3.129, c, după răsturnarea semifabricatului cu 1800, centrarea dornului este uşurată de pata mai întunecată care apare din cauza răcirii mai intense a semifabricatului la contactul cu nicovala, în zona axială.

Găurirea cu perforatorul tubular prezintă avantajul reducerii forŃei de găurire şi eliminării porŃiunii din zona axială a lingoului, zonă în care se găsesc cele mai multe incluziuni. În schimb la găurirea cu perforatoare tubulare pierderile de material şi preŃul de cost sunt mai mari decât la găurirea cu dornuri pline. Din această cauză găurirea cu perforatoare tubulare se recomandă numai în cazul pieselor mari care se forjează direct din lingouri. Ca şi în cazul folosirii dornurilor pline la găurirea cu perforatoare tubulare lingoul se rotunjeşte şi se refulează în prealabil până când diametrul acestuia depăşeşte de cel puŃin trei ori diametrul exterior al perforatorului. În continuare, la capătul dinspre piciorul lingoului, se execută cavitatea de găurire în care se presară un strat de praf de: cocs,

a b

Fig. 3.128. Variante de găurire: a- deschisă; b- închisă.

a b c

Fig. 3.129. Succesiunea operaŃiilor la găurire.

mangal sau grafit. Gaurirea se execută până la o înălŃime a restului de material din faŃa perforatorului de cca. 100-150mm, figura 3.130, a, iar perforarea se execută pe o placă găurită, figura 3.130, b şi c.

a b c

Fig. 3.130. Succesiunea fazelor la găurirea cu perforatorul tubular. ForŃa necesară găuririi poate fi calculată cu relaŃia:

Kh

dAP c

+= µσ3

11' (3.84)

În relaŃia (3.84), A reprezintă suprafaŃa frontală a dornului sau a perforatorului, d-diametrul dornului, respectiv diametrul echivalent al perforatorului, h-înălŃimea dopului de găurire, K- un coeficient care Ńine seama de influenŃa forŃelor de frecare exterioară şi care este egal cu 1,2-1,5 în cazul găuririi deschise şi se dublează în cazul găuririi închise, iar '

cσ şi µ au aceeaşi semnificaŃie ca şi la refulare.

3.5.4. Îndoirea

La forjarea pieselor alungite şi curbate sau frânte în procesul tehnologic de forjare este inclusă şi operaŃia de îndoire. În cazurile în care piesele se execută din semifabricate laminate îndoirea poate fi unica operaŃie de forjare. Această operaŃie poate fi executată liber sau cu şabloane şi dispozitive de îndoire. Indiferent de felul execuŃiei, cu sau fără şabloane şi dispozitive de îndoire, şi de felul semifabricatului, forjat sau laminat, în timpul îndoirii, în zona de curbură, se creează simultan atât tensiuni de comprimare, cât şi tensiuni de întindere. Tensiunile de comprimare acŃionează în jumătatea interioară a zonei de curbură, iar cele de întindere în jumătatea exterioară. Valoarea acestor tensiuni este maximă la periferie şi nulă în axa longitudinală. Mărimea absolută a celor două feluri de tensiuni este proporŃională cu rezistenŃa materialului metalic la deformarea plastică şi cu raportul dintre grosimea semifabricatului şi raza de curbură.

Datorită tensiunilor care acŃionează în zona de curbură secŃiunea transversală a acestei zone îşi modifică forma şi dimensiunile, figura 3.131. În figura 3.131 se prezintă configuraŃia şi principalele dimensiuni ale secŃiunii transversale în zona de curbură a pieselor sau semifabricatelor de secŃiune rotundă sau pătrată.

Modificarea formei şi dimensiunilor secŃiunii transversale a semifabricatului în zona de curbură, prin îngroşarea jumătăŃii interioare şi subŃierea celei exterioare, este cu atât mai pronunŃată cu cât este mai mare raportul dintre grosimea semifabricatului şi raza de curbură. Datorită acestei modificări dimensiunile secŃiunii transversale din partea superioară a zonei de curbură se micşorează şi pot deveni mai mici decât cele prevăzute în desenul de piesă forjată. Evident că în asemenea situaŃii piesa, sau lotul de piese, se rebutează. Pentru a preveni rebutarea pieselor, din cauza denaturării secŃiunii transversale, în tehnologia de întindere prin forjare a semifabricatului, în zona care urmează a fi îndoită, se prevede un adaos tehnologic, figura 3.132. Tot în acest scop în cazul pieselor care se execută din semifabricate laminate, în zona de curbură, se execută o uşoară refulare.

