Tehnologii neconventionale n deformarea plastica la rece Aceasta
abordare pornete de la premisa c energia consumat pentru deformare
depinde de unghiul sub care se vede semifabricatul, aceasta energie
reprezentnd ,n cazul unei surse sferice de energie ,aproximativ y /
4 din ntreaga energie concentrat n und. 5.3.6. Interac iunea
undelor de oc i a fenomenelor secundare cu semifabricatul
Rezultatul tuturor fenomenelor ce au loc n camera de descrcare , de
orice natur ar fi ele ,duc la apariia impulsurilor de presiune pe
simifabricat. Repartiia cmpului de presiune pe semifabricat
,fenomenele ce apar la impactul undei de oc cu semifabricatulfac i
la ora actual obiectul studiilor teoretice i cercetrilor
experimentale.n general ns, concluziile teoretice cunt
contradictorii i cu aplicabilitate restrns, deoarece comlexitatea
fenomenelor ce apar i mai ales instabilitatea lor(n special la
descrcarea cu strpungerea direct a spaiului dintre elecrozi) duc la
un grad de predictibilitate redus.
Fig.5.31. Diagrama de evolutie a procesului de interac iune
dintre fenomenele impulsive i semifabricat. Semnifica ii: rc-raza
canalului de descarcare ; rb-raza bulei de gaz (iniial , rc = rb;
1canalul de descarcare ;2-frontul undei de oc;3-grania bulei de
gaz; 4-curba deformarii semifabricatului; 5-evoluia undei
reflectate; 6-zona lichidului de cavitaie; 7-zon suplimentar zonei
6; 8-frontul undei de compresiune din interiorul zonei de cavitaie;
9,10,11-unde de compresiune datorate ncrcrilor repetate ;
12,13-zone de cavitaie. Multe studii pornesc de la ipoteza unei
analogii ntre explozia electrohidraulica i explozia ncrcturilor
brizate n ap. Aceasta ns nu poate fi generalizat datorit
diferenelor ntre formele surselor de energie ; astfel ,explozia
electrohidraulica este ntodeauna o surs liniara , pe cnd
ncarcturile explozive sunt considerate , n majoritatea cazurilor ,
ca i surse punctiforme. n lucrarea [7] este redat un studiu de caz
particular al procesului de interaciune dintre fenomenele impulsive
i semifabricat este egal cu distana dintre axa descrcrii i
semifabricat (fig. 5.31.). Sunt evideniate trei etape de desfurare
a procesului ; -prima etap ncepe n momentul impactului undelor de
oc cu semifabricatul i se termina n momentul apariiei cavitaiei
(momentul n care presiunea n fa se anuleaz).
Tehnologii neconventionale n deformarea plastica la rece -a doua
etap este considerat a fi aciunea fluxului hidraulic cavitaional .
-a treia etapa este aciunea fluxului hidraulic postcavitaional.
Momentul apariiei cavitaiei se poate defini prin relaia:
tk =
ln 1
(5.39)
n care mrimea este considerat a fi msura ineriei relative a
semifabricatului, definit prin: c = 0 0 (5.40.) m unde 0
-densitatea mediului de transmitere ;c0-viteza sunetului n mediul
de transmitere ; m-masa semifabricatului. TABELUL 5.3Nr . ctr 1 2
Tip semifabricat Tabla pentru constructii mecanice STAS 901-90
Tabla neagra II U, STAS 1946-80 Tabla pentru ambutisare A3 n-02
STAS 9485-80 Tabl zincat I , STAS 2028-80 Grosimea materialului
[mm] Natura materialului OL 37 recopt STAS 500/2-80 OL 34 recopt,
STAS 500/2-80 otel carbon cu compoziia chimica conform STAS 1988+80
OL34 recopt, STAS 500/2-80 Rezistenta la rupere Rm[MPa] 330460
Limita de curgere RC [MPa] 240 210 240 20 210 Alungirea la rupere
A[%] 16 22
1,25 0,14 1,50 0,15 1,00 0,12 0,5 0,080,5 0,07 0,75 0,09
20 20
290410
3 4
270370 290410 20
34 22
n ceea ce privete modul de deformare al materialului la
ambutisare , experimentele efectuate [21] n regim monoimpuls pe
diferite tipodimensiuni de materiale(tab. 5.3) i studiul profilelor
pieselor obinute (fig.5.3)au relevat existena ,la fundulpiesei
ambutisate ,a unei zone aproape aplatizat, cu un diametru variabil
D1 i o raz de curbura foarte mare ,de asemenea variabil. n cazul
tablelor subiri de 0,7 i 0.5 mm, aceast zon este vizibil cu ochiul
liber.
