EA TEHNICĂ „GHEORGHE ASACHI” ŞI ŞCOALA · PDF fileModelarea matematică a...

UNIVERSITATEA TEHNICĂ „GHEORGHE ASACHI”- IAŞI

ŞCOALA DOCTORALĂ A FACULTĂŢII

DE CONSTRUCŢII DE MAŞINI ŞI MANAGEMENT INDUSTRIAL

CERCETĂRI TEORETICE ȘI EXPERIMENTALEPRIVIND AMBUTISAREA PIESELOR

CILINDRICE ADÂNCI

Rezumatul tezei de doctorat

Conducător ştiinţific:

Prof. univ. dr. ing. GHEORGHE NAGÎȚ

Doctorand:

Ing. DAN CHIORESCU

Iaşi, 2015

CERCETĂRI TEORETICE ȘI EXPERIMENTALE PRIVIND AMBUTISAREA PIESELOR CILINDRICE ADÂNCI

CERCETĂRI TEORETICE ȘI EXPERIMENTALE PRIVINDAMBUTISAREA PIESELOR CILINDRICE ADÂNCI

Rezumatul tezei de doctorat

Conducător ştiinţific:

Prof. univ. dr. ing. GHEORGHE NAGÎȚ

Doctorand:

Ing. DAN CHIORESCU

Iaşi, 2015


1

UNIVERSITATEA TEHNICĂ “GHEORGHE ASACHI” - IAŞI

R E C T O R A T U LCătre

______________________________________________________________

______________________________________________________________

Vă facem cunoscut că, în ziua de 17 iulie 2015 la ora 1100 în sala TCM 7, va avea

loc susţinerea publică a tezei de doctorat intitulată:

“ CERCETĂRI TEORETICE ȘI EXPERIMENTALE PRIVIND AMBUTISAREA

PIESELOR CILINDRICE ADÂNCI”

elaborată de domnul CHIORESCU DAN în vederea conferirii titlului ştiinţific de doctor.

Comisia de doctorat este alcătuită din:1. Merticaru Vasile, conf.dr.ing, Univ. Tehnică “Gh. Asachi”- Iași preşedinte2. Nagîț Gheorghe, prof. dr.ing, Univ. Tehnică “Gh. Asachi”- Iași conducător de doctorat3. Dodun Oana, prof. dr.ing, Univ. Tehnică “Gh. Asachi”- Iași referent oficial4. Brabie Gheorghe, prof. dr.ing, Univ. “V. Alecsandri” – Bacău referent oficial5. Amarandei Dumitru, prof. dr.ing,Univ. “Ștefan cel Mare”- Suceava referent oficial

Cu această ocazie vă invităm să participaţi la susţinerea publică a tezei de doctorat.


2

MulțumiriElaborarea şi fundamentarea ştiintifică a unei teze de doctorat este posibilă numai cu

condiţia unei îndrumări ştiinţifice de calitate realizate cu profesionalism şi a unor condiţii

adecvate necesare desfăşurării activităţii de cercetare specifice temei abordate.

Deosebită recunoştinţă datorez domnului Prof. Univ. Dr. Ing. GHEORGHE NAGÎŢ,

conducătorul ştiinţific al lucrării, pentru profesionalismul cu care m-a ghidat pe drumul către

obţinerea titlului de doctor în inginerie industrială, pentru competenţa şi permanenta îndrumare

ştiinţifică, pentru sprijinul real acordat pe întreaga perioadă de desfăşurare a doctoratului şi a

elaborării tezei de doctorat.

Adresez deosebite mulţumiri domnilor profesori universitari Dodun Oana, Brabie

Gheorghe, Amarandei Dumitru și Merticaru Vasile care au acceptat să facă parte din comisia de

evaluare a tezei de doctorat şi care mi-au îndreptat cercetările în partea finală.

Aduc mulţumirile mele corpului profesoral al Facultăţii de Construcţii de Maşini şi

Management Industrial. Îmi exprim aprecierea pentru suportul moral şi profesional oferit,

pentru amabilitatea şi disponibilitatea de care au dat dovadă şi pentru indicaţiile deosebit de

importante în elaborarea tezei sau aprecierile critice formulate în cadrul rapoartelor de cercetare

din stagiul de doctorat: domnului Prof. Univ. Dr. Ing.Vasile Braha, domnului Prof. Univ. Dr.

Ing. Laurenţiu Slătineanu, doamnei Prof. Univ. Dr. Ing. Oana Dodun, domnului Prof. Univ. Dr.

Ing. Eugen Axinte, domnului Conf. Dr. Ing. Vasile Merticaru și domnului Conf. dr. ing.

Florentin Negoescu.

De asemenea, doresc să mulţumesc domnului Prof. Univ. Dr. Ing.Alexandru Olariu,

directorul S.C. ALVIMEC S.R.L.- Lețcani atât pentru discuţiile utile şi încurajările permanente

acordate pe tot parcursul pregătirii tezei de doctorat cât şi pentru asigurarea unor materiale,

dispozitive și utilaje necesare în toată această pregătire.

Mulţumesc tuturor colegilor din cadrul Universităţii “Gheorghe Asachi ” Iaşi pentru

sprijinul moral acordat.

Mulţumesc familiei care m-a sprijinit pe toată perioada derulării stagiului de doctorat,

fiului meu fiindu-i dedicată această reuşită. Mulţumesc îndeosebi soţiei mele care a avut

încredere în mine şi mi-a fost alături.

Iași, iulie 2015

Dan Chiorescu


3

CUPRINS

INTRODUCERE 4 6Cap.1 STADIUL ACTUAL AL CERCETĂRILOR ÎN DOMENIUL AMBUTISĂRIICILINDRICE ADÂNCI 8 7

1.1 Particularități ale procesului de ambutisare adâncă............................................. 9 71.2 Determinarea formei optime și a dimensiunilor semifabricatului...................... 11 81.3 Forța de ambutisare, forța de apăsare reținere și metode de determinare......... 131.4 Distribuția presiunii de contact............................................................................. 161.5 Optimizarea procesului de ambutisare adâncă..................................................... 181.6 Elemente caracteristice ale ansamblului poanson – matriță................................... 271.7 Aspecte caracteristice frecării la ambutisarea adâncă........................................ 281.8 Importanța coeficientului limită de ambutisare asupra procesului de ambutisare

adâncă……………………………………………………………………………..33

1.9 Influența anizotropiei asupra comportării materialului supus ambutisăriiadânci……………………………………………………………………………...

40

1.10 Utilizarea analizei cu element finit pentru studiul procesului de ambutisarecilindrică adâncă......................................................................................................

43

1.11 Concluzii................................................................................................................. 55 81.12 Obiectivele cercetării............................................................................................. 57 10

Cap.2 CONTRIBUȚII TEORETICE LA STUDIUL PROCESULUI DEAMBUTISARE A PIESELOR CILINDRICE ADÂNCI

59 10

2.1. Contribuţii la analiza sistemică a procesului de ambutisare cilindrică adâncă........ 602.1.1. Consideraţii iniţiale privind analiza sistemică............................................. 60 102.1.2 Analiza sistemică a procesului de ambutisare cilindrică adâncă.................. 62 112.1.3 Identificarea unor soluţii constructive utilizând metoda diagramei de idei.. 63 122.1.4. Alegerea variantei optime din punct de vedere constructiv......................... 66 13

2.2. Contribuții teoretice privind variația forței de ambutisare în raport cu razarelativă şi unghiul de racordare a plăcii de ambutisare...................................................

69 14

2.3. Contribuții teoretice privind formularea problemelor de ambutisare adâncă cuajutorul metodei elementului finit (MEF) .....................................................................

71 15

2.3.1. Modele conceptuale………………………………………………………. 72 152.3.2. Ecuaţiile de guvernare pentru materiale rigid-plastice………………….. 72 162.3.3. Condiţii de contur........................................................................................ 73 162.3.4. Condiţii iniţiale........................................................................................... 74 172.3.5. Formularea MEF pentru materiale rigid-plastice, în planul de deformare.. 752.3.6. Formularea MEF pentru deformarea axial-simetrică a materialelor

elasto - plastice.............................................................................................77

2.4. Caracteristicile privind aplicarea la stadiul ambutisării adânci a metodelorvariaționale……………………………………………………………………………..