O altă consecinŃă a tensiunilor de întindere din partea exterioară a zonei de curbură o constituie tendinŃa de crăpare a semifabricatului. Pentru micşorarea tendinŃei de crăpare a semifabricatului, şi a forŃei necesare îndoirii, se recomandă ca îndoirea să se execute la temperaturi cât mai apropiate de temperatura maximă din intervalul temperaturilor de forjare pentru materialul metalic supus acestei operaŃii.

ForŃa necesară îndoirii este dependentă de felul materialului metalic, temperatură

şi forma secŃiunii transversale a semifabricatului, inclusiv raza şi unghiul de îndoire, figura 3.133. În funcŃie de felul secŃiunii transversale a semifabricatului, pătrată, dreptunghiulară sau rotundă, forŃa necesară îndoirii poate fi calculată cu una din relaŃiile [7]:

( )

2'

2 sin2

c

bhP K

r h

σα

= +

, sau

( )

3'

3 sin2

c

dP K

r d

σα

= +

a b

Fig. 3.131. Modificarea secŃiunii transversale în zona

de curbură.

Fig. 3.132. Adaosul tehnologic în zona de curbură:

a- îndoire cu rază; b- îndoire fără rază.

a b

Fig. 3.133. Stadiile îndoirii: a- stadiul incipient; b- stadiul final.

În relaŃiile de mai sus K reprezintă coeficientul care Ńine seama de forŃele de frecare exterioară şi se adoptă în limitele 0,25 – 0,35, '

cσ - limita de curgere a materialului

metalic la temperatura de forjare, b, h şi d - dimensiunile secŃiunii transversale a semifabricatului în zona de curbură, iar r şi α - raza şi unghiul de curbură, v. figura 3.133.

3.5.5. Răsucirea

În cazul pieselor cu coturi în planuri diferite, cum sunt de exemplu arborii cotiŃi, pentru micşorarea manoperei de forjare şi a preŃului de cost, operaŃia de întindere prin forjare se execută cu coturile în acelaşi plan, iar decalarea acestora, cu unghiul dorit, se realizează prin răsucire.

În timpul răsucirii, aşa cum se observă din figura 3.134, particulele de material de pe fibra a-b îşi schimbă poziŃia de la a-b la a-b’, iar cele din axa semifabricatului, fibra O – O’, îşi menŃin poziŃia iniŃială. În mod similar cu particulele de pe fibra a-b se comportă şi restul particulelor situate în afara axei semifabricatului, cu menŃiunea că, la acelaşi unghi de răsucire, distanŃa de deplasare este condiŃionată şi de raportul l/d. Astfel particula m se deplasează pe distanŃa m-m’, care este mai mică decât distanŃa b-b’, deşi unghiul de răsucire este acelaşi.

Din cauza deplasării particulelor de material cu viteze şi distanŃe diferite în porŃiunea de răsucire se creează tensiuni de semne diferite. În zona periferică apar tensiuni de întindere cu valoare maximă la periferie şi nulă în axa longitudinală, iar în zona centrală tensiuni de comprimare cu valoare maximă în axă şi nulă la periferie. Mărimea absolută a celor două feluri de tensiuni este proporŃională cu rezistenŃa materialului la deformarea plastică, unghiul de răsucire şi raportul dintre grosimea semifabricatului şi lungimea porŃiunii de răsucire. Datorită tensiunilor de întindere, predominante în zona periferică, proprietăŃile mecanice, în porŃiunea de răsucire, se micşorează proporŃional cu valoarea acestor tensiuni.

Fig. 3.134. Deplasarea particulelor de material în timpul răsucirii.

În figura 3.135 se prezintă influenŃa unghiului de răsucire şi a raportului l/d asupra rezistenŃei la rupere şi a limitei de curgere a oŃelurilor slab aliate [24].

a b

Fig. 3.135. InfluenŃa unghiului ϕ şi a raportului l/d

asupra rezistenŃei la rupere şi limitei de curgere: a- l/d = 5,0; b- ϕ = 90o.

