Artrom s.a. slatina - cercetare experimentala

PARTEA I

-CERCETARE  EXPERIMENTALA-

CAPITOLUL I

1.1. Notiuni introductive

Obiectul cercetarilor experimentale il reprezinta un material metalic, destinat laminarii, din categoria otelurilor carbon pentru tevi: OLT65.

In vederea realizarii experimentului, S.C. ARTROM S.A. Slatina, societate care are ca obiect de activitate laminarea tevilor, a pus la dispozitie 18 probe de otel, necesare executarii unor lucrari practice in laboratorul facultatii. Paisprezece probe folosind la incercarea la compresiune iar patru pentru incercarea la indoire prin soc.

Probele provin din acelasi lot de tagle. Ele au fost taiate si prelucrate pentru a avea forma cilindrica cu dimensiuni de: h_o=15,8 mm si d_o=8,4 mm. Ele au fost curatate si slefuite in vedera determinarii compozitiei chimice.

1.2. Proprietatile otelului carbon pentru tevi (OLT65)

1.2.1. Structura macroscopica

La controlul pe probe transversale, prelevate din tagle si atacate cu reactivi metalografici, nu se admit urme de: retasuri, strateficari, sufluri, crapaturi, incluziuni de zgura si fulgi, vizibile cu ochiul liber.

Evaluarea se face cu ochiul liber comform STAS:4203-74.

1.2.2. Porozitate:

Comform tabelului 1.1:

Evaluarea se face conform STAS:11961-83.

Patratul de segregatie se evalueaza comform STAS: 11961-83 fiind admis in punctaj maxim 2.

1.2.3. Caracteristici microscopice

Conform tabelului 1.2.:

Evaluarea punctajelor maxime se face conform STAS:5949-80.

1.2.4. Aspectul taglei

Suprafata taglei trebuie sa nu prezinte crapaturi, fisuri, strateficari, lipsuri de material sufluri. Se admite indepartarea defectelor locale prin polizare in panta lina si margini rotunjite, cu conditia ca adincimea lor sa nu depaseasca abaterea minima la diametru. Raportul dintre latimea si adancimea locului curat trebuie sa fie i/h>6. Nu se admite curatirea transversala a defectelor. Pe partile frontale nu se admit urme de retasura. Procentul taglelor astfel curatate nu trebuie sa depaseasca pe cit posibil 10% din totalul cantitatii contractate.

Nu se admit fisuri pe suprafata exterioara, indiferent de adincimea lor.

La Laboratorul Spectral al societatii, am determinat compozitia chimica a otelului, cu urmatoarele elemente: 0,492% C; 0,177% Si; 0,650% Mn; 0,0160% P; 0,0100% S; 0,0930% Cr; 0,0320% Mo; 0,150 Ni; 0,0260% Al; 0,00800% Co; 0,286%% Cu; 0,00100% Nb; 0,00100% Ti; 0,00200% V; <0,0100% W; 0,00600% Pb,care se pot observa si din fisa de analiza (Anexa 1.).

Datele obtinute, corespund conform STAS: EN 10297-1: 2003, de unde rezulta faptul ca otelul din care sunt confectionate probele este: OLT65↔ C45E. (Tabelul 1.3.).

Tabelul 1.3. Compozitia chimica (analiza mulajului) pentru tevi, fabricate din otel special nealiat, [%].

Anumite elemente insotitoare sunt impuse de procesul tehnologic de elaborare si turnare a otelului (Mn, Si, Al). Alte elemente insotitoare sunt insa, introduse intentionat, pentru a imprima otelului anumite proprietati cerute de utilizare (Al, Ti, S, P, Cu, Cr, N, V, etc.). Elemente insotitoare cum sunt sulful, fosforul, oxigenul, etc. asa numitele impuritati, nu sunt introduse intentionat ci provin din fierul vechi, din fonta, din combustibil si din celelalte materiale folosite la elaborare otelului, raman in otel datorita eliminarii lor incomplete prin procesul de elaborare folosit.

Prin calire martensitica proprietatile mecanice ale otelurilor carbon pentru tevi se modifica deosebit de mult, proprietatile de rezistenta crescand brusc iar cele de plasticitate micsorandu-se. Spre deosebire de duritate proprietatile de plasticitate si in principal tenacitatea (rezilienta) dupa revenire depind puternic de gradul de dispersie al structurii martensitice, fiind cu atat mai mare cu cat martensita este mai fina.

La reveniri la temperaturi pana la 100^oC duritatea otelurilor carbon calite creste usor, cu 1-2 unitati HRC. Variatia duritatii otelurior carbon cu temperatura de revenire devine mult mai lenta la otelurile cu continut ridicat de carbon observandu-se chiar o usoara crestere.

1.2.5. Recomandari ISO

Standardul European, are ca scop stabilirea unor termeni si definitii date de EN 10020, EN 10021, EN 10052 si EN 10266:

Granulatia fina a otelului: -Otelul avand o granulatie austenitica sau feritica, egala ca masura sau mai fina decat 6, cand este masurata in conformitate cu EURONORM 103.

Normalizarea la laminare: - Procesul de laminare in care de deformatia finala este dusa la sfarsit intr-un anumit domeniu de temperatura duce la o stare a materialului echivalenta cu cea obtinuta dupa normalizare, asa ca valorile specificate de proprietatile mecanice raman si dupa normalizare.

Nota: Conditiile de livrare a tevilor fabricate prin laminare s-au normalizare prin tratament la cald intr-un cuptor sunt identificate de acelasi simbol.

Laminarea: - Formarea dupa incalzire in zona austenitica fara tratament la cald ulterior.

Recoacerea:- Tratament la cald la o temperatura mai mica decat AC1.

Tratamentul TH: - Tratamentul la cald cu obiectul care atinge duritatea in aria specificata (TH+).

Tratamentul FP: - Tratamentul la cald cu obiectul, producand o structura feritica si perlitica, care atinge duritatea in aria specificata.

1.2.6. Cerintele duritatii conform standardului

EN 10297-1:2003 (E)

Pentru tevi fabricate din otel C45E cu valori din tabelul 1.4. furnizate in stare recoapta si pentru tevi fabricate din otel aliat.

Cand domeniul duritatii stabilite se va aplica si va fi verificat si rezultatele raportate se specifica pentru valori din tabelul 1.3. In condita de recoacere atunci domeniul duritatii stabilit va fi aplicabil.

Cand tesul duritatii va fi dus la bun sfarsit, rezultatele raportate si specificate pentru valorile otelului C45E, in conditii de normalizare, un test de duritate va fi incheiat iar rezultatele raportate.

Specificul normei otelului C45E este ca deformare plastica trebuie astfel condusa astfel incat o serie din proprietatile mecanice sa fie similare cu cele care s-ar obtine din normalizare.