80

2.4.1. Metoda reziduurilor ponderate la studiul ambutisării cilindrice adânci….. 802.4.2. Utilizarea metodei lui Hill la studiul ambutisării cilindrice adânci………. 82

2.5. Contribuții la studiul ambutisării adânci cu ajutorul MEF...................................... 83 172.5.1. Modelul geometric...................................................................................... 852.5.2. Definirea materialului……………………………………………………. 86


4

2.5.3 Stabilirea sistemelor de axe.......................................................................... 872.5.4. Alegerea zonelor de contact dintre elementele active şi semifabricat........ 882.5.5. Stabilirea discretizării în programul de element finit Ansys…………….. 892.5.6. Introducerea constrângerilor şi forţei implicate în proces………………... 902.5.7.Analiza cu ajutorul elementului finit a procesului de ambutisare și

interpretarea rezultatelor............................................................................91 18

2.5.8. Modelarea matematică a rezultatelor obținute prin simulările numerice 100 242.6. Concluzii și contribuții............................................................................................. 111 32

Cap.3 MATERIALE ȘI ECHIPAMENTE UTILIZATE ÎN STUDIULEXPERIMENTAL AL PROCESULUI DE AMBUTISARE A PIESELORCILINDRICE ADÂNCI

115 34

3.1. Materiale utilizate în procesul de ambutisare a pieselor cilindrice adânci………... 116 343.2. Matrița utilizată pentru studiul procedeului de ambutisare a pieselor cilindriceadânci…………………………………………………………………………………..

118 34

3.3. Presa hidraulică de tip HP-U60R - Domeniul de utilizare...................................... 119 353.3.1. Caracteristici principale............................................................................... 120 353.3.2. Descrierea presei de tip HP-U60R............................................................... 121

3.4. Cuptor electric UTTIS pentru tratamente termice.................................................... 1223.5. Echipamente de măsură și control utilizate pentru studiul experimental în cadrul 123 35procedeului de ambutisare a pieselor cilindrice adânci...................................................

3.5.1. Spectrometrul Foundry Master................................................................... 123 353.5.2. Traductor pentru măsurarea deplasării poansonului................................... 125 363.5.3. Sistemul de achiziție a datelor pentru analiza dinamicii structurale……... 126 363.5.4. Aparat de măsurat grosimi cu ultrasunete Sonatest T-Gage IV MM…….. 1283.5.5. Calculator personal (Notebook)………………………………………….. 129

3.6. Concluzii și contribuții……………………………………………………………. 130

Cap.4 CONTRIBUŢII EXPERIMENTALE PRIVIND PROCESUL DEAMBUTISARE A PIESELOR CILINDRICE ADÂNCI

131 37

4.1. Planificarea cercetărilor experimentale utilizând metoda TAGUCHI……………. 132 374.1.1. Planul de experiențe prin metoda TAGUCHI............................................. 1324.1.2. Selecția factorilor controlați, a valorilor de testat și determinarea planului

de experiențe..............................................................................................138 38

4.2. Pregătirea experiențelor privind procesul de ambutisare a pieselor cilindriceadânci…………………………………………………………………………………...

140 38

4.2.1. Ambutisarea cilindrică, prima operație........................................................ 140 384.2.2. Ambutisarea cilindrică adâncă, a doua operație........................................... 150 40

4.3. Cercetări experimentale privind influența jocului dintre placa activă și poanson,a vitezei medii și a ungerii asupra variației grosimii semifabricatului...........................

158

4.4. Concluzii și contribuții............................................................................................. 166 41

Cap.5 COMPARAREA REZULTATELOR TEORETICE CU CELEEXPERIMENTALE PRIVIND PROCESUL DE AMBUTISARE A PIESELORCILINDRICE ADÂNCI.

170 43

5.1. Compararea rezultatelor teoretice cu cele experimentale......................................... 1715.1.1. Compararea grosimii și a diametrului interior obținut experimental cu cel

realizat prin simularea cu element finit pentru X5CrNi18-10…………….171 43

5.1.2. Compararea grosimii și a diametrului interior obținut experimental cu cel 176


5

realizat prin simularea cu element finit pentru S235 JR…………………..5.1.3. Compararea grosimii și a diametrului interior obținut experimental cu cel

realizat prin simularea cu element finit pentru CW 508 L………………..179

5.1.4. Compararea forței de ambutisare obținută experimental cu cea obținutăprin simulare cu element finit funcție de joc pentru CW508L…………….

184 48

5.2. Concluzii și contribuții 191 50

Cap.6 CONTRIBUȚII PERSONALE ÎN DEZVOLTAREA TEMEI ȘI CONCLUZIIFINALE .........................................................................................................................

193 50

6.1. Concluzii personale.................................................................................................. 194 506.2. Concluzii finale........................................................................................................ 196 526.3. Direcții viitoare de cercetare.................................................................................... 199 54

BIBLIOGRAFIE............................................................................................................. 201 54ANEXE............................................................................................................................ 213


6

INTRODUCERE

Deformarea prin ambutisare cilindrică adâncă a tablelor metalice reprezintă o metodă cu unpotenţial enorm în ceea ce priveşte gradul de flexibilitate şi personalizare a pieselor obţinute prinacest procedeu.

În prezenta teză de doctorat sunt expuse cercetările întreprinse de autor în domeniuldeformărilor plastice la rece cu aplicație la ambutisarea pieselor cilindrice adânci, în scopulîmbunătățirii acestei tehnologii pentru obținerea unor produse mai calitative.

Astfel, în cadrul primului capitol, s-au studiat referințele naționale și internaționale recente,realizând stadiul actual al cercetărilor în domeniul ambutisării cilindrice adânci. Se prezintăparametrii ambutisării adânci evidenţiind principalele lor influenţe asupra caracteristicior decalitate şi precizie a pieselor din tablă metalică.

Capitolul 2 tratează cercetările teoretice ce au rol în studiul procesului de ambutisare apieselor cilindrice adânci sunt prezentate contribuţiile aduse la analiza sistemică a acestui procestehnologic care a fost analizat sub aspect de sistem influențat de o multitudine de factori de intrare,ieșire, intermediari și perturbatori.

Astfel, s-au identificat factorii tehnologici cu posibilă influență asupra calității și precizieipieselor ambutisate. S-a analizat și studiat două metode matematice : metoda reziduurilor ponderateși metoda lui Hill care au aplicație directă asupra deformărilor plastice.

În cadrul acestor cercetări s-au dezvoltat și o serie de modele matematice proprii pentruprocesul de ambutisare fără reținere, utilizând instrumentul de modelare teoretică - a pachetului deprograme Ansys, având la bază analize cu elemente finite, pentru identificarea valorilor teoretice aparametrilor dimensionali ale pieselor cilindrice obținute prin ambutisare adâncă. Prin intermediulexpresiilor analitice și reprezentărilor grafice obținute se pot determina forța de ambutisare șitensiunea normală și pentru alte jocuri în afara celor simulate.

Capitolul 3 este dedicat materialelor, metodologiei de lucru, echipamentelor și aparatelor demăsură și control utilizate în studiul experimental al procesului de ambutisare a pieselor cilindriceadânci. Pentru obţinerea unor rezultate pertinente, s-a impus folosirea unor echipamentecorespunzătoare temei de cercetare și luarea unor măsuri eficiente pentru a asigura deformaţii câtmai mari ale semifabricatului, în procesul de ambutisare, prin utilizarea unor semifabricateobișnuite, ce nu aparțin materialelor destinate ambutisării. Datele achiziționate prin intermediulsoftware-ului E.S.A.M. (Electronic Signal Acquisition Module) au ajutat la determinarea forței deambutisare în raport cu deplasarea poansonului, precum și a timpului necesar procesului deambutisare.

Capitolul 4 conține studiile experimentale referitoare la influența parametrilor de intrareasupra caracteristicilor de calitate și precizie a pieselor cilindrice adânci obținute prin operația deambutisare. Planul de experiențe a putut fi redat sintetic printr-o matrice de experienţe E și s-arealizat utilizând metoda Taguchi pentru un set de patru materiale ( oţel inoxidabil austeniticX5CrNi18-10, oţel de construcţie nealiat, S235JR, alamă marca CW508L, și aluminiu EN AW1050.

Planul de experiențe poate oferi o serie de date informaționale, care prelucrate prin metodade modelare matriceală pot contribui la elaborarea de modele matematice. Acestea pot confirma șicompleta studiul teoretic expus în capitolele anterioare.