Fig.5.32. Profile obinute la ambutisarea monoimpuls. 1-U0=26,8Kv
; 1= 50 mm; h= 40 mm; OL37 g= 1,5 mm; smax= 9,7 mm;
Tehnologii neconventionale n deformarea plastica la rece 2- U0
=30Kv; 1 = 50 mm; h = 60 mm; OL 37g = 1,5 mm; smax= 13,2 mm; 3- U0
=26,8 Kv; 1 = 60 mm; h = 60 mm; A 3 g = 0,5 mm; smax= 22,5 mm; n
aceste condiii, fenomenul poate fi asemnat cu cel produs prin
aplicarea unui impuls de presiune uniform distribuit (sau cu raz de
curbur foarte mare a frontului undei de oc ), pe o zon circular de
diametru D2>D1 (fig. 5.33). Astfel, unda de oc lovete
semifabricatul plan n poziia 1, ducndu-l n poziia 2, acest parcurs
fiind caracterizat printr-o tendin redus de formare a cutelor
(localizat n poriunea de sub inelul de reinere). ncepnd cu poziia a
2, datorita creterii adncimii de ambutisare, contracia transversal
crete , tendina de formare a cutelor este tot mai
accentuat,semifabricatul fiind frnat puternic Fig.5.33. Etapele de
deformare la solicitarea datorit frecarilor cu monoimpuls inelul de
reinere i cu matria. Zona de formare a cutelor se extinde spre
centrul semifabricatului, zona central ncepnd s se aplatizeze
datorit a dou tentine contrare: -cea de frnare datorat apariiei
cutelor -cea de deplasare datorat existenei n continuare a unei
presiuni cu p>pnec n zona centrala. n final, semifabricatul se
oprete n poziia 3, uoar curb a zonei de diametrul D1 datorndu-se
diferenei de presiune ca urmare a unghiului de incidenta diferit a
frontului undei de oc odat cu creterea lui D1. Schema generala de
deformaie i diagramele de variaie ale gradelor de deformare (
radial , tangenial i axial g ) la solicitarea monoimpuls a
semifabricatelor plane de tabl, sunt prezentate n figura 5.34. Se
contureaz astfel 3 zone principale pe piesa ambutisat: - zona T, cu
un diametru variabil D1, avnd caracteristicile unei zone cu
solicitare de ntindere biaxiala locala i subiere puternic, cu o raz
de curbur mare, n unele cazuri aproape aplatizat . - zona ,
caracterizat de existena cutelor (contracie transversal) i de o
variaie aproape liniara a adncimii de ambutisare s (tendina de
cutare se reduce odat cu creterea raportului g/D) Fig. 5.34. Schema
generala de deforma ie i varia ia gradelor de deformare la
ambutisarea monoimpuls a semifabricatelor plane
Tehnologii neconventionale n deformarea plastica la rece - zona
, cu contracie transversal accentuat i tendin de ngroare a
materialului. Curbele i reprezint poziiile poziiile posibile ale
lui fa de solicitarea transversal . Pentru g/D 100 0,5, tendina de
cutare se manifest doar spre exteriorul poriunii de flans a
semifabricatului, datorit rigiditaii mai mari a acestuia. Acest
fapt duce la o aplatizare a curbelor de variaie ale lui , i g i
implicit, la valori mai mici ale contraciei transversale. Pentru
exemplificarea celor de mai sus, n figura 5.35 este trasat o
diagram de variaie a gradelor de deformare pentru OL 37. n figura
5.36. sunt prezentate cteva piese ambutisate n regim monoimpuls. n
cazul necesitaii obinerii de piese cu adncimi mari de ambutisare,
prelucrarea ntr-un singur impuls este, evident, insuficient. Se
recurge astfel la ambutisarea multiimpuls, n regim lovitur cu
lovitur sau regim automat (tren de impulsuri). Pentru a sugera
schimbrile ce intervin la profilul piesei ambutisate n regim
multiimpuls, se ia exemplu din figura 5.37. Urmrind evoluia
profilului, n cazul n care nu se fac nici un un fel de modificri
ale parametrilor initiali, se constat creterea curburii fundului
piesei ambutisate (zona I) ca urmare a micorarii valorii
diametrului util D2 pe care acioneaz presiunea p pnec.