Tabelul 1.4. Energia absorbita la impact pentru tevi facute din otel in concordanta cu proprietatile chimice ale otelului si in conditii de livrare ale STAS.

Comform aceluiasi STAS, se observa proprietatile mecanice ale otelului. (Tabel 1. 5.)

Tabelul 1.5. Proprietatile mecanice ale otelului pentru tevi

Tot in cadrul societatii s-au facut teste de tractiune, pentru a putea identifica rezistenta la tractiune. (Anexa 2.)

1.2.7. Utilizari ale OLT65

Aceste oteluri sunt utilizate la fabricarea de conducte pentru transportul diferitelor fluide (apa, gaze, produse petroliere etc.), burlane de tubaj, racorduri, robinete, armaturi, fitinguri, hidranti, cazane, rezervoare, recipiente sub presiune, butelii de oxigen, tevi pentru tobe de esapament, parapeti de protectie si altele.

Experimentul a continuat in laboratorul facultatii, deoarece in cadrul societetii S.C ARTROM S.A. Slatina nu s-au putut efectua unele lucrari practice. Ele au constat din incercarea la compresiune si incercarea la incovoiere prin soc.

CAPITOLUL AL II-LEA

2. DESCRIEREA EXPERIMENTULUI

2.1.Incercarea la Compresiune (refularea volumetrica)

Din cele paisprezece epruvete pentru incercarea la compresiune,

12 probe am introdus intr-un cuptor, iar doua probite raman ca martor.

Se realizeaza deformarea plastica la cald, luand ca reper, ca pentru acest tip de otel se recomanda sa se obtina in urma procedurii de deformare plastica pe cat posibil aceleasi proprietati ca si dupa procesul de normalizare.

Din literatura de specialitate, se introduc notiuni despre incercarea la compresiune.

2.2. Anizotropia prin incercarea la compresiune

Incercarea la compresiune, sau cum se mai numeste incercarea la refulare, presupune utilizarea unor epruvete cilindrice cu ajutorul carora se pot detetmina proprietatile plastice ale materialelor metalice atat la rece cat si la cald. Intrucat starea de eforturi care se creaza in procesele tehnologice reale, respective la forjare, laminare si presare, incercarea la compresiune da posibilitatea a se determina datele necesare practicii si in special rezistenta la deformare.

Incercarea la compresiune evalueaza "plasticitatea relativa"datorita faptului ca in corpul supus refularii tensiunile si deformatiile sunt neomogene.

Gradul de deformatie se exprima cu relatia:

ε = , [%]

In care:

h₀- este inaltimea initiala a probei;

h- inaltimea probei dupa refulare.

Gradul de deformatie din diferitele puncte ale volumului refulat are

valori foarte diferite comparativ cu gradul general de refulare. Stare de tensiuni spatiale din diferitele zone ale volumului este si ea foarte difetita si compleza. In centrul epruvetui, respective in imediata apropiere dintre suprafata frontala a epruvetei cu sculele de lucru, se formeaza conul de compresiune, in care deformatia nu are loc. Materialul aflat pe partea frontala a probei adera la suprafata sculelor, datorita frecarilor exterioare astfel incat cel dinspre axa ramane nemiscat in timpul comprimarii iar cel dinspre periferie aluneca. Astfel zona I prezenta in figura: 2.1 se subamparte in doua: zona de aderenta I' si zona de alunecare II''.

Volumul de material din zona II suporta cea mai mare deformatie fiind amplasat cel mai avantajos fata de directia fortei exterioare pentru a se putea produce alunecarile in structura sub unghiuri de 45⁰.

Volumul din zona III se deformeaza cu grade medii prin latirea succesiva a periferiei laterale. Stare de eforturi unitare se schimba in timpul refularii in mod permanent. Gradul de refulare este deci diferit de diferitele zone. Asadar, prin refularea unei probe de otel apar diferente de volum fig.2.3.

Schema de tensiuni din volumul materialului se schimba treptat din comprimarea triaxiala imprimata in axa, in comprimare din doua directii si intindere pe a treia in zona neinfluentata direct de fortele exterioare si insfarsit in stare plana cu o tensiune de intindere si alta de compresiune la suprafata. Aceasta schimbare a tensiunilor conduce la fenomenul de butoiere ca rezultat al curgerii diferite a materialului (fig.2.1), si la o distributie neuniforma a presiunii materialului pe suprafata sculelor de actionare (fig.2.2).

Fig.2.1. Influenta frecarii exterioare asupra distributiei tensiunilor si deformatiilor in timpul compresiunii

Fig. 2.2. Distributia spatiala a presiunii pe suprafata de contact dintre scule si proba supusa comprimarii

La incercarea de refulare se urmareste ca frecarea dintre material si suprafata sculelor de lucru sa fie cat mai mica. In acest scop se utilizeaza lubrifiant sau se pregateste suprafate frontala a epruvetui in unul din modurile prezentate in figura.

2.3. Tipuri de epruvete de incercat pentru

proba de refulare

Pentru a evita flambare in timpul refularii, epruvetele, nu trebuie sa aiba inaltimea mai mare de 2,5 diametre.

De obicei se utilizeaza epruvete cu =1,5 . 2 .

Daca refularea se realizeaza la plastometru cu cama, se recomanda epruvete cu dimensiunile Ų 10×20 mm. In figura 2.3. se prezinta cele mai fregvente forme ce pot utilizate; cu suprafete frontale plane, cu suprafete frontale pregatite pentu lubrifiant, cu suprafete conice si sub forma plata. Suprafetele epruvetelor trebuie sa fie cu rugozitate mica, respective rectificate sau lustruite.

Pentru a se putea determina rezistenta la deformare a materialului , fara alte corectii ulterioare, trebuie ca in timpul incercarii sa se asigure o rezistenta minima prin frecare, utilizand un material lubrifiant corespunzator pe suprafata de contact intre scule si material. Datorita faptului ca lubrifiantul dintre cele doua suprafete se comprima spre exterior, este bine sa se utilize epruvete frontale astfel prelucrate incat sa se evite expulzarea lubrifiantului.

Fig.2.3. Epruvete de incercat pentru proba de refulare:

a-cu suprafata laterala slefuita si frontala dreapta ; b- zonele caracteristice care delimiteaza anizotropia la refulare; c- zone cu diferente intre gradele de refulare; d- cu suprafata centrala pregatita pentru lubrifiant; e- epruvete din "d'' dupa refulare; f- cu suprafete frontale conice; g- plate.

De remarcat este faptul ca la refularea probelor fara lubrifiant, intre suprafetele de contact ale materialului cu sculele de lucru, fata de cazul utilizarii acestuia, forta necesara deformarii va fi mai mare cu 13-15%.