Capitolul 5 prezintă compararea rezultatelor teoretice cu cele experimentale privindprocesul de ambutisare a pieselor cilindrice adânci, în urma cărora s-au stabilit marje de eroare,constatându-se: neuniformizări a grosimii materialelor, diferențe între diametrele interioare alepieselor obținute experimental și prin simulare, valori diferite ale forței de ambutisare în funcție dejoc rezultate experimental în comparație cu cele simulate prin element finit.


7

S-a optat pentru o corelație a forței de ambutisare în funcție de joc sub forma unor ecuațiiexponențialo-polinomiale de gradul doi în cazul ungerii și de gradul trei pentru cazul fără ungere.

Capitolul 6 include concluziile generale ale rezultatelor obţinute, elementele de originalitateşi contribuţiile aduse de către autor în cadrul acestei teze doctorale, precum şi valorificarearezultatelor şi direcţiile viitoare de cercetare.

Teza se încheie cu referinţe bibliografice şi anexele. Bibliografia, actuală şi variată cuprindeun număr de 160 referinţe, dintre care 8 aparţin autorului.

CAPITOLUL 1STADIUL ACTUAL AL CERCETĂRILOR ÎN DOMENIUL AMBUTISĂRII

CILINDRICE ADÂNCI1.1 PARTICULARITĂȚI ALE PROCESULUI DE AMBUTISARE ADÂNCĂ

Ambutisarea reprezintă un proces de deformare plastică, ce are loc prin modificarea formeiunui semifabricat de la forma plană la cea cavă, sau mărirea adâncimii unui semifabricat cu sau fărămodificarea intenționată a grosimii [18].

În mod general procesul de ambutisare se realizează atât cu element de reținere cât și fărăelement de reținere. După forma geometrică piesele obținute în urma procesului de ambutisare, sepot împărți în trei grupe principale piese de revoluție (a), piese paralelipipedice ( cum ar fi capaculde rezervor al combustibilului (b), scrumiera din portiera autovehiculului (c)), piese cu formăcomplexă ( capacul băii de ulei (d)) (figura 1.2).

Fig. 1.2 Imagini cu diferite piese ambutisate [158]

În funcție de tipul de energie utilizată, procedeul de ambutisare poate fi diferențiat în:procedeu clasic, care are loc pe prese obișnuite folosind energia mecanică dezvoltată de presă șiprocedeu neconvențional sau special, ce utilizează energia electromagnetică, electrohidraulică,energie dezvoltată prin arderea unor explozivi sau a unor gaze detonante [18].

O centralizare a principalilor parametrii care influențează procesul de ambutisare esteprezentată în (figura 1.3).


8

Fig.1.3. Parametrii de lucru la ambutisare [120]

Din studiul cercetărilor de specialitate se constată că ambutisarea poate fi considerată cafiind „adâncă” atunci când: a) coeficientul limită de ambutisare LDR, are valori ≥ 1,7 ÷ 2 ; b)coeficientul de ambutisare m ˂ 0,5; c) în urma deformării plastice se obțin piese a căror înălțimeinterioară (adâncime) este egală sau mai mare decât raza interioară a piesei ambutisate [153].

1.2 DETERMINAREA FORMEI OPTIME ȘI A DIMENSIUNILORSEMIFABRICATULUI

Determinarea formei optime a semifabricatului are o importanță deosebită în cazulîntreprinderilor ce utilizează procedee de deformare plastică, atât din punct de vedere economic câtși ecologic deoarece se reduc deșeurile. Pentru determinarea dimensiunii semifabricatului seutilizează metode bazate pe egalarea volumului semifabricatului cu cel al piesei finite.

Astfel Vafaeesefat A. [134] a determinat forma optimă a semifabricatului utilizat în procesulde ambutisare a tablei prin metoda proiecției folosindu-se de analiza elementului finit. Algoritmulprezentat se bazează pe proiecția conturului dorit pe semifabricatul deformat cu modificarea formeiacestuia.

Huang Ying [57] utilizează o metoda inversă a elementului finit (FEM) în etape multiple,pentru a îmbunătăți precizia simulării operației de ambutisare a tablei metalice. Metoda inversă, serealizează în două etape: prima o reprezintă determinarea soluțiilor inițiale asupra configurațiilorintermediare tridimensionale (3-D) iar cea de-a doua modalitate de control a mișcării nodurilor doarpe suprafețele constrânse de alunecare în timpul iterațiilor Newton-Raphson.

Tang B.T. și alții [129] au folosit un algoritm 3D, pentru piese paralelipipedice, asemănătorcu Huang Ying [57], pentru a obține soluția inițială urmat de o metodă de analiză inversă într-osingură etapă, pentru a-i îmbunătăți precizia. Schema nouă a soluției inițiale poate lua în considerarematerialul și parametrii procesului și, prin urmare, conduce la mai puține iterații Newton-Raphson.

1.11 CONCLUZII

Procesul de ambutisare în general, cât și ambutisarea cilindrică adâncă a constituit studiulpentru diverși cercetători, cadre didactice, doctoranzi, ingineri, fie prin experimente, fie prinsimulări numerice cu ajutorul diferitelor software. Cercetările lor au abordat: diferite aspecteprivind materialele din care este realizat semifabricatul, tipul piesei finite, elementele active alematriței și a poansonului sau procesul de ambutisare.


9

Forma semifabricatului are o importanță deosebită pentru ateliere și întreprinderispecializate în procedee de deformare plastică, atât din punct de vedere economic cât și ecologicreducând deșeurile.

Optimizarea procesului de ambutisare se realizează utilizând atât proiectarea asistată decalculator dar și simularea procesului de ambutisare pentru a putea preveni eventualele defecte cepot apărea în timpul procesului ce duce la reducerea costurilor de producție. Atunci când esteminimă diferența dintre conturul țintă al piesei și conturul exterior a tablei, se consideră că s-adeterminat forma optimă a semifabricatului. Determinarea formei optime a semifabricatului serealizează prin egalarea volumului tablei cu cel al piesei finite, fie utilizând metoda proiecțieilimitelor, fie metoda inversă a elementului finit (FEM) în două etape multiple consecutive, sauutilizând un algoritm 3D, urmat de o metodă de analiză inversă într-o singură etapă.

Forța de apăsare - reținere a semifabricatului trebuie să aibă o valoare optimă în funcție degrosimea tablei, de materialul semifabricatului, geometria matriței, pentru a evita aparițiaprincipalelor defecte cum ar fi cutarea și ruperea materialului. Pentru a determina valoarea optimă aforței de apăsare - reținere se utilizează un algoritm de optimizare ce combină metoda elementuluifinit cu metoda suprafeței de răspuns, prin utilizarea simulării cu ajutorul elementului finit, precumși experimental.

Presiunea de contact dintre două suprafețe poate fi determinată experimental utilizânddiferiți senzori amplasați de-a lungul suprafețelor de contact sau integrați în matriță, cu ajutorulmetodelor matematice utilizând tehnici cum ar fi: de interpolare, geostatică, fie prin simulareutilizând programul ABAQUS, toate acestea dând rezultate comparabile.

Studiul geometriei elementelor active, a poansonului sau a matriței precum și materialul dincare sunt realizate determină zonele în care apar valori mari ale tensiunilor, subțiere de material,dând posibilitatea realizării unor dispozitive de ambutisare adâncă, cu un grad ridicat de rezistenţăla uzură.

Studiul tribologic a procesului de ambutisare adâncă, oferă posibilitatea de realizare apoansoanelor din diferite materiale, utilizarea de diverși lubrifianți, dând astfel posibilitatea deobținere a unui grad mare de utilizare a sculei, obținându-se o calitate superioară a suprafeței pieseifinite. Astfel, studiile au arătat că valoarea coeficientului de frecare variază în funcție de presiuneade contact, de diametrul poansonului, de temperatura elementelor active, de viteza de ambutisare.

Analiza influenței anizotropiei asupra ambutisării dă posibilitatea de a controla apariția șidezvoltarea ondulărilor, a fisurilor, de a evaluarea cât mai exact durata de viaţă a sculelor (matriță,poanson) prin identificarea zonelor unde se instalează fenomenul de oboseală, de a obține piese decalitate, în ceea ce privește distribuția grosimii peretelui de-a lungul direcției de laminare. Astfel,pentru a realiza simularea procesului de ambutisare au fost luate în considerare diferite modeleasociate cu reţeaua de discretizare a structurii materialului supus deformării și anume modelulLagrangian, respectiv modelul Eulerian, ajugând ca studiile să demonstreze că rezultateleexperimentale sunt comparabile cu cele obținute prin simulare.