Întrucât raportul l/d nu poate fi mărit şi readus la cotele indicate în desenul de piesă forjată rezultă că dintre cei doi factori de influenŃă asupra proprietăŃilor mecanice, indicaŃi în figura 3.135, singurul care poate fi modificat prin tehnologia de forjare este unghiul de răsucire. În figura 3.136 se prezintă varianta de forjare şi răsucire cu 60o a unui arbore cotit cu unghiul de decalare dintre coturi de 120o.

a b c

Fig. 3.136. Răsucirea unui arbore cotit cu trei coturi : a- arborele cotit; b- vedere din plan după întinderea prin forjare; c- vedere din plan după răsucire, 1-3 - numerele coturilor

Din figura 3.136 se observă că în cazul întinderii prin forjare cu cele trei coturi în

acelaşi plan, dar amplasate bilateral, decalarea cu 120o se realizează prin răsucirea coturilor de la capete cu 60o, în sensuri diferite. Această micşorare a unghiului de răsucire n-ar fi fost posibilă dacă, prin forjare, cele trei coturi ar fi fost amplasate unilateral.

ForŃa P şi momentul de răsucire M se calculează cu relaŃiile:

M

Pl

= (3.85)

'cM Wσ= (3.86)

În relaŃiile (3.85) şi (3.86), l reprezintă lungimea porŃiunii de răsucire, M – momentul de răsucire, W– modulul de rezistenŃă a materialului metalic, iar '

cσ - limita de

curgere a materialului metalic la temperatura de forjare.

3.5.6. Sudarea

Spre deosebire de celelalte operaŃii de forjare sudarea se utilizează din ce în ce mai puŃin şi cu precădere la forjarea manuală. În vederea sudării prin forjare capetele pieselor sau semifabricatelor care urmează a fi unite între ele se refulează şi se fasonează în diverse variante, figura 3.137.

Pe lângă variantele prezentate în figura 3.137, în practică, se întâlnesc şi altele, dar cu diferenŃe nesemnificative.

După ce au fost pregătite (fasonate) cele două capete pereche se încălzesc împreună pânâ la temperatura de sudare. Pentru oŃeluri temperatura de sudare se stabileşte pe baza scânteilor care apar la începutul topirii oŃelului sau cu ajutorul unui cârlig cu vârful ascuŃit. În cazul folosirii cârligului vârful acestuia se plimbă pe suprafaŃa capetelor care se încălzesc până când deplasarea cârligului pe suprafaŃa de contact devine mai anevoioasă. Momentul în care cârligul începe să se deplaseze mai greu marchează începutul de topire a oŃelului şi indică temperatura optimă de sudare. După ce s-a atins temperatura de sudare, cu maximum de operabilitate, adică în cel mai scurt timp posibil, capetele ce urmează a fi sudate se curăŃă de oxizi, prin izbire de nicovală, se aşează în poziŃia de sudare şi se deformează plastic, la început cu lovituri uşoare şi spre sfârşit cu lovituri normale. Dacă după finalizarea sudării porŃiunea sudată este mai groasă decât restul secŃiunii, subŃierea acestei porŃiuni se realizează prin operaŃiile de întindere şi netezire. Pentru uşurarea desprinderii oxizilor formaŃi în timpul încălzirii şi asigurarea unei suduri fără întreruperi, în timpul încălzirii, pe suprafeŃele încălzite se presară un strat din materiale care fluidizează zgura, cum sunt de exemplu: nisipul de cuarŃ, sarea de bucătărie sau boraxul.

De reŃinut că nu toate materialele metalice prelucrabile prin deformare plastică se sudează prin forjare, iar dintre oŃeluri sudabile sunt numai cele nealiate cu mai puŃin de 0,5% C şi cele slab aliate.

3.5.7. Calculul productivităŃii

În funcŃie de felul producŃiei, de unicate sau de serie, şi de mărimea şi configuraŃia pieselor, productivitatea se calculează, fie individual, fie global. Pentru calculul productivităŃii prin metoda individuală se determină în prealabil numărul loviturilor de ciocan, sau al curselor de presă, necesare obŃinerii unei piese din lotul analizat. În cazul forjării la ciocane numărul loviturilor de ciocan se calculează cu relaŃia:

l

c

tL K

NE

⋅= (3.87)

a

b

Fig. 3.137. Variante de sudare : a- prin suprapunere; b- prin îmbinare.

În relaŃia (3.87) tL reprezintă lucrul mecanic total de deformare plastică necesar

obŃinerii unei piese,K – coeficientul de neuniformitate a loviturilor de ciocan şi

cE – energia de lovire a ciocanului.