2.4. Influenta vitezei relative de deformatie la

incercarea prin refulare

Daca viteza de comprimare a materialului este constanta, creste viteza relativa de deformatie φ= . Din aceasta cauza rezultatele incercarilor nu dau valori comparabile in mod deosebit daca se utilizeaza epruvete cu diferite inaltimi.

Daca se comprima o epruveta la un ciocan cu cadere libera, viteza se micsoreaza treptat pana la 0, cand energia se epuizeaza. Pentru diferite inaltimi ale epruvetei refulate se poate calcula apoi viteza relativa de deformatie φ=. Se remarca faptul ca pentru cea mai mare parte a refularii, viteza relativa de deformatie este aproape constanta.

Pentru ca rezultatele incercarii la refulare sa fie comparabile, este necesar sa se utilizeze masini a caror scule de comprimare sa se deplaseze astfel incat viteza relativa de deformatie sa fie constanta. Aceasta se realizeaza cu ajutorul unui element motor care sa posede o curba logaritmica de miscare, fie in linie dreapta, fie dupa o cama de rotatie. O asemenea masina se numeste plastometru. Primul utilaj de acest tip a fost conceput de Orowan in anul 1950. Diagramele de corelatie intre rezistenta la deformare si viteza relativa de deformatie pentru oteluri, la diferite temperaturi, le-a prezentat Cook. Notiunea de plastometru este exacta, putand fi extinsa si la alte utilaje decat cele cu came program. Asa de exemplu ea poate corespunde si masinii de incercare la torsiune (plastometru cu torsiune), ciocanul cu cadere libera (plastometru cu soc) etc.

Examinarea vitezei de deformatie asupra rezistentei la deformare nu se poate face fara a considera si actiunea simultana a temperaturii si starii de tensiune. In acest scop este necesar a se considera atat viteza de deformatie cat si viteza cu care actioneaza fortele exterioare si cu aceasta perioada lor de actiune.

Fiecare material are la diferite temperaturi de deformare o anumita viteza critica de deformatie, care formeaza granita la care incepe a se manifesta influenta vitezei de deformatie rezistentei la deformare. Daca viteza nu ajunge la aceasta valoare critica, rezistenta la deformatie nu va fi influentata de viteza de deformatie. Abia la valori mai mari decat cele critice, apare influenta vitezelor de deformatie astfel ca, cu cresterea vitezei se mareste si rezistenta de deformare. Pe parcursul deformarii plastice insa se mai ivesc si alte fenomene ca de exemplu relaxarea(timpul pauza intre doua presari consecutive), schimbarea temperaturii si aproprietatilor mecanice, fenomene de difuzie s.a.

Perioada deformarii plastice dependenta de viteza cu care procesul se realizeaza are o influenta insemnata asupra rezistentei la deformare. In acest sens se poate spune ca deformarea poate decurge in intervalul de temperaturi in care ecruisarea ere loc numai partial sau total, sau intr-un interval in care ecruisarea nu se produce deloc. Cea mai mare influenta a vitezei de deformatie se manifesta in intervalul temperaturilor la care procesul de recristalizare decurge normal, deci in zona de temperaturi in care nu se manifesta nici o ecruisare. Aceasta situatie este reprezentata de procesele de prelucrare plastica la cald.

Din punct de vedere al vitezei cu care au loc procesele de deformare plastica (perioada de desfasurare a lor) este necesar a deosebi doua criterii ale vitezei de deformatie:

Criteriul care raporteaza viteza de deformatie la cea de recristalizare.

Criteriul care raporteaza viteza de deformatie la viteza procedeelor de baza care concura la aparitia deformarii plastice (alunecare, maclare, curgere vascoasa, s.a.).

Dupa primul criteriu se examineaza daca procesele de deformare plastica decurg cu astfel de viteze incat sa nu se poata dezvolta complet recristalizarea sau o face sa decurga incet, creindu-se in acest fel timpul necesar realizarii unei recristalizari complete.

Conform celui de al doilea criteriu, aprecierea proceselor de prelucrare se face dupa modul in care se realizeaza prin deformarea plastica intercristalina conditiile de timp necesare transformarilor prin difuzie.

Trecerea materialului metalic in stare plastica este marcata de micsorarea de translatie a cristalelor si de alte transformari intercristaline. Aceste fenomene pot fi insotite de restaurarea retelei atomice cristaline. Procesul de restaurare necesita o anumita perioada care este functie de temperatura. La temperaturi de deformare mai mici, restaurarea decurge foarte incet iar materialul metalic se ecruiseaza in timpul procesului de prelucrare. In acest caz o sarcina deosebita revine temperaturii produsa de efectul deformarii. Sub influenta acestei temperaturi materialul se incalzeste. Efectul incalzirii va fi atat mai mare cu cat cantitatea de caldura dezvoltata va fi mai pronuntata, fapt ce este legat de rezistenta la deformare a materialului. In felul acesta se creeaza conditii favorabile pentru restaurare si pentru micsorarea rezistentei la deformare care a crescut sub influenta ecruisarii. Rezultatul celor doua fenomene opuse ­(ecruisare si restaurare) este acela ca prin prelucrarea plastica la rece, rezistenta la deformare este intr-un interval foarte larg al vitezelor de deformatie constanta sau se schimba foarte putin.

La viteze considerabil mai mari ale procesului de deformare, eliminarea caldurii in mediul inconjurator este foarte mica si astfel o parte considerabila a caldurii se foloseste pentru incalzirea metalului care se deformeaza. Acest lucru are ca efect micsorarea rezistentei la deformare.

Al doilea criteriu al vitezei de deformatie isi gaseste aplicabilitatea cand deformarea se realizeaza la temperaturi mai mari, intrucat in acest caz procesele de difuzie au o viteza mai mare. Este de altfel situatia cand procesul de prelucrare plastica se apropie in esenta lui de deformare plastica a materialelor amorfe. In acest caz, viteza de deformatie are o influenta hotaratoare asupra rezistentei la deformare. De remarcat este totusi faptul ca procesele de acest tip nu formeaza baza proceselor tehnologice obisnuite.

In practica se constata ca marirea valorii rezistentei la deformare se poate manifesta expresiv, cand fortele exterioare actioneaza dinamic. De exemplu in cazul actiunii prin soc a acestora , rezistenta la deformare creste brusc.

La viteze de deformatie deosebit de mari este necesar sa se ia in consideratie si influenta fortelor de inertie al masei metalice, care se deformeaza. Fortele de inertie care la procesele obisnuite se neglijeaza, au in astfel de cazuri viteze foarte mari, ceea ce face ca viteza de miscare a masei metalice sa se mareasca considerabil si odata cu aceasta si rezistenta la deformare.