Utilizarea în industria autovehiculelor a oţelurilor cu duritate mare a crescut considerabil înultimul deceniu datorită potenţialului lor de a reduce greutatea maşinii, costurile de producție șiimplicit micșorarea numărului de accidente.

Coeficientul limită de ambutisare LDR are o deosebită importanță pentru a putea identificaambutisarea adâncă. Studiile au arătat că valoarea coeficientului limită de ambutisare LDR depindede materialul semifabricatului (1,72 ÷ 2 pentru aluminiu, cupru) şi de procedeul de ambutisare(pentru ambutisarea electromagnetică coeficientul limită LDR are valoarea de 3,13; pentruhidroformare coeficientul limită LDR are valoarea de 3,16).

În cazul ambutisării clasice a semifabricatului din alamă, coeficientul limită are valoarea de4,97 și poate ajunge prin tratament termic de recoacere la valoarea de 9. Prin urmare, valoarea LDR


10

este diferită în funcție de materialul utilizat și în funcție de procedeul de ambutisare aplicat, înfuncție de operații intermediare de tratament termic în scopul obținerii pieselor ambutisate adânc.

Analiza cu element finit a procesului de ambutisare cilindrică adâncă, conferă sprijin pentruîmbunătăţirea atât a modului de proiectare a elementelor active ale procesului de ambutisare, cât şia procesului de producţie pentru fabricarea diferitelor piese, pentru a reduce costurile de fabricație.

Metodele de simulare cu ajutorul elementului finit iau în considerare solicitări statice saudinamice. Aceste metode de analiză sunt foarte precise atunci când sunt folosite de ingineri binepregătiţi, singurul dezavantaj fiind timpul relativ crescut destinat studiului. Prin urmare simulareacu element finit aplicată în procesul de obţinere a produselor finale prin ambutisare adâncă,definește dimensiunile iniţiale (grosime, contur şi suprafaţă), anumiți parametrii ai procesului(condiţiile la limită, forţele de exploataţie, condiţiile de ungere, etc.) precum şi proprietăţilesemifabricatului (limita de curgere, duritatea, anizotropia, etc.). Acești parametrii de lucru trebuiesccunoscuți indiferent de programul cu element finit utilizat astfel încât simularea procesului deambutisare să fie identică cu experiențele realizate.

1.12 OBIECTIVELE CERCETĂRII

În urma studiului efectuat asupra stadiului actual al cercetărilor în cadrul procesului de ambutisareadâncă, s-au evidenţiat câteva direcţii de cercetare, după cum urmează:

Analiza sistemului de ambutisare adâncă. Identificarea unor soluţii constructive ale matriței utilizând metoda diagramei de idei. Analiza teoretică a variației forței de ambutisare în raport cu raza relativă şi unghiul de

racordare a plăcii de ambutisare. Analiza și compararea a două metode de calcul variațional: metoda reziduurilor

ponderate, și metoda lui Hill în procesul de ambutisare adâncă. Realizarea unui model tridimensional simplificat a procesului de ambutisare adâncă în

vederea analizei cu element finit. Simularea procesului de ambutisare adâncă în analiză cu element finit. Studiul tensiunilor ce apar în cadrul procesului de ambutisare adâncă și determinarea

zonelor cu potențial ridicat de rupere. Determinarea pe cale experimentală a forței de ambutisare. Determinarea variației grosimii peretelui lateral și a fundului piesei, precum și a

diametrului interior a acesteia. Compararea rezultatelor obţinute pe cale experimentală cu cele obţinute în urma simulării

procesului de ambutisare adâncă utilizând metoda elementului finit.

CAPITOLUL 2CONTRIBUȚII TEORETICE LA STUDIUL PROCESULUI DE AMBUTISARE A

PIESELOR CILINDRICE ADÂNCI

2.1.1. Consideraţii iniţiale privind analiza sistemică

În cadrul cercetării ştiinţifice analiza sistemică este folosită pentru a putea scoate în evidenţăatât factorii de interes pentru rezolvarea unei anumite probleme, cât şi parametrii de natură săexercite influenţă asupra factorilor de interes. Abordarea sistemică este realizată prin trei metodeprincipale, prima consideră componentele sistemului ca fiind definite ca subsisteme ce


11

interacţionează unele cu altele, sau sistemul aflându-se în mediul cu care interacţionează şi faţă decare poate fi considerat el însuși ca un subsistem. Se poate astfel vorbi despre o anumită dinamică adesfăşurării fenomenelor din sistem.

2.1.2 Analiza sistemică a procesului de ambutisare cilindrică adâncă

Pentru reprezentarea grafică a procesului de ambutisare cilindrică adâncă, considerat ca unsistem trebuie să ținem cont de anumiţi factori de intrare, factori intermediari, factori perturbatori şirespectiv factori de ieșire (figura 2.1.).

Principalii factorii de intrare în cadrul procesului de ambutisare cilindrică adâncă sunt:a) Caracteristicile geometrice ale semifabricatului: grosime, diametrul, rugozitate etc.b) Caracteristicile mecanice ale materialului: limita de curgere, alungirea, rezistenţa la rupere, etc.Materialul utilizat trebuie să aibă o deformaţie plastică cât mai mare, să nu se rupă şi să curgă dupăforma matriţei cât mai uşor.c) Compoziţia chimică a materialului semifabricatului.d) Viteza poansonului.e) Tipul de lubrifiant utilizat.

Fig. 2.1. Reprezentarea schematică a factorilor de influență a procesului deambutisare cilindrică adâncă

Factorii intermediari care intervin în timpul procesului de ambutisare cilindrică adâncă sunt:a) Caracteristicile poansonului: raza de la vârful poansonului, diametrul, forma, materialul,rugozitatea suprafeţei, duritatea etc.b) Caracteristicile matriţei: raze de racordare, unghiul conului, rugozitatea suprafeţei, duritatea, etc.c) Jocul dintre elementele active adică dintre matriță și poanson.Aceste caracteristici nu pot fi modificate în timpul procesului de ambutisare cilindrică adâncă.

Factorii perturbatori care periclitează procesul de ambutisare cilindrică adâncă sunt:a) Impurităţile din lubrifiantul utilizat.b) Microfisuri apărute în materialul din care este realizat poansonul sau matrița.


12

c) Zgârieturi ale poansonului sau a matriței, care pot produce defecte în proces.d) Neomogenităţi ale semifabricatului. Acestea pot proveni din procesul de fabricare a materialuluisemifabricatului.e) Variaţia necontrolată a unor parametrii de lucru.

Factorii de ieșire care apar în timpul procesului de ambutisare cilindrică adâncă sunt:a) Variaţia de grosime a piesei, în funcție de materialul utilizat;b) Diametrul piesei finite;f) Duritatea materialului în zona de racordare.

2.1.3 Identificarea unor soluţii constructive utilizând metoda diagramei de idei

Diagrama de idei este o reprezentare grafică imagistică, deschisă, de tip arborescent, ceconţine informaţii structurale referitoare la stadiul actual al ştiinţei şi tehnicii în domeniu. În funcțiede cerințe, complexitate și de posibilitățile pe care le avem, se trece la stabilirea de criterii în urmacărora se va alege soluția optimă [120].

Corespunzător procesului de ambutisare, în funcție de forma matriței de revoluție,modalitatea de prindere a semifabricatului, de modul de acționare a echipamentului, se poateelabora o diagramă de idei conform celei din ( figura 2.2.).Diagrama de idei este formată din mai multe subansamble (A, B, C) cum ar fi:

Subansamblul (A), reprezintă forma matriței de revoluție de tipul (A1) cilindrică, (A2)conică, (A3) semisferică, (A4) parabolică. Subansamblul (B), reprezintă modalitatea de montate asemifabricatului, (B1) cu reținere, (B2) fără reținerea semifabricatului. Subansamblul (C),reprezintă modalitatea de acționare a echipamentului, (C1) manual, (C2) automatizat, (C3)hidraulic, (C4) pneumatic.