Lucrul mecanic total tL depinde de dimensiunile semifabricatului şi ale piesei

forjate, inclusiv rezistenŃa la deformarea plastică a materialului metalic. Având în vedere că ecuaŃia generală a lucrului mecanic de deformare plastică poate

fi exprimată cu formula 1

0lnh

hVpL m= , rezultă că pentru trecerea de la 0A la 1 'A , adică

pentru forjarea primei semitrepte, pe întreaga lungime a piesei sau a semifabricatului, v. figura 3.102, lucrul mecanic necesar poate fi calculat cu relaŃia:

( )

0 01

1 0

' ln ln'm m

h hL p V p V

h h h= =

−∆ (3.88)

Pentru forjarea celei de a doua jumătate de treaptă, adică pentru trecerea de la secŃiunea transversală 1 'A , la secŃiunea 1A , lucrul mecanic necesar este dat de relaŃia:

( )00

11 1

'" ln lnm m

b bhL p V p V

h b

+ ∆= = (3.89)

Lucrul mecanic necesar forjării primei trepte, la trecerea de la 0A la 1A , este egal

cu suma 1 1' "L L+ , adică:

0 0 0 01

0 1 0 1

ln ln ln( )m m m

h b b h b bL p V p V p V

h h h h h h

+ ∆ +∆= + = ⋅ − ∆ −∆

Întrucât ϕ==∆−

∆+

1

1

0

0

)(

)(

h

b

hh

bb, v. ecuaŃia (3.67), rezultă că lucrul mecanic necesar

forjării unei trepte este dat de relaŃia:

01 1

1

lnm

hL p V

hϕ

= ⋅

(3.90)

În cazul în care forjarea piesei sau a semifabricatului se execută cu z trepte lucrul mecanic total tL rezultă din însumarea lucrurilor mecanice parŃiale adică:

zt LLLLL +⋅⋅⋅+++= 321 sau

( )zz

mth

hVpL ϕϕϕϕ ...ln 321

0 ⋅⋅=

AdmiŃând că valorile coeficientului de flambaj ϕ sunt egale între ele, ecuaŃia generală a lucrului mecanic total devine:

0ln z

t m

z

hL p V

hϕ

=

(3.91)

În ecuaŃia (3.91), mp reprezintă presiunea medie de deformare plastică, v. ecuaŃia

(3.51), V - volumul total al piesei sau al semifabricatului, în cm3, 0h şi zh - înălŃimea

iniŃială şi finală a secŃiunii transversale, ϕ - coeficientul de flambaj şi z – numărul treptelor de forjare.

Valoarea coeficientului K , din ecuaŃia (3.87) se adoptă între 1,2 şi 1,5 pentru forjarea grobă a semifabricatelor cu secŃiunea constantă sau a pieselor simple şi poate creşte până la 5,0, în cazul semifabricatelor cu secŃiune variabilă şi al pieselor cu configuraŃie complexă, precum şi pentru execuŃia operaŃiilor de netezire.

Energia de lovire a ciocanului se calculează cu relaŃia cunoscută deja, v, relaŃia (3.47), adică:

2

2c

GVE

gη=

În cazul forjării la presele hidraulice numărul de curse cN , necesar forjării

semifabricatelor sau pieselor de la cotele iniŃiale la cele finale, se calculează cu relaŃia:

tc

u

L kN

L

⋅= (3.92)

Valoarea lucrului mecanic unitar din ecuaŃia (3.92) se determină cu ajutorul formulei:

01

1

' ln'u m

hL p V

hϕ

= ⋅

(3.93)

În ecuaŃia (3.93) mp reprezintă presiunea medie de deformare plastică,

V '– volumul semifabricatului prins între scule la o cursă a presei, în cm3, 0h şi '1h –

înălŃimea iniŃială şi finală a secŃiunii transversale după deformarea plastică realizată la o cursă a presei, iar ϕ - coeficientul de flambaj.

Valoarea lucrului mecanic total Lt din relaŃia (3.92) rezultă din însumarea lucrurilor mecanice parŃiale Lp, adică a lucrurilor mecanice care se calculează cu relaŃia (3.93) în care volumul V' se înlocuieşte cu volumul semifabricatului de la fiecare treaptă de forjare. Coeficientul de corecŃie K se adoptă în aceleaşi limite ca şi la ciocane. Timpul de forjare tt reprezintă suma dintre timpul de baza bt şi timpul auxiliar at ,

adică :

t b at t t= + (3.94)

Timpul de bază pentru forjarea semifabricatelor sau pieselor se exprimă prin raportul dintre numărul loviturilor de ciocan sau al curselor de presă, ecuaŃiile (3.87) şi (3.92) şi frecvenŃa acestora.