Din cele prezentate pana acum, ca si din diferitele incercari experimentale prezentate in literatura, este posibil a se trage urmatoarele concluzii generale:

Ecruisarea materialelor metalice, care se manifesta marind rezistenta la deformare, are loc nu numai la deformarea la rece dar si in timpul prelucrarii plastice la cald pe tot intervalul de temperaturi si la orice viteza de deformatie.

Intesitatea ecruisarii, care se exprima prin marimea unghiului tangentei la curba respectiva de variatie, are cele mai mici valori la grade mici de deformatie. La deformatii mari aceasta se micsoreaza. Dupa atingerea unei anumite valori a gradului de deformatie, intensitatea ecruisarii scade la zero pentru orice valori ale temperaturilor si vitezelor de deformatie. Rezistenta la de deformatie atinge astfel si ea cea mai mare valoare constanta. Daca deformatiile sunt foarte mari este posibil ca sa fie observata si o scadere moderata a rezistentei la deformare.

Gradul de deformatie pana la care se poate observa o crestere a rezistentei la deformare si care reprezinta limita de ecruisare se afla in jurul valorii de 20-30%.

Pe baza rezultatelor incercarilor experimentale au fost stabilite si relatii matematice, care sa ia in consideratie cat mai multi factori care influenteaza rezistenta la deformare. Asa de exemplu este relatia:

R_d=σ_{c .} z .z₁ . a . m

In care:

σ_c -este rezistenta la curgere determinata de incercarea de intindere;

z - coeficientul care expima uniformitatea tensiunilor, sub influenta diferentelor de temperatura in volumul materialului (z= 1,21,3);

z₁- coeficientul tensiunilor(z₁= 1,251,75);

a- coeficientul care caracterizeaza influenta vitezei de deformatie. In functie de utilajul folosit varieaza in limitele 1 pana la 3;

m- coeficientul care include influenta fortelor exterioare de frecare. Pentru refularea probelor cilindrice de exemplu acesta se exprima cu relatia:

m= 1+ .μ .

(μ- coeficient de frecare; D- diametrul probei refulate si h- inaltimea finala a probei).

2.5. Influenta vitezei de deformatie asupra

rezistentei la deformare

Cea mai simpla metoda de punere in evidenta a influentei vitezei relative de deformatie asupra proceselor de deformare este analiza modului in care materialul opune rezistenta cand asupra lui actioneaza forte exterioare aplicate cu diferite viteze.

Se considera o proba cilindrica care este supusa la deformare intre sculele unei masini hidraulice de incercare la tractiune- compresiune. Daca materialul va fi refulat de la inaltimea h_o la h₁, forta inregistrata de instalatia masinii va creste corespunzator cu cat gradul de deformare al probei este mai mare (fig.2.4- curba 1). Pentru a constata cum influenteaza viteza asupra aceleasi probe (de aceiasi marime si compozitie chimica) se va executa o a doua incercare , deformand materialul de aceasta data la un ciocan cu cadere libera (soneta de laborator) a carui energie de lovire este "e" (dNm). In considerentul ca fortele de frecare dintre scule si material sunt foarte mici datorita utilizarii unei ungeri corespunzatoare la fiecare lovitura proba se va deforma cu o viteza mai mare ca in cazul incercarii la presa hidraulica reducandu-si inaltimea treptat cu Δh_1, Δh_2, Δh₃ Δh_n.

Lucrul mecanic efectuat pentru realizarea reducerilor se exprima cu relatia:

E=F_med . Δh (J)

In care:

F_med- este forta medie care se aplica pe suprafata probei in dN.

Cunoscandu-se energia de lovire E=G H η, in care G este greutatea partii in cadere a ciocanului; H- inaltimea de cadere si η- randamentul, se poate determina o diagrama de variatie a fortei in functie de randul de deformare (fig.2.4.- curba 2).

Fig.2.4. Diagrama de variatie a fortei de deformare in functie gradul reducere al inaltimii probei (1- presa hidraulica; 2- ciocan cu cadere libera).

F_med= (daN).

Din analiza celor doua curbe se constata ca, cu cat viteza de deformatie este mai mare, rezistenta pe care o opune materialul, deformarii lui plastice este mai mare.

In concluzie se poate rezuma ca la viteze mari de deformatie sunt necesare pe de o parte forte mai mari, iar pe de alta parte forte, unii factori care caracterizeaza deformabilitatea materialului (de exemplu plasticitatea), sunt influentate negativ. Se atrage atentia ca rezultatele obtinute cu viteze mari de deformatie pot fi uneori complet antagonice intrucat asupra proceselor influenteaza si alti factori. Se poate preciza printre acestia efectul termic. Daca la deformarea cu viteze mici caldura care se formeaza in timpul deformarii materialului are timp si se elimina in mediu (procesul este izotermic) la deformarea care se desfasoara cu viteze mari aceasta ramane in interiorul materialului ridicand temperatura produsului. In felul acesta se va schimba si rezistenta la deformare a materialului, deci si lucrul mecanic consumat. Daca insa viteza de recristalizare este mica atunci la viteze mari creste rezistenta la deformare chiar daca efectul termic este suficient de accentuat.

Este deci evident ca viteza relativa de deformatie poate sa influenteze procesul deformarii intr-un mod destul de complex, fapt ce impune a se executa intotdeauna incercari experimentale preliminare stabilirii proceselor tehnologice.

2.6. Variante experimentale ale incercarii la refulare cu

forte dinamice (de soc)

2.6.1. Incercarea dinamica la refulare conduce la stabilirea valorilor rezistentei la deformare si lucrul mecanic specific la deformare. La impactul dintre berbecul ciocanului cazut liber poate fi masurata viteza fara o aparatura prea complicata. In timpul refularii viteza sculelor se micsoreaza treptat la zero dar viteza relativa de deformatie φ =v/h este pe cea mai mare parte a cursei aproximativ constanta. Lucrul mecanic dezvoltat de utilaj poate fi usor calculat cunoscand inaltimea de cadere si greutatea berbecului. Epruvetele folosite au forma cilindrica, marimea lor trebuind sa fie corelata cu marimea energiei pe care o dezvolta utilajul.

Valoarea rezistentei medii la deformare se determina cu relatia:

σ_med= l_n (N/mm²)

in care:

E - este energia dezvoltata de utilaj;

V - volumul epruvetei;

h₀ - inaltimea initiala a epruvetei;

h - inaltimea finala a epruvetei.

Daca proba s-ar refula la un plastometru, marimea este constanta si cunoscuta.