Fig. 2.2. Diagrama de idei pentru alegerea echipamentului procesului de ambutisare

S-a realizat combinarea celor trei subansambluri (A, B, C), în funcţie de variantele posibile,utilizând un număr total de: 4 x 2 x 4 = 32 variante posibile de construcție a echipamentului necesar


13

procesului de ambutisare, a căror analiză ar solicita o perioadă foarte mare de timp. În cadrul acesteianalize se utilizează metoda secvenţial selectivă, ce studiază combinaţiile posibile şi celeconvenabile.

Variantele care ar trebui luate în considerare, corespund criteriului A1. Ținând cont de acestcriteriu precum și de combinațiile acestuia cu celelalte criterii obținem matricea subansamblurilorprezentate în (tabelul 2.1).

Tabel 2.1. Matricea subansamblurilor ABCC1 C2 C3 C4

A1B1 A1B1C1 A1B1C2 A1B1C3 A1B1C4A1B2 A1B2C1 A1B2C2 A1B2C3 A1B2C4

În urma eliminării soluţiilor care sunt dificil de realizat din punct de vedere al posibilităţilorpractice sau a soluţiilor nefavorabile, s-au ales pentru studiu în continuare următoarele varianteconstructive: A1B1C3 (matriță cilindrică, semifabricat montat prin reținere, echipament hidraulic),A1B2C3 (matriță cilindrică, montarea fără reținere a semifabricatului, echipament hidraulic),A1B2C2 ( matriță cilindrică, montarea fără reținere a semifabricatului, echipament automatizat) şiA1B1C2 (matriță cilindrică, semifabricat montat prin reținere, echipament automatizat).

2.1.4. Alegerea variantei optime din punct de vedere constructiv

În urma alegerii unor soluţii optime care să poată sta la baza proiectării noului echipamentde ambutisare, s-au comparat variantele constructive alese anterior, prin metodă selectivă, utilizând,,tehnica deciziei impuse ‘. S-au luat în calcul o serie de criterii de apreciere după cum urmează:K1 – Posibilitatea de a realiza cât mai uşor operația de ambutisare;K2 – Simplitate din punct de vedere constructiv – funcţional şi tehnologic;K3 – Posibilitatea de schimbare a poansonului;K4 – Siguranță în exploatare.

Pentru a putea stabili importanța fiecărui criteriu menţionat s-a propus o clasificare conform(tabelului 2.2.). Alegerea criteriului se face prin compararea soluţiilor între ele, două câte două, prinpunctarea fiecăruia cu valoarea de 0 sau 1, în cazul în care importanţa unui criteriu este diferită de aceluilalt, şi 0,5 pentru criteriile de aceeași importanţă.

Numărul de decizii se calculează cu următoarea relaţie [120]:

(2.1)

unde n reprezintă numărul criteriilor luate în considerare.După efectuarea analizei rezultatelor obţinute în (tabelul 2.2) rezultă că ordinea importanţei

criteriilor de apreciere, alese anterior în scopul proiectării echipamentului de ambutisare, conţineurmătoarea formă: Criteriul K1 este pe primul loc; Criteriul K3 este pe locul al doilea; Criteriul K2este pe locul al treilea; Criteriul K4 este la fel cu criteriul K2.

Tabel 2.2 Stabilirea coeficienților de importanțăNumărul criteriului

de decizie1 2 3 4 5 6

Totaldecizii N

Coeficientul deimportanță N/D

K1 1 1 0,5 2,5 0,42K2 0 0,5 0,5 1 0,16K3 0,5 0,5 0,5 1,5 0,25K4 0,5 0,5 1 0,16

Total 1 1 1 1 1 1 6 1


14

2.2. CONTRIBUȚII TEORETICE PRIVIND VARIAȚIA FORȚEI DE AMBUTISARE ÎNRAPORT CU RAZA RELATIVĂ ŞI UNGHIUL DE RACORDARE A PLĂCII DE

AMBUTISARE

Pentru studiul teoretic al variației forței de ambutisare în raport cu raza relativă şi unghiul deracordare a plăcii matriței pentru operația de ambutisare se are în vedere expresia uzuală folosităpentru forţa de ambutisare conform [18], [60] și expusă în relația (2.3):

22 2ln

22 1

pl cc

pl

D d r gRF d g q e

rr g dg

unde: (2.3)

d = diametrul exterior al piesei finale; D = diametrul semifabricatului; σc = tensiunea decompresiune; R = raza semifabricatului; r = raza piesei finale; µ = coeficientul de frecare; q =presiunea de apăsare; rpl = raza plăcii de ambutisare; g = grosimea semifabricatului; α = unghiulporțiunii racordate a plăcii de ambutisare.

Pentru a efectua analiza propusă, din ecuaţia (2.3) extragem expresia inclusă între acolade şifacem notaţiile folosind expresiile (2.4), (2.5), (2.6) :

22 2ln

22 1

pl cc

pl

D d r gRq e

rr g dg

și (2.4)

222ln 2 1

2 22 1

pl pl cc

pl

r rR q D e q de g

rg r g d g d g gg

sau (2.5)

2

2

ln 1 22 2 2 1

cc

R q D e q g dx e x

r g d d g x

(2.6)

Se constată că forţa de ambutisare este proporţională şi de aceiaşi natură în privinţamonotoniei atât cu funcţia cât şi cu funcţia x .

Pentru toate situaţiile practice concrete – în care

1R

r și 2 plD d r g şi expresia :

22 2ln 0

2pl

c

D d r gRC q

r g d

Prin urmare, funcţia este de aceiaşi natură în privinţa monotoniei cu funcţia

exponenţială e , funcţie care este monoton crescătoare .Cu notaţiile din expresiile (2.7)

2

ln 0, 02 2c

R q D e q gA e B

r g d d

(2.7)

funcţia x poate fi retranscrisă sub forma (2.8):

2

1 22 1

cdx A B x

g x

(2.8)


15

Pentru a deduce monotonia funcţiei x efectuăm derivarea şi obţinem (2.9):

2

' 4 1 2 22 1

cdx B x

g x

(2.9)

Deoarece 1 2 0d g x și 22 1 0c x , considerând şi semnul lui B dat în relaţia

(2.7), rezultă ' 0x , deci funcţia x este strict descrescătoare .

În urma analizei efectuate asupra variabilității parametrilor ce determină forța de ambutisares-a stabilit concluzia referitoare la monotonia forţei de ambutisare ce este crescătoare în raport cuunghiul porțiunii racordate a plăcii matriței α şi este descrescătoare faţă de raportul x= rpl/g.

Pentru eficientizarea procesului de ambutisare, se are în vedere diminuarea forței deambutisare; în acest scop, conform analizei de mai sus, dispunem de următoarele două mijloace:

1°- micşorarea unghiului α, eventual până la valoarea minimă acceptabilă din punct devedere tehnologic;

2°-mărirea raportului x= rpl/g (deoarece grosimea g este impusă de semifabricat, trebuiemărită raza plăcii de ambutisare, rpl, dar respectând restricțiile de ordin tehnologic).

2.3. CONTRIBUȚII TEORETICE PRIVIND FORMULAREA PROBLEMELOR DEAMBUTISARE ADÂNCĂ CU AJUTORUL METODEI ELEMENTULUI FINIT (MEF)

Studiul procesului de ambutisare adâncă a pieselor de revoluţie cilindrice, se realizează îndouă etape.

În etapa I semifabricatul plan (disc) este transformat într-o piesă (semifabricat) cavă,utilizând un poanson şi o placă matriţă cu diametrul mai mare decât al piesei finale. În etapa a II-ase continuă deformarea semifabricatului cav, utilizând un poanson şi o placă matriţă cu diametrulcorespunzător piesei finale, până la atingerea adâncimii finale.

Tehnologia de prelucrare este una considerată convenţională, prin urmare forţa deambutisare F este realizată cu ajutorul unei prese hidraulice şi este aplicată prin intermediulpoansonului, ce acționează asupra semifabricatului obținându-se piesa finală.

Efectul anizotropiei asupra caracteristicilor de deformabilitate a semifabricatului, în specialîn domeniul plastic, este deosebit de important şi de aceea a fost luat în calcul în cadrul modelariimatematice.