Tehnologii neconventionale n deformarea plastica la rece
Micorarea acestui diametru are o cauz principal n mrirea
distanei dintre axa descrcrii i semifabricat dar i n creterea
rezistenei la deformare a semifabricatului ca urmare a creterii
tendinei de cutare i, implicit, a creterii forelor de frecare.
Deasemenea, datorit acelorai fenomene, se remarc o liniarizare i
mai puternic a zonei de trecere dintre fundul piesei i poriunea de
flan .(curbele 1,2,3 fig. 5.37)
.
Fig.5.37. Profilul piesei la ambutisarea multiimpuls T.Z., g
=0,5 mm; U0 = 26,8 Kv; hinitial = 70 mm; 1 = 50 mm; 1 = un impuls;
2 = dou impulsuri; 3 = trei impulsuri; 4 = patru impulsuri;5 =
cinci impulsuri. La deformarea n continuare a semifabricatului,
prin mrirea numrului de impulsuri aplicate, poate apare blocarea
procesului de ambutisare datorit caderii presiunii pe semifabricat
sub cea necesar (fig. 5.38.) . La aplicarea urmtoarelor impulsuri,
lucrurile se schimb radical, tendinele zonelor amintite fiind exact
inverse (curbele 4 i 5, fig. 5.37). Dac la un moment dat, se coboar
axa descrcrii n cavitatea semifabricatului, modul de deformare se
schimb din nou. Intervine din nou o micorare a razei de curbur pe
zona i o mrire a acesteia pe zona . Fig. 5.38. Apariia blocajului
la ambutisarea multiplus T.Z., g = 0,5 mm; U0 = 26.824V ; hiniial
=70 mm; Tehnologii neconventionale n deformarea plastica la rece
pag. La continuarea aplicrii impulsurilor, tendinele rayelor de
curbur se schimb iari, n mod asemntor unui proces ciclic.
Se poate trage concluzia c modul de deformare la impulsul primar
este hotrtor n ceea ce privete deformarea ulterioar a
semifabricatului, n regimul multiimpuls. O deformare primar corect,
fara cute, ntrzie amorsarea acestora pn la grade relativ mari de
deformare. La prelucrarea multiimpuls, apariia cutelor nu poate fi
deplin nlturat (FIG. 5.39). Din acest motiv se va prevedea un adaos
tehnologic pentru tundere, cu nlime ce poate atinge 15.20% din
nlimea pieseiambutisate.
Fig.5.39. Aspectul general al unor piese ambutisate cu adncimi
mari de ambutisare Referitor la cele dou regimuri posibile de
lucru, automat i, respectiv, lovitur cu lovitur, este de amintit
faptul c lucrul n regim automat, cu timpi mici ntre descrcri, poate
avea ca efect creterea adncimii maxime de ambutisare smax cu pn la
25%. n concluzie, n urma experrimentelor i analizelor efectuate se
poate afirma c starea de deformare la ambutisare prin
electohidroimpulsuri este neuniform i neomogen, schema de
deformatii modificndu-se aproape la fiiecare impuls. Zona cea mai
solicitat este poriunea central a semifabricatului, aici aprnd
primele amorse de rupere. Deasemenea , modificarea parametrilor
procesului n timpul desfsurrii acestuia, n scopul mririi presiunii
utile captate de semifabricat, duce la o reluare ciclic a
mecanismului de deformare. Referitor la distribuia de presiune pe
semifabrict, este normal ca aceasta s depind de zonele de variaie
ale formei frontului undei de oc. Pentru zona de simetrie cilindric
este evident faptul c distribuia de presiune datorat undelor de oc,
la un moment dat depinde de direcia de masurare n raport cu axa
descrcrii, datorit formei specifice a frontului undei de oc. In
figura 5.40. este prezentat un astfel de exemplu de distribuie a
presiunilor maximale pe suprafaa semifabricatului plan.