2.6.2. Incercarea la refulare cu probe plate

Refularea cu epruvete plate, pentru determinarea rezistentelor la deformare ale materialelor metalice a fost propusa de A. Nadai si E. Orowan. Incercarea se realizeaza prin supunerea epruvetelor plate (fig.2.3. g) pe o portiune oarecare unei refulari cu nicovale inguste. Raportul dintre lungimea l si inaltimea h a epruvetei trebuie sa fie egal sau mai mare decat valoarea sase. Latimea nicovalelor se recomanda sa fie de minim 3 mm iar suprafata de contact dintre scule si material sa fie unsa. Practic se poate constata ca rezistenta la deformare obtinuta prin aceasta metoda este substantial mai mare decat cea obtinuta pe epruvete de forma cilindrica.

CAPITOLUL AL III-LEA

3. CERCETARI EXPERIMENTALE PROPRII

3.1. Cercetari, privind incercarea la compresiune (refularea volumetrica)

Scopul a fost de a observa care sunt conditiile de deformari plastice la cald, pentru care anumite proprietati ale materialului ce se incadreaza in specificul normei otelului C45E, iar ca deformare plastica trebuie astfel condusa incat o serie din proprietatile mecanice sa fie similare cu cele care s-ar obtine din normalizare.

Din gama de proprietati specificata de norme in conditiile existente in laboratoarele S.I.M., s-au putut observa doua duritati in urma incercarii la compresiune si in urma incercariila incovoiere prin soc.

3.1.1. Coordonatele deformarii plastice in urma incercarii la compresiune

Ca reper, a fost aleasa temperatura de 840^o C care s-a diversificat, temperatura ajungand pana la 930^oC, alegand grad de deformabilitate (ε) intre 20- 60%.

Cand temperatura in cuptor a atins valoarea de 840^oC, primul set de 4 probe se extrag una cate una, in vederea realizarii incercarii la compresiune cu ajutorul: sonetei de laborator.

Soneta de laborator are urmatoarele caracteristici:

-masa partii cazatoare: 30Kg.f;

-inaltimea maxima de cadere: 2,5m;

-viteza maxima la impact: 7m/s;

-viteza maxima de deformatie: ε= 2,2³ h_med

Prima proba din setul de 4 extrase din cuptor a fost lovita de partea cazatoare de la: ε= 20% din inaltimea maxima de cadere, a doua de la: ε= 35%, a treia de la: ε= 45%, iar ultima de la: ε= 60%.

Procedeul se repeta si pentru temperatura de 900^oC, cand se extrag din cuptor alte patru probe, si pentru temperatura de 930^oC cu ultimele probe.

Intrucat deformatia epruvetei decurge in mediu ambiant este important ca operatiile de transfer a epruvetei de la cuptor la sonata si de asezare a acesteia pe suport sa decurga cat mai repede pentru a nu se raci materialul.

Dupa racire se constatata ca nu sunt fisuri vizibile cu ochiul liber iar tendinta de butoiere este evidenta. Se masoara diametrul minim si cel maxim dar si inaltimea probelor in urma refularii volumetrice, iat datele se introduc in tabelul 3.1.

Gradul de deformatie se exprima cu relatia:

ε = , [%]

In care:

h₀- este inaltimea initiala a probei;

h- inaltimea probei dupa refulare.

Tabelul 3.1. Tabel cu dimensiunile initiale, dimensiunilor finale si determinarea gradului de deformabilitate, in urma incercarii

la refulare

3.1.2. Masurarea duritatii la Durimetrul Rockwell

cu `bila`

Celor 12 probe li se masoara duritatea cu ajutorul durimetrului Rockwell cu `bila` facandu-se cate trei incercari pentru fiecare proba.

Durimetrul Rockwell are urmatoarele caracteristici:

-diametrul bilei: 1,5875 mm;

-sarcina initiala: 98,07 N;

-suprasarcina: 882,6 N.

Rezultatele in urma determinarii duritatii sunt trecute in tabelul 3.2.

Tabeul 3.2. Variatia duritatii functie de gradul de deformabilitate

In urma datelor experimentale si cu ajutorul programului: Table Curve 2D, se determina diagrame functie de duritatea si gradul de deformare in urma incercarii duritatii.

Fig.3.1. Diagrama de variatie privind gradul de deformare la temperatura de 840^o.

Fig.3.2. Diagrama de variatie privind grad de deformare la temperatura de 900^o.

Fig.3.3. Diagrama de variatie privind gradul de deformare la temperatura de 930^o.

3.1.3. Concluzii in urma incercarii la compresiune

Aspectul grafic al diagramelor este diferit, pentru ca s-a facut cu programul matematic: Table Curve 2D.

Duritatile in functie de gradul de deformare, se pare ca odata cu cresterea temperaturii, duritatea variaza una crescatoare si una descrescatoare asa cum se poate observa din fig. 3.2. si fig. 3.3.

Se constata astfel, o crestere a duritatii, odata cu deformarea.

Gradul de deformatie din diferitele puncte ale volumului refulat are valori foarte diferite comparativ cu gradul general de refulare.

Intrucat starea de eforturi care se creaza in procesele tehnologice reale, incercarea la compresiune da posibilitatea a se determina datele necesare practicii si in special rezistenta la deformare.

Procesul de laminare trebuie condus catre temperatura de normalizare.

Incercarea la incovoiere prin soc

Pentru metoda incercarii la incovoiere prin soc se utilizeaza patru epruvete cu crestatura in V de 2mm, cu dimensiuni standard: 10x10x55 mm potrivit STAS 10026-75 din care doua au fost normalizate la temperatura de 840^oC si racite in mediu ambiant.

Incercarea la incovoiere prin soc se face cu ajutorul ciocanului cu cadere libera Charpy.

Fig.3.4. Schema instalatiei de incovoiere prin soc

(ciocanul pendular Charpy)

Lovitura asupra probei este data de ciocanul pendular (2), iar energia de indoire sau rupere a epruvetei (1) este masurata de un indicator montat direct pe masina. Evaluarea rezultatelor se face identic ca in cazul incercarii rezilientei, respective se stabileste lucrul mecanic de deformatie si aspectul rupturii.

Fig.3.5. Forma epruvetei pentru incercarea la incovoiere prin soc

Valoarea lucrului mecanic va fi suportata la sectiunea S_o a epruvetei de incercat si astfel rezulta marimea rezilientei R:

R=

Cele patru epruvete provenite din aceeasi sarja de otel (OLT 65), doua dintre ele normalizate, se incearca pe ciocanului cu cadere libera Charpy.