Variabilele în cadrul procesului de ambutisare sunt în număr foarte mare, acestea fiind dupănatura lor, sistematizate astfel:

1° - de material (corelate prin ecuaţiile constitutive efort funcţie de deformaţie şi viteza dedeformare);

2°- de echipament (corelate prin caracteristica sarcină - energie);3°- de frecare (coeficientul de frecare, μ sau factorul de forfecare - frecare, m).Procesul de ambutisare fiind unul dinamic, modelele matematice aferente acestui proces

constau din:1°- ecuaţiile de guvernare a procesului; 2°- condiţiile de contur şi 3°- condiţiile iniţiale [118].

Datorită complexităţii acestor modele matematice, am alocat un paragraf aparte pentrudefinirea mărimilor şi principiilor fizice ce au stat la baza deducerii acestor modele.

2.3.1. Modele conceptuale

Materialul semifabricatului este considerat ca fiind mediu continuu deformabil elasto-plastic. În domeniul elastic materialul este considerat anizotrop axial-simetric, iar în domeniul


16

plastic - ortotropic (axele principale de anizotropie sunt perpendiculare 2 câte 2), iar în modelare vafi adoptată anizotropaia normală (pe direcţia de ambutisare).

În raport cu variabilele independente spaţiale adoptate în reprezentarea matematică adeformării unui mediu continuu, sunt utilizate două tipuri de modele [118]:

1°- Lagrange: coordonatele Xi, (i=1, 2, 3), ale unei particule din starea de referinţă(nedeformată); 2°- Euler: coordonatele xi, (i=1, 2, 3) ale unui punct material din starea deformată.

Modelele matematice au fost analizate, în general, în domeniul 3D, iar ulterior, pentrureducerea numărului de variabile spaţiale la două, s-au adoptat următoarele cazuri particulare:

- domeniu plan, pentru deformarea fundului piesei;- domeniu axial simetric – pentru pereţii laterali, cilindrici, ai piesei.

2.3.2. Ecuaţiile de guvernare pentru materiale rigid-plastice

Ecuaţiile de guvernare pentru problemele de deformare plastică cvasi-statică amaterialelor rigid-plastice cuprind [118]:

Ecuaţiile de echilibru de tipul ,x X t devin: 0ij

ix

sau , 0ij i (2.10)

Yield criterion f ij C (constantă) şi efortul unitar efectiv de forma expresiei

1 2

1 2' '1 3

22 2

2 2 3 11 3

2 2 ij ij pF W (2.11)

au formele:

f ij C şi 1 2' '3,

2 ij ij (2.12)

Ecuaţiile constitutive tipp

ijij

f

sau pij

ij

fd d

(2.13)

din regula de curgere asociată funcţiei (yield criteria) ijf devin:

ij

ijij

f

(2.14)

unde şi d sunt constante de proporţionalitate pozitive.Se iau în considerare condiţiile de compatibilitate :

1

2ji

ijj i

uue

x x

(2.15)

În 3D avem 9 necunoscute: 6 componente ale eforturilor unitare şi 3 componente ale vitezei(ratei deformaţiilor unitare).

2.3.3. Condiţii de contur

Conturul domeniului, S, în funcţie de natura condiţiilor de contur, este subdivizat astfel: u FS S S Su = porţiunea pe care se impun condiţii referitoare la viteze;SF = porţiunea pe care se impun condiţii referitoare la forţe şi eforturi unitare.Astfel, condiţiile de contur constau din următoarele relaţii:


17

* , pentrui j i j j uu x u x x S (2.16)

şi * , pentrui j i j j FF x F x x S (2.17)

unde *i ju x şi *

i jF x sunt funcţii date.

2.3.4. Condiţii iniţiale

Procesul de ambutisare dinamic este echivalat printr-o succesiune de regimuri cvasi-statice,considerate la momente impuse prin pasul de timp Δt ; pasul de timp Δt trebuie să fie mai micdecât timpul necesar unei unde, care se deplasează cu viteza sunetului, c, să parcurgă distanţaminimă, Δx , dintre două noduri adiacente din reţeaua de discretizare în elemente finite [76]:

x xt

c E

(2.18)

unde E este modulul de elasticitate al materialului (metalului), iar ρ – densitatea acestuia.Distanţa minimă, Δx , pentru orice element finit (E.F.), trebuie să satisfacă relaţiile:- pentru E.F. triunghiulare,

1 2 3min , ,x L L L (2.19)

unde iL , (i=1, 2, 3) sunt lungimile laturilor E.F. triunghiular;

- pentru E.F. patrulatere,

1 2 3 4 1 2min , , , , ,x L L L L D D (2.20)

unde iL , (i=1, 2, 3, 4) şi 1 2,D D sunt lungimile laturilor şi, respectiv, lungimile diagonalelor E.F.patrulater.

Este foarte dificil de obţinut o soluţie completă a sistemului (2.10) ÷ (2.15), care să verificetoate condiţiile de contur (2.16) şi (2.17); din acest motiv au fost deduse diferite metodeaproximative care se bazează pe ipoteze simplificatoare proprii (de ex.: se neglijează porţiuneaelastică a deformaţiei considerând doar porţiunea plastică ca o problemă de curgere). Dar cele maibune rezultate în rezolvarea problemelor de ambutisare au fost obţinute prin MEF, metodă careimplică principiul variaţional şi discretizarea în elemente finite.

2.5. CONTRIBUȚII LA STUDIUL AMBUTISĂRII ADÂNCI CU AJUTORUL MEF

Sistemele moderne de proiectare și simulare cu ajutorul MEF oferă posibilitatea efectuăriiunor calcule matematice și evaluări complexe, punând la dispoziția utilizatorilor biblioteci cumetode de calcul algebric, statistic, calcul automat pentru suprafețe și volume, determinareamomentelor de inerție, calcule de rezistență cu elemente finite etc.

Din multitudinea programelor bazate pe MEF, se va analiza comportarea semifabricatului,în cadrul procesului de ambutisare a pieselor cilindrice adânci, cu ajutorul softului ANSYS.

Programul ANSYS este printre cele mai complete programe generale ce utilizează MEF. Cuajutorul programului ANSYS se poate studia: influenţa mărimii şi formei semifabricatului, influenţatensiunilor ce apar în material, mărimea forţelor de deformare şi nu în ultimul rând influenţa forțelorde frecare .

Programul ANSYS este structurat pe trei componente generale: preprocesarea, analiza șipostprocesarea.


18

2.5.7. Analiza cu ajutorul elementului finit a procesului de ambutisare și interpretarearezultatelor

În urma analizei cu element finit a procesului de ambutisare cilindrică adâncă s-a studiatcomportarea semifabricatelor din tablă sub formă de disc având diametrul de 77 mm, cu grosimeade 1 mm.

Operația de ambutisare analizată este fără reținerea semifabricatului, soluție constructivăidentificată utilizând metoda diagramei de idei, realizată în cadrul acestui capitol. Simulareaprocesului de ambutisare cu ajutorul programului Ansys, a vizat patru tipuri de materiale metalice,două oțeluri și două materiale neferoase. S-au efectuat un număr de 12 analize cu element finitdiferențiate prin cele patru tipuri de materiale, de jocul dintre elementele active, forța cu care esteacționat poansonul, în funcție de condițiile de lubrifiere (cu ungere sau fără ungere).

În (tabelul 2.9.) sunt prezentați parametrii de ieșire: deplasarea poansonului, deformaţiamaximă a semifabricatului, şi tensiunea normală maximă din cadrul semifabricatului în funcţie deparametrii de intrare: jocul dintre elemente active, forța cu care este acționat poansonul și condițiilede lubrifiere, pentru semifabricat marca X5CrNi18-10.

Simularea s-a realizat cu variația jocului dintre elementele active j = 0,35; 0,60; 0,85; 1,10;1,35; 1,85, utilizând poansoane cu diametre diferite, cu sau fără ungere.

Tabel 2.9. Rezultatele simulării numerice la prima operaţie a procesului de ambutisare pentrusemifabricatul din oțel inoxidabil marca X5CrNi18-10

Parametrii de intrare Parametrii de ieșire

Nr.crt.