Experimentele efectuate pe semifabricate reale au dovedit c aceast
distribuie difereniat de presiune nu duce la modificri
semnificative ale adncimii de ambutisare dupa cele dou direcii. Ca
urmare, din punctul de vedere al efectului fizic produs, acest
distribuie difereniat se poate nlocui cu o distribuie cu lege de
variaie constant pe ntreaga suprafa a semifabricatului, egal cu
media valorilor maximale ale presiunii, pentru orice raz ri
considerat dup cele dou direcii.
Tehnologii neconventionale n deformarea plastica la rece
Fig. 5.40. Distribuia presiunilor maximale ale undei de oc pe
suprafaa semifabricatului, n zona de simetrie cilindric. U0 = 30,8
kV ; C = 8 F; l = 50 mm; h = 100 mm direc longitudinal; n direc
transversal pe axa descrcrii. n ia ie Pentru valori ale
parametrilor circuitului de descrcare cuprinse ntre : U0 = 20 40
kV, 1 h/ l 2,5, C = 4 8 F, L = 3,2 H, functiile de aproximaie ale
distribuiei de presiune pe raza semifabricatului, pot fi folosite
sub forma unor polinoame de gradul 4 : - pentru presiunea n direcie
longitudinal: Pli r r2 r3 r4 = 1,037 0 ,359 i 0 ,601 i 2 2 ,765 i 3
+ 2 ,803 i 4 Pmax R R R R - pentru presiunea n direcia transversal
pe axa descrcrii: Pti r r2 r3 r4 = 1,089 3,171 i + 2 ,385 i 2 +
1,292 i 3 1,459 i 4 Pmax R R R R - pentru presiunea rezultant:
Prezi = Pli + Pti 2
(5.41)
(5.42)
(5.43)
respectiv
unde Pli, Pti i Pmax reprezint presiunea corespunztoare razei
curente considerate ri i Tehnologii neconventionale n deformarea
plastica la rece
presiunea maxim n centrul semifabricatului, ambele fiind
determinate pe cale experimental;
R- raza maxim a semifabricatului Pentru zona de tranziie
cilindric-sferic a formei frontului undei de oc: Pi ri ri2 ri3 ri 4
(5.44) = 1,027 0,128 7 ,067 + 11,155 4,873 4 Pmax R R R R Pentru
zona de simetrie sferic nu s-au constatat diferene semnificative
ale distribuiei de presiune fa de cea determinat pentru zona de
simetrie cilindric, n direcie transversal pe axa descrcrii. n
aceste condiii, relaia (5.42) se poate utiliza i pentru aceast zon.
In baza rezultatelor exprtimentale obinute [21], se poate spune c,
pentru prelucrarea multiimpuls n regim automat nu exist diferene
semnificative ale valorilor maximale de presiune i nici ale
distribuiei acesteia pe suprafaa semifabricatului (pentru fiecre
impuls luat separat) fa de prelucrarea monoimpuls, cu excepia
cazurilor n care timpul ntre dou descrcri succesive este foarte
mic. Fig.5.41. Distribu ie teoretic de presiune n zona de simetrie
cilindric. U0 =23,6kV; C = 8F; l = 40 mm; h = 90mm Explicaia
acestor abateri (abateri legate, mai ales, de valoarea presiunii
maxime ) de la regulile const n modificarea condiiilor de realizare
a strpungerii. Astfel, dup strpungerea iniial, este nevoie de un
anumit timp pentru ca spaiul de ap dintre electrozi s se refac. Dac
timpul ntre dou descrcri succesive (care depinde de durata de
ncrcare a condensatoarelor ) este mai mic dect acest timp de
refacere a spaiului dintre electrozi, atunci descrcarea ulterioar
se amorseaz nu pe un spain de ap, ci pe un amestec neomogen de ap i
bule de gaz, practic incontrolabil, ceea ce modific complet
condiiile descrcrii iniiale. Experimentele efectuate au artat c,
pentru orice combinaie a parametrilor electrici ai circuitului de