3.2.1.Determinarea cristalinitatii si fibrozitatii rupturii, la incercarea la incovoiere prin soc

3.2.1.1. Metoda prin masurare

In ruptura se masoara dimensiunile sectiunii de rupere fragila a₁ si b₁ conform figurii 3.6. Valorile masurate se rotunjesc la multipli de 0,5 mm. Se determina cristalinitatea sau fibrozitatea cu relatiile din tabelul 3.3.

S_d 

S_f

Fig.3.6. Sectiunea de rupere.

Unde, conform STAS 10026-75 dimensiunile standard sunt: a= 10 mm; b= 10 mm; a_c= 8 mm; h= 2 mm.

Tabelul 3.3. Determinarea numerica a energiei absorbite la rupere, a cristalinitatii, a fibrozitatii, functie de a_f si b_f

Definitii. Aria sectiunii epruvetei (S_o) reprezinta aria sectiunii transversale a epruvetei in dreptul planului de simetrie a crestaturii.

S_o= b· a_c. (mm²);

Aria portiunii din din ruptura (S_f) cu aspect cristalin stralucitor fara deformari. In majoritatea cazurilor este portiunea centrala a rupturii.

S_f= a_f · b_f (mm²);

Aria portiunii din ruptura (S_d) cu aspect cristalin mat, cu deformari plastice.

S_d= S_{o ­} - S_f (mm²);

Cristalinitatea (C_r). Raportul dintre aria rupturii cristaline si aria sectiunii epruvetei.

C_r= · 100 (%);

Fibrozitatea (F_f). Raportul intre aria rupta fibroasa si aria sectiunii epruvetei.

F_f= · 100 (%).

Tabelul 3.4. Determinarea sectiunilor, a cristalinitatii si fibrozitatii epruvetelor rupte prin incercarea la incovoiere prin soc.

3.2.1.2. Metoda prin comparare

Se compara cu ochiul liber aspectul rupturii cu scari de apreciere a caracterului tenace, constituite pentru fiecare tip de epruveta.

Scara de apreciere a caracterului tenace (fibrozitatea in %), la ruperea unei epruvete cu latimea b= 10 mm din otel, cu crestatura in V, de adancime de 2 mm este reprezentata in figura 3.7.

3.2.1.3. Concluzii in urma incercarii la incovoiere

prin soc

Se observa ca in urma incercarii la incovoiere prin soc, epruvetele normalizate au aspectul rupturii diferit fata de probele initiale.

Avantajul metodei incercarii la incovoiere prin soc, consta prin aceea ca instalatia utizata este relativ simpla.

Tensiunile concentrate, in jurul crestaturii probei, au o influenta considerabila asupra starii de tensiune, lucru ce reclama completarea experimentarilor cu analiza suprafetelor rupte, acesta fiind un dezavantaj al metodei.

La materialele cu deformabilitate buna, se ajunge numai la o indoire a epruvetelor, dar in acest caz probele s-au rupt,rezultatul incercarilor aratand ca otelul OLT65 nu are o deformabilitate buna.

La temperaturi scazute epruvetele se rup identic ca la 20^oC, cu toate ca ruperea este plastica (ductila).

PARTEA II

-PROIECTARE TEHNOLOGICA-

CAPITOLUL AL IV-LEA

TEHNOLOGIA LAMINARII LA CALD

PE LINIA ASSEL

4. SORTAREA METALULUI

4.1. Receptionarea metalului

Metalul taiat in bucati, destinat lungimii necesare (cerute) se livreaza sub forma de tagle, in mod riguros, dupa marci de otel si sarje si este insotit de certificatul de calitate in care trebuie sa fie indicate: marca otelului, numarul de sarja, dimensiunea taglei, greutatea si numarul de bucati, rezultatele analizei chimice, rezultatele incercarilor mecanice si verificarilor metalografice.

Pe fiecare tagla trebuie sa fie indicate: marca otelului si numarul de sarja (marca otelului - prin poansonare (marcare) si vopsirea capatului, numarul de sarja - prin stampilare).

Data intrarii (sosirii), diametrul si lungimea taglelor , numarul lor si greutatea in tone, marca otelului, numarul sarjei, denumirea societatii furnizoare se mentioneaza in registrul de evidenta al intrarii metalului.

4.1.2. Taglele intrate, pentru a fi taiate in bucati, se aseaza in stive (rastele) separat dupa dimensiuni, marci de otel si sarje.

4.1.3. Cerintele privind lungimea taglelor, curbura, ovalitatea si starea suprafetei trebuie sa corespunda standardelor in vigoare (mentionate in comanda/contract).

Pe suprafata taglelor sunt admise defecte marunte (zgarieturi, adancituri, fisuri fine, s.a.m.d.), daca profunzimea lor nu depaseste 1/4 din toleranta totala la diametru. Defectele mai profunde trebuie sa fie inlaturate: pentru otelurile de rulmenti - inlaturare prin taiere, pentru otelurile carbon si aliate - inlaturare prin taiere sau curatire cu flacara.

Profunzirea inlaturarii prin taiere sau curatire (razuire) nu trebuie sa depasasca 2÷3% din diametrul taglei. Latimea indepartarii prin taiere sau curatire (razuire) trebuie sa fie mai mare de 6 ori decat profunzimea sa. Intr-o sectiune transversala nu se admit mai mult de 3 curatiri (razuiri) de adancituri maxime. Dispunerea diametral opusa a razuirilor cu o profunzime maxima nu este admisa.

4.2. INCALZIREA TAGLELOR IN CUPTORUL CU VATRA ROTATIVA

4.2.1. Incalzirea taglelor in cuptor

Incalzirea taglelor de toate dimensiunile din oteluri carbon si aliate si deasemenea a taglelor din otel pentru rulmenti cu diametrele 105÷150 mm, prevede o ridicare treptata a temperaturii metalului de la temperatura sectiei pana la temperatura finala necesara (ceruta) fara supraincalzirea suprafetei si retinerea prelungita inainte de descarcare; incalzirea taglelor din otel pentru rulmenti cu diametrul 160 mm si mai mare, se face cu retinerea regulamentara in ultimile zone, prevazuta de regimul de incalzire.

Taglele in cuptor se incalzesc in functie de diametrul lor si marca de otel dupa regimul de temperatura.

Timpul general de incalzire al taglelor este dat mai inainte. Durata sederii taglelor in cuptor a taglelor de diferite diametre si oteluri, se determina cu acele tagle care au durata de incalzire cea mai mare.

4.2.1.4. Gradul si precizia incalzirii metalului cerute, se asigura prin trecerea uniforma a sa prin toate zonele - de la fereastra de incarcare pana la fereastra de descarcare.

4.2.1.5.Arderea carburantului in toate zonele de reglare se face astfel incat coeficientul de consum al aerului sa se gaseasca in limitele 1.05 ÷ 1.15.