Diametrulpoansonului

[mm]

Joculj

[mm]

Forțamaximă

F[kN]

Cu ungere(U) / Fără

ungere(FU)

Deplasareapoansonului

[mm]

Deformațiasemifabricatului

pe axa Oxrază [mm]

Tensiuneanormală

maximă, T[MPa]

1 43,5 0,35 55 FU 46,32 23,82 367,282 43,5 0,35 53 U 45,55 23,81 352,723 43 0,60 53 FU 48,95 23,85 347,534 43 0,60 51 U 46,48 23,83 305,485 42,5 0,85 49 FU 48,09 23,88 298,546 42,5 0,85 47 U 45,38 23,86 282,477 42 1,10 47 FU 49,37 23,94 274,348 42 1,10 45 U 48,44 23,93 257,429 41,5 1,35 45 FU 48,02 23,95 251,3910 41,5 1,35 43 U 45,89 24,10 248,7611 40,5 1,85 43 FU 47,16 24,26 242,8712 40,5 1,85 41 U 45,97 24,20 240,95

Valorile maxime ale tensiunii normale sunt obținute în urma realizării simulării cu ajutorulelementului finit (figura 2.11). Valoarea tensiunii normale maxime de 298,54 MPa, îi corespundeun joc de 0,85 mm între elementele active.

Deformația maximă a semifabricatului obținută în urma experiențelor prin simulare,reprezintă raza interioară a piesei (figura 2.12), cu valoarea de 23,947 mm, pentru un joc de 1,10mm.

În urma analizei cu element finit a semifabricatului marca S235JR, rezultatele obținuteprivind deplasarea poansonului, deformaţia maximă a semifabricatului, şi tensiunea normalămaximă, au fost centralizate în cadrul (tabelului 2.10.) ținând cont de variația jocului dintre


19

elemente active, forța cu care este acționat poansonul și condițiile de lubrifiere. Experiențele au fostrealizate utilizând poansoane cu diametre diferite, astfel obținându-se o variație a jocului dintreelementele active j = 0,35; 0,60; 0,85; 1,10; 1,35; 1,85. Pentru fiecare experiment, simularea s-arealizat cu ungere sau fără ungere. Valoarea maximă a tensiunii normale este obținută în urmarealizării simulării cu ajutorul elementului finit (figura 2.13), având valoarea de 281,56 MPa,corespunzător un joc de 0,85 mm între elementele active corespunzător unei deformări maxime peOX a semifabricatului reprezentând raza interioară a piesei de 23,80 mm.

Deformația maximă a semifabricatului marca S235JR, obținută în urma simulării, reprezintăraza interioară a piesei (figura 2.14), cu valoarea de 23,817 mm, pentru un joc de 0,85 mm.

Următorul material studiat cu ajutorul elementului finit este o alamă marca CW508L, iarrezultatele fiind structurate în parametrii de intrare și cei de ieșire (tabelul 2.11). Experiențele aufost realizate utilizând semifabricatul marca CW508L, cu ajutorul poansoanelor cu diametrediferite, astfel obținându-se o variație a jocului dintre elementele active j = 0,35; 0,60; 0,85; 1,10;1,35; 1,85.

Fig. 2.11 Tensiune normală maximă pe direcțiaOX [MPa] obținută la simularea ambutisării

Fig. 2.12 Deformația maximă a semifabricatuluipe direcția axei OX, raza piesei [mm] obținută

la simularea ambutisăriiTabel 2.10. Rezultatele simulării numerice la prima operaţie a procesului de ambutisare pentru

semifabricatul din material marca S235JRParametrii de intrare Parametrii de ieșire

Nr.crt.


[mm]

Joculj

[mm]

Forțamaximă

F[kN]


ungere(FU)


[mm]


pe axa Oxrază [mm]

Tensiuneanormală

maximă, T[MPa]



20

Pentru fiecare joc s-a realizat simulare cu ungere sau fără ungere. Valoarea maximă atensiunii normale variază de la valoarea 293,72 MPa corespunzător unei deformații maxime dupădirecția OX de 23,97 mm, până la valoarea de 228,54 MPa ce îi este corespunzător o deformaremaximă de 24,39 mm, reprezentând raza interioară a piesei.

Fig. 2.13 Tensiunea normală maximăpe direcția OX [MPa] pentru S235JR

determinată prin analiză cu element finit

Fig. 2.14 Deformația maximă a semifabricatuluipe direcția axei OX, raza piesei [mm]


Tabel 2.11. Rezultatele simulării numerice la prima operaţie a procesului de ambutisarepentru semifabricatul din material marca CW508L


Nr.crt.


[mm]

Joculj

[mm]

Forțamaximă

F[kN]


ungere(FU)


[mm]


pe axa Oxrază [mm]

Tensiuneanormală

maximă, T[MPa]


Valoarea maximă a tensiunii normale variază de la valoarea 293,72 MPa corespunzător uneideformații maxime după direcția OX de 23,97 mm, până la valoarea de 228,54 MPa ce îi estecorespunzător o deformare maximă de 24,39 mm, reprezentând raza interioară a piesei.

Tensiunea normală maximă de 264,18 MPa (figura 2.15),corespunde pentru o deformare pedirecția axei OX de 23,87 mm, reprezentând raza interioară a piesei, pentru jocul dintre elementeleactive de 0,85 mm. Valoarea maximă a deformării este de 24,167 mm (figura 2.16) corespunzătortensiunii normale 247,86 MPa, la jocul dintre elementele active de 1,10 mm.


21

Fig. 2.15 Tensiunea normală maximăpe direcția OX [MPa] pentru CW508L



determinată prin analiză cu element finitCel de-al patrulea material aluminiu marca EN-AW1050 ce se prezintă sub formă de disc cu

grosimea de 1mm a fost studiat cu ajutorul elementului finit. În urma studiului s-a constatat că piesarezultată se rupe fiind totodată și încrețită (figura 2.17). Simularea s-a realizat cu toate poansoaneleavând diametre diferite, variind de la 43,5 mm până la 40,5 mm, rezultatul fiind același. Prin urmarematerialul nu se pretează ambutisării.

Fig.2.17. Deformarea maximă pentru EN AW 1050obținută în urma simulării cu element finit

Analizând datele obținute la prima ambutisare (tabelele 2.9; 2.10; 2.11) se constată căvaloarea coeficientului limită de ambutisare LDR variază în funcție de joc în intervalul 1,58 ÷ 1,61pentru oțelul inoxidabil X5CrNi18-10. Pentru oțelul de construcții S235JR valoarea LDR variazăîntre 1,58 şi 1,62. Pentru cel de-al treilea material CW508L, valoarea LDR este cuprinsă între 1,59÷ 1,60.

Pentru operația a doua de ambutisare, se utilizează drept semifabricat piesele obținute laprima operație. Se parcurg aceeași pași ca și la simularea precedentă a primei operații deambutisare, se stabilesc: sistemul de axe, discretizarea, introducerea constrângerilor și a forțelorimplicate în proces.

S-au utilizat poansoane a căror diametre variază de la 31,9 mm până la 29,4 mm, pentru undiametru interior a matriței de 34,60 mm rezultând astfel jocuri cuprinse 0,35mm până la 1,85mm(tabelul 2.12), pentru oțelul X5CrNi18-10.

S-au realizat un număr de 12 analize cu element finit diferențiate. Valoarea maximă atensiunii normale variază de la valoarea 454,58 MPa corespunzător unei deformații maxime după


22

direcția OX de 18,92 mm, până la valoarea de 328,25 MPa ce îi este corespunzătorre o deformaremaximă de 18,23 mm, reprezentând raza interioară a piesei.

Tensiunea normală maximă de 435,83 MPa (figura 2.18) corespunde unei deformări pedirecția axei OX de 18,48 mm reprezentând raza interioară a piesei pentru jocul dintre elementeleactive de 0,60 mm. Zona de culoare roșie indică valoarea maximă a tensiunii dar și locul unde esteposibil fisurarea piesei. Valoarea maximă a deformării este de 18,92 mm (figura 2.19)corespunzător tensiunii normale 454,58 MPa, la jocul dintre elementele active de 0,35 mm.

Pentru operația a doua de ambutisare, utilizând piesele obținute la prima operație din oțelulS235JR, se realizează un număr de 12 analize cu element finit diferențiate prin jocul dintreelementele active, forța cu care este acționat poansonul, în funcție de condițiile de lubrifiere. Toateaceste analize sunt structurate în parametrii de intrare și cei de ieșire (tabelul 2.13).

Tabel 2.12. Rezultatele simulării numerice la operația a doua a procesului de ambutisarepentru oțelul marca X5CrNi18-10


Nr.crt.