descrcare, efectele maxime asupra adncimii se obin la valori ale
raportului 1 h/l 2. ntruct din punct de vedere tehnologic , acesta
este aspectul de cea mai mare importan, consideraiile care urmeaz
se limiteaz la domeniul pe care se respect inegalitatea de mai
nainte. Pe baza diagramelor smax= f (h) fig. 5.42 , se poate trage
concluzia conform creia, pe poriunile pe care se respect
inegalitatea considerat, variaia funciei obiectiv smax poate fi
asimilat unei variaii liniare, alegndu-se ca variabil de decizie,
presiunea maxim Pmax. Astfel, variaia smax = Tehnologii
neconventionale n deformarea plastica la rece f (Pmax) poate fi
exprimat sub forma unei regresii liniare de forma: Smax = a0 + a1
(0,80,9) Pu (5.45)
unde smax n mm, iar Pmax = (0,80,9) Pu n MPa, coeficientul
numeric lund n considerare pierderile de presiune datorate undelor
reflectate de la semifabricat. TABELUL 5.4 Tipul materialului Tabl
zincat, g = 0,5 mm Tabl pentru ambutisare A 3 n 02, g =0,5mm Tabl
zincat, g = 0,7 mm Tabl neagr g =1mm Tabl OL 37, g = 1,2 mm Tabl OL
37, g = 1,5 mm a0 - 5,56 - 12,12 -15,00 -16,19 -17,18 -15,99 a1
0,626 0,727 0,751 0,686 0,647 0,570
Valorile coeficienilor a0 si al pentru ase tipuri de materiale
sunt prezentate n tabelul 5.4. Domeniile de variaie ale
parametrilor descrcrii la care se limiteaz folosirea funciilor de
regresie liniare prezentate sunt: U0 = 2045 kV , C = 48 F , l =3080
mm, h = 30160mm,la combinaii ale parametrilor geometrici care
respect inegalitatea l h/ l 2, n regim de flan mobil.
In figura 5.43 s-au reprezentat dreptele de regresie pentru 3
tipuri de materiale avnd aproximativ aceeasi limit de curgere, dar
grosimi de semifabricat diferite. Cole [9] indic urmatoarea relaie
de calcul pentru adncimea maxim de ambutisare (msurat n centrul
piesei ambutisate ); s max P = max 0 c 0 2m 1 R g 1 c 1/ 2
(5.46)
unde RC limita de curgere a materialului smifabricatului .
Tehnologii neconventionale n deformarea plastica la rece
Pentru o mai bun concordan cu rezultatele experimentale se
propune[ 40 ] ca relaia ( 5.46) s fie nmulit cu valoarea 1 + .
4
Fig. 5.43. Dreptele de regresie ale lui smax pentru
semifabricate cu 210 MPa. A,b-TZ. g = 0,5 mm; al , b T.N. g = 1
mm;a2,b2-T.Z. g=0,7 mm
cu Rc
n ceea ce privete determinarea profilului piesei, o relaie de
legtur dintre acesta i distribuia de presiune (pe semifabricatul
plan) ar fi valabil doar n cazul prelucrrii monoimpuls deoarece,
dup primul impuls, distribuia de presiune sw schimb de la un impuls
la altul datorit modificrii formei piesei i, evident , a incidenei
undei de oc. Din acest motiv s-a preferat determinarea profilului n
funcie de smax , piesele aflndu-se oricum n aceeai zon de variaie a
formei frontului undei de oc i anume cea cu efect tehnologic maxim.
Astfel, pentru fiecare material se poate exprima o dependen
polinominal de gradul trei, sub forma: s max si ri ri 2 ri3 = a 0 +
a1 + a 2 2 + a3 3 (5.47) s max R R R unde si reprezint adncimea de
ambutisare corespunztoare razei curente ri. Astfel, au fost
determinate urmtorele expresii: - pentru tabl din OL 37 cu g =1,5
mm: s max si r r2 r3 = 0,309 i 0 ,55 i 2 + 1,185 i 3 s max R R R -
pentru tabl din OL 37 cu g = 1,2 mm i tabl neagr cu g = 1mm: s max
s i r r2 r3 = 0 ,157 i + 0,145 i 2 + 0 ,64 i 3 s max R R R
(5.48)
(5.49)