4.2.1.6. Valoarea alimentarii la regulatorul automat al presiunii produselor de ardere in spatiul de lucru al cuptorului se daastfel incat presiunea la nivelul vetrei in ultimile doua - trei zone sa fie pozitiva si anume de 0.05 ÷ 0.1 mm. col. apa.

4.2.1.7. Alimentarea la reglarea temperaturii, relatia carburant-aer, presiunea in spatiul de lucru si de asemenea controlul asupra acestor parametri se face cu ajutorul aparatelor corespunzatoare asezate pe un panou general AMC si al automatizarii cuptorului.

4.2.1.8. Cuptorarul principal, controleaza corectitudinea observarii parametrilor tehnologici: temperatura in zona reglarii (panoul AMC si de automatizare), timpul sederii taglelor in aceste zone (dupa cercul (discul) indicator); temperatura de perforare (pe pupitrul de comanda al laminorului perforator).

4.2.1.9. In procesul incalzirii se efectueaza controlul functionarii elementelor dispersate ale cuptorului si utilajelor aferente acestora. In afara de aceasta, prin ferestrele de vizitare se urmareste in mod periodic starea metalului, nepermitand topirea acestuia.

4.3. LAMINAREA TEVILOR - premize generale

4.3.1. Alegerea sculelor tehnologice se face in conformitate cu tabelele de laminare, alegerea utilajului de schimb - in conformitate cu tabelele instalatiei sale. Pe toate laminoarele, utilajul de schimb (instalatiile (cajele), dornstangile s.a.) trebuie sa fie instalate pe axul de laminare.

Valturile, dopurile, linealele si cajele, dupa starea suprafetelor lor de lucru, trebuie sa raspunda urmatoarelor cerinte: pe suprafata de lucru nu se admit sufluri grosolane, vopsirea metalului, crapaturi, particule din incarcarea cu sudura a metalului, muchii ascutite care pot duce la formarea defectelor pe tevi.

Dornstangile pentru laminare si dornurile lungi trebuie sa fie drepte.

Starea sculelor tehnologice pentru laminare si a utilajului de schimb inaintea instalarii si in procesul de exploatare se controleaza sistematic. Sculele tehnologice uzate trebuie sa fie schimbate la timp cu altele noi.

4.3.2. Reglarea laminoarelor se considera corecta daca procesul de laminare decurge stabil, dimensiunile ebosului si tevii corespund tabelelor de laminare, iar pe suprafetele lor lipsesc defectele care duc la rebut.

4.3.3. Laminarea in masa a tevilor se incepe dupa verificarea corectitudinii reglajului tuturor laminoarelor asupra primelor 2÷3 ebosuri- tevi si a reglajului de corectare corespunzator.

4.3.4. Transmiterea ebosurilor-tevi pe toata linia tehnologica trebuie sa se faca fara retineri cu respectarea temperaturilor regulamentare ale metalului dupa laminorul perforator, cuptorului cu vatra pasitoare (C.V.P.), laminoarelor reductor si calibror. Daca s-a produs racirea taglei, a ebosului sau a tevii, atunci darea lor in laminare este permisa numai dupa reincalzire pana la temperaturile necesare.

4.3.5. Taglele care s-au racit cu 100÷150°C trebuie sa fie returnate la cuptorul cu vatra rotativa (C.V.R.) pentru reincalzire cu asezarea lor in zona a V-a prin fereastra de descarcare.

4.3.6. Taglele care s-au racit cu mai mult de 150°C si de asemenea ebosurile care s-au racit pe partea de iesire a laminorului perforator sau inaintea laminorului netezitor, se transmit in raionul cuptorului cu vatra rotativa si dupa racire se marcheaza cu indicarea diametrului (pentru ebos - a diametrelor si grosimilor peretilor eboselor si tevilor), marcii otelului, numarului de sarja si a schimbului. Se fac pachet si prin laminarea dimensiunilor corespunzatoare si a marcilor de oteluri a taglelor (tevilor) se transmit pe patul de incarcare al C.V.R. Incalzirea ebosurilor se face dupa regimul taglelor compacte.

4.3.7. Tevile care s-au racit in timpul transportului de la C.V.P. la laminoarele reductor si calibror se arunca in buzunarul colector sau se depoziteaza intr-un loc special retras si se alimenteaza in C.V.P. la sfarsitul comenzii (sarjei).

4.3.8. Taglele si ebosurile nealimentate (tagle cu capatul anterior deformat, ebosuri cu laminate cu dornuri scurte) si deasemenea tevile cu capetele anterior sau posterior rupte, trebuie sa fie marcate, asezate intr-un loc special separat si dupa taierea capetelor defecte sunt date din nou in productie.

4.3.9. In scopul asigurarii calitatii cerute a tevilor, planificarea productiei trebuie sa se realizeze astfel incat sa se respecte urmatoarea succesiune a laminarii tevilor dupa schimbarea valturilor laminorului netezitor:

prioritatea I - laminarea taglei refacute din marci de oteluri carbon, aliate si rulmenti;

prioritatea II - laminarea tevilor cu pereti grosi cu raportul dintre diametrul si grosimea peretelui 5.5÷6.0 din marci de otel carbon aliate.

prioritatea III - laminarea tevilor pentru rulmenti care se supun prelucrarii mecanice si a tevilor din marci de oteluri carbon si aliate cu raportul dintre diametrul si grosimea peretelui >

4.4. PERFORAREA TAGLELOR IN LAMINORUL PERFORATOR CU DOUA VALTURI

4.4.1. Caracteristicile laminorului:

-dimensiunile si greutatea taglelor folosite:

diametrul - 105÷250 mm;

lungimea - 1200÷4000 mm;

greutatea - pana la 1300 kg;

-dimensiunile ebosurilor permise:

diametrul - 100÷250 mm;

lungimea - 2300÷5500 mm;

-actionarea valturilor - individuala fara reductor de la 2 motoare electrice cu o putere totala de 4000 Kw;

-diametrul valturilor - 950÷1100 mm;

-lungimea cilindrului valturilor - 650 mm;

-unghiul de avans - 0÷14°;

-numarul rotatiilor valturilor (motoarelor) - 60÷140 rot/min;

-viteza de desfacere si strangere a valturilor - 1.14 mm/sec;

-viteza de schimbare a unghiului de avans - 0.7 °/sec;

-viteza deplasarii linialului superior - 2.66 mm/sec.

4.4.2. Reglarea laminorului

4.4.2.1. Valturile, linealele si dopul se asaza in conformitate cu parametri dati in tabelul de laminare.

La asezarea dopului, valoarea de inaintare a dornstangii dupa capatul cilindrului valturilor se determina dupa expresia:

y = 325 + K -L_dop, in care:

K - inaintarea varfului dopului fata de centrul laminorului [mm];

L_dop - lungimea totala a dopului [mm] Fig. 4.1.