FrecvenŃa loviturilor de ciocan, indicată în cartea tehnică a utilajului, variază între 30 şi 300 lovituri pe minut, în funcŃie de felul şi mărimea ciocanului, iar a preselor, de asemenea indicată în cartea tehnică, variază între 5 şi 22 curse pe minut pentru cursele pline şi 15 până la 65 curse pe minut pentru cursele incomplete, cum sunt cele de netezire. Valorile minime se referă la presele mari, peste 10000 tf, iar cele maxime la presele mici, sub 10000 tf.

Timpul auxiliar at este dependent de ; felul, numărul şi durata operaŃiilor auxiliare,

cum sunt de exemplu: transportul de la cuptor la ciocan sau presă, operaŃiile de netezire sau îndreptare, controlul dimensional ş.a. În funcŃie de durata acestor operaŃii, timpul auxiliar se adoptă între 2 şi 5 ori timpul de bază.

Pentru calcularea productivităŃii prin metoda globală se folosesc valorile medii realizate în funcŃie de: felul şi mărimea utilajului, gradul de complexitate al pieselor, mărimea lotului şi particularităŃile sau dificultăŃile de forjare a materialului metalic.

În figura 3.138 se prezintă gradul de complexitate în funcŃie de configuraŃia pieselor şi felul utilajului de forjare [15].

Grupa de complexitate Grupa de complexitate

I III IV V I II III

II

VI VII VIII IX IV V

a b Fig. 3.138. Gradul de complexitate al pieselor forjate:

a- pentru ciocane; b- pentru presele hidraulice.

Cunoscând gradul de complexitate a pieselor productivitatea Q, pentru metalele şi aliajele cu forjabilitate medie sau ridicată şi cu intervalul temperaturilor de forjare de cel puŃin 250o, se calculează relaŃia:

1 2Q q k k= ⋅ ⋅ (3.95)

În relaŃia (3.95) q reprezintă productivitatea utilajului, prezentată în tabelul 3.14, k1– coeficientul de complexitate a pieselor, indicat în tabelul 3.15, iar k2 – coeficientul care Ńine seama de mărimea lotului de fabricaŃie, tabelul 3.16.

Tabelul 3.14. Productivitatea q in funcŃie de felul şi mărimea utilajului [15].

Ciocane Prese Hidraulice Masa părŃii căzătoare, kg ForŃa de apăsare, tf

250 400 500 750 1000 2000 3000 5000 800 1250 2000 3200 6300 10000 Productivitatea q, kg/h

40 75 120 200 300 500 750 1000 1400 2100 2600 3300 4800 6500

Tabelul 3.15. Valorile coeficientului K1 [15].

Gradul de complexitate al

pieselor I II III IV V VI VII VIII IX

Felul utilajului Coeficientul k1 Ciocane cu m≤500Kg 5,0 2,2 1,7 1,4 1,0 0,7 0,6 0,5 0,3 Ciocane cu m>500 Kg 3,5 2,0 1,4 1,2 1,0 0,9 0,8 0,6 0,3 Prese hidraulice 2,0 1,3 1,0 0,6 0,3 - - - -

Tabelul 3.16. Valorile coeficientului K2 [15].

Mărimea lotului, buc.

1-2 3-5 6-8 9-15 16-30

>30

Coeficientul k2 0,80 0,85 0,90 1,0 1,2 1,3 Întrucât tabelul 3.16 şi relaŃia (3.95) se referă la piesele care se forjează din metale

şi aliaje cu forjabilitate medie sau ridicată şi cu intervalul temperaturilor de forjare de cel puŃin 250o, pentru restul materialelor metalice forjabile valorile obŃinute cu relaŃia (3.95) se micşorează proporŃional cu reducerea forjabilităŃii şi a intervalului temperaturilor de forjare. Spre exemplificare pentru piesele din oŃeluri mediu sau bogat aliate, valorile obŃinute cu relaŃia (3.95) se micşorează cu 15-25%, iar pentru cele din oŃeluri ledeburitice, printre care şi oŃelurile rapide, productivitatea se reduce cu până la 50%, comparativ cu cea calculată.