A   A

		Y   K   'A - A'
					L0		Lk

La instalarea sculelor tehnologice sunt admise urmatoarele abateri de la parametrii indicati in tabelul de laminare:

dupa distanta dintre valturi (B): minus 2 mm;

dupa distanta dintre lineal(L): minus 1÷2 mm;

dupa diametrul dopului (Dop): ± 2 mm;

dupa inaintarea dopului (K): ±10 mm.

Instalarea primara a unghiurilor de avans date, a distantelor dintre valturi si lineale si deasemenea inaintarea dornstangii dupa capatul valturilor se face:

pentru unghiurile de avans - dupa scalele gradate fixate pe cilindrii valturilor;

pentru distantele dintre valturi si lineale - cu ajutorul compasului de grosime in sectiunea de gatuire a valturilor (centrul laminorului);

inaintarea dornstangii - cu ajutorul riglei gradate.

Dupa instalarea primara a parametrilor enumerati, reacordarea laminorului la trecerea de la o dimensiune a ebosurilor la alta se face dupa indicatoarele pozitiei valturilor si linealelor, iar a dornstangii - dupa rigla gradata a mecanismului tampon de reglare.

4.4.2.4. Centratoarele trebuie sa orienteze dornstanga pe axul de laminare si sa asigure apucarea sa trainica.

In pozitia departat a centratorului, rolele sale trebuie sa formeze un calibru care sa depasasca diametrul ebosului cu 10÷15 mm.

Rolele de predare in pozitia desfacuta trebuie sa formeze un calibru care este mai mic cu 5÷7 mm decat diametrul ebosului.

Unghiurile de avans si numarul de rotatii al valturilor.

Corectitudinea reglarii laminorului se verifica prin laminarea primelor 2÷3 ebosuri si se controleaza periodic prin masurarea si examinarea ebosurilor si tevilor.

Reglarea laminorului se considera corecta daca:

- apucarea taglei, procesul perforarii si plecarea ebosului de la dop si dornstanga se realizeaza fara intreruperi si intarzieri;

-dimensiunile ebosurilor corespund indicatiilor din tabelul de laminare cu abateri care nu depasesc dupa diametrul mediu exterior - plus 2.0 mm, dupa grosimea peretelui - plus 1.0 si minus 1.5 mm;

-pe suprafata interioara a tevilor lipsesc peliculele (exfolierile);

-pe suprafata interioara si exterioara a tevilor lipsesc taieturi, turtiri si alte defecte;

- capetele tevilor cu pererti diferiti (la distanta 50÷350 mm de la capatul anterior) nu scot grosimea peretelui in afara limitelor admise de abateri.

Tabelul 4.2. Dimensiunile tijelor si paharelor

mecanismului opritor al laminorului perforator

4.5. Perforarea ebosurilor

Pentru perforare se admit numai taglele incalzite uniform pana la temperaturile date. Alimentarea in laminor a taglelor racite in timpul transportului sau in jgheab este interzisa.

Controlul curent al regimului de temperatura al laminarii taglelor se realizeaza cu un traductor stationar fara contact in set (complet) cu aparatul secundar indicator si de inregistrare.

Corectitudinea indicarilor traductorului stationar se verifica de cel putin 2 ori pe schimb.

Taglele incalzite inainte de perforare sunt supuse centrarii cu ajutorul centratorului pneumatic la o profunzime de cel putin 20 mm. Diametrul orificiului de centrare trebuie sa fie de cel putin 30÷35 mm, deplasarea orificiului de centrare in raport cu axul taglei nu trebuie sa depasasca 3÷5 mm.

Impingerea taglei in laminor se face printr-o miscare lina a impingatorului fara lovituri de valturi. In cazul neapucarii "baterea" taglei de valturi nu este permisa.

		Cilindru		K				Y
						Dop
					Linial
					L0		Lk
PERFORARE

Valturile, linealele si dopurile trebuie sa se raceasca neintrerupt in apa. Racirea interioara a dopurilor se face sub presiunea de 8÷15 atmosfere. Racirea exterioara a dopurilor se face in pauzele dintre taglele perforate.

La terminarea procesului de perforare, alimentarea apei la sculele tehnologice se intrerupe.

In procesul functionarii laminorului se face o observare sistematica asupra starii suprafetelor exterioare ale valturilor, linealelor si dopurilor.

Examinarea dopurilor, in functie de dimensiunile lor trebuie sa se faca:

la laminarea taglelor din marci de otel carbon si aliat - dupa 50÷100 treceri;

la laminarea taglelor din oteluri pentru rulmenti - dupa 10÷50 treceri.

			Cilindru

 

Dorn

ELOMGARE

CAPITOLUL AL V-LEA

LAMINAREA TEVILOR IN LAMINORUL NETEZITOR CU TREI VALTURI

5. LAMINAREA TEVILOR PE LAMINORUL  TPA 200

5.1. Caracteristicile laminorului:

-dimensiunile tevilor:

diametrul 76÷208 mm;

grosimea peretelui 7÷50 mm;

lungimea 3,50÷10,00 m;

-dimensiunile dornurilor:

diametrul 35÷185 (faptic 48÷170) mm;

lungime 8÷11.5 (faptic 10.5÷11.5) m;

-actionarea valturilor: este in grup de la un motor electric cu puterea de 2800 Kw;

-raportul de transmitere al reductorului: 1.95;

-diametrul valturilor: 440÷450 si 480÷490 mm;

-lungimea cilindrilor valturilor: 375 mm;

-unghiul de netezire: 4°;

-unghiul de avans: 0÷14°;

-numarul de rotatii al valturilor: 120÷264 rot/min;

-viteza deschiderii si strangerii valturilor: 0.08÷1.58 min/sec;

-gama reglarii axiale a valturilor: ±10.0 mm;

-viteza de deplasare a impingatorului de dornuri si ebosuri: 0.5÷2.4 m/sec;

-forta maxima dezvoltata de extractorul de dornuri: 2800 kgf;

-viteza de extragere a dornurilor inainte de apucare: 1÷1.2 m/sec;

-viteza stabilita a extragerii dornurilor: 1÷2.3m/sec;

-productivitatea extractorului de dornuri: 240 buc/ora.

5.2.Reglarea laminorului

5.2.1. Reglarea axiala a valturilor

5.2.1.1. Reglarea axiala se face la pregatirea pentru schimbarea valturilor asezate in tamburi (cilindri). Reglarea axiala prevede asezarea tuturor umerilor valturilor la aceeasi distanta fixata de la postamente si se realizeaza conform desenului din Fig. 5.1.

Y   Loc de marcare