[mm]

Joculj

[mm]

Forțamaximă

F[kN]


ungere(FU)


[mm]


pe axa Oxrază [mm]

Tensiuneanormală

maximă, T[MPa]

1 31,9 0,35 70 FU 38,02 18,92 454,582 31,9 0,35 68 U 37,25 18,63 440,123 31,4 0,60 68 FU 40,65 18,49 435,834 31,4 0,60 66 U 38,18 18,21 394,785 30,9 0,85 66 FU 39,79 18,34 382,846 30,9 0,85 64 U 37,08 17,87 368,717 30,4 1,10 64 FU 41,07 17,89 363,648 30,4 1,10 62 U 40,14 17,93 342,739 29,9 1,35 62 FU 39,72 18,28 338,6210 29,9 1,35 60 U 37,59 18,11 335,0611 29,4 1,85 60 FU 38,86 18,47 330,5712 29,4 1,85 58 U 37,67 18,23 328,25

Fig. 2.18 Tensiunea normală maximăpe direcția OX [MPa] pentru X5CrNi18-10



23

Tabel 2.13. Rezultatele simulării numerice la operația a doua a procesului de ambutisarepentru semifabricatul din oțel marca S235JR


Nr.crt.


[mm]

Joculj

[mm]

Forțamaximă

F[kN]


ungere(FU)


[mm]


pe axa Oxrază [mm]

Tensiuneanormală

maximă, T[MPa]

1 31,9 0,35 45 FU 35,98 18,68 402,172 31,9 0,35 42 U 35,05 18,46 391,613 31,4 0,60 42 FU 35,22 18,44 360,154 31,4 0,60 40 U 35,14 18,32 348,185 30,9 0,85 40 FU 37,17 18,45 342,266 30,9 0,85 38 U 37,35 17,26 335,377 30,4 1,10 38 FU 36,15 17,58 326,528 30,4 1,10 36 U 36,66 17,74 321,849 29,9 1,35 36 FU 36,07 18,96 318,6510 29,9 1,35 34 U 35,73 18,82 314,5411 29,4 1,85 34 FU 35,82 18,78 312,4112 29,4 1,85 32 U 35,14 18,63 311,12

Tensiunii normale maxime de 342,26 MPa (figura 2.20) îi corespunde o deformare pedirecția axei OX de 18,45 mm pentru jocul dintre elementele active de 0,85 mm. Valorii maxime adeformării de 18,783 mm (figura 2.21) îi corespunde o tensiune normală de 312,41 MPa, la unjoc dintre elementele active de 1,85 mm.

Zonele având culoarea roșie indică în primul rând o valoare maximă a tensiunii dar și zonaîn care este posibil apariția fisurării piesei.

Se poate constata că pericolul de fisurare este prezent în zona de racordare a piesei, acolounde se subțiază materialul.

Valoarea maximă pozitivă a tensiunii normale reprezintă o tensiune de întindere, iarvaloarea negativă este o tensiune de compresiune.

Fig. 2.20 Tensiunea normală maximăpe direcția OX [MPa] pentru S235JR


La operația a doua de ambutisare, pentru CW508L se utilizează ca și în cazurile precedentepiesele obținute la prima operație realizându-se un număr de 12 simulări cu element finit.


24

Rezultatele experiențelor sunt structurate în parametrii de intrare și cei de ieșire (tabelul2.13), fiind caracterizate de o variație a tensiunii normale maxime 3de la 57,52 MPa la valoarea de292,34 MPa. Jocul dintre elementele active variază ca și în cazurile precedente de la valoarea0,35mm până la 1,85 mm.

Tabel 2.14. Rezultatele simulărilor numerice la operația a doua a procesului de ambutisarepentru semifabricatul din alamă marca CW508L


Nr.crt.


[mm]

Joculj

[mm]

Forțamaximă

F[kN]


ungere(FU)


[mm]


pe axa Oxrază [mm]

Tensiuneanormală

maximă, T[MPa]


Fig. 2.22 Tensiunea normală maximăpe direcția OX [MPa] pentru CW508L

Fig. 2.23 Deformația maximă a semifabricatului pedirecția axei OX, raza piesei [mm]

2.5.8. Modelarea matematică a rezultatelor obținute prin simulări numericeDin analiza calitativă a graficelor corelațiilor dintre forța de ambutisare maximă şi joc,

precum şi dintre tensiunea normală maximă şi joc, elaborate pe baza datelor din tabelele 2.9÷2.14(vezi Anexe), în vederea unui studiu cantitativ detaliat al preciziei, am selectat trei tipuri decorelații:


25

I°. ny P x (2.61)

II°. lnny P x (2.62)

III°. lnnP x

y e (2.63)

unde nP u este un polinom de gradul n iar variabila independentă formală u este definită astfel:

u x pentru tipul I°; lnu x pentru tipurile II° şi III° (2.64)

Formal, pentru prelucrarea statistică, dispunem de următoarele perechi de date: ,i ix y cu 1,2, ,i N sau ,x y (2.65)

unde x şi y sunt vectori N-dimensionali.Deoarece numărul de valori aferente jocului este limitat la valoarea N=6, pentru gradul n am

adoptat valorile 1÷3; astfel pentru polinomul nP u au rezultat următoarele trei expresii concrete:

nP u a u b (polinom de gradul întâi) (2.66)

2nP u a u b u c (polinom de gradul doi) (2.67)

3 2nP u a u b u c u d (polinom de gradul trei) (2.68)

Coeficienții polinomiali din relațiile (2.66)÷(2.68) sunt considerați elementele vectorului(n+1) – dimensional C. Vectorul C a fost dedus apelând funcția standard din Matlab polyfit.m(bazată pe algoritmul metodei celor mai mici pătrate) cu sintaxele de mai jos, diferențiate după tipulcorelației:

, ,polyfit nC x y - pentru tipul I° (2.69)

ln , ,polyfit nC x y - pentru tipul II° (2.70)

ln , ln ,polyfit nC x y - pentru tipul III° (2.71)

Precizia corelaţiilor este evaluată prin coeficientul de corelaţie R (numai în cazul n=1) şiprin abaterea medie pătratică σ, denumită şi abaterea standard.

Ȋn MATLAB, coeficientul R şi norma unui vector se determină apelând funcţiile standardcorrcoef.m şi, respectiv, norm.m; astfel, pentru cele trei tipuri de corelaţii, au fost utilizateurmătoarea sintaxă:

,R corrcoef x y şi , 2nnorm P x y - pentru tipul I° (2.74)

ln ,R corrcoef x y şi ln , 2nnorm P x y - pentru tipul II° (2.75)

ln , lnR corrcoef x y şi ln, 2

nPnorm e

xy - pentru tipul III° (2.76)

O corelaţie este cu atât mai precisă cu cât valoarea absolută (modulul) coeficientului decorelație, |R|, este mai apropiată de unitate, iar abaterea medie pătratică σ este mai mică; astfelindicatorii |R| şi σ sunt utilizați atât în stabilirea tipului de corelație (I°, II° sau III°) cât şi a graduluipolinomului nP u (n =1, n =2 sau n =3).

În cadrul aceluiaşi tip, corelația prezintă o expresie analitică mai simplă (deci mai lesne deutilizat) dar şi abaterea σ mai mare cu cât gradul n este mai mic (în particular, n=1); în vedereastabilirii gradului n, fără însă a diminua inadmisibil de mult precizia corelației, am propusurmătorul criteriu:

2 3 1 2

2 3 1 2

2 3

100 1 & 100 1 1100 1 & 100 1 2

100 1 3

p p np p n

p n

(2.77)


26

unde σ1, σ2 şi σ3 reprezintă abaterea medie pătratică corespunzătoare, respectiv, polinoamelor degrad n=1, n=2 sau n=3, iar p – diminuarea admisibilă a abaterii σ, redată procentual, la adoptareaunui polinom de grad imediat inferior.

S-a exemplificat aplicarea modelului matematic expus mai sus la determinarea corelaţiilorforță de ambutisare maximă simulată-joc şi tensiune normală maximă simulată – joc atât în variantafără ungere (FU), cât şi în cea cu ungere (U), pentru semifabricatul din alamă marca CW508L,numai în operația a doua a procesului de ambutisare.

Rezultatele referitoare la coeficienții polinomiali din relațiile (2.66)÷(2.68) şi indicatorii deprecizie - abaterea medie pătratică σ şi/sau coeficientul de corelaţie R - ai celor trei tipuri decorelaţii (2.61)÷(2.63) au fost centralizate în tabelele 2.15÷2.20; prin urmare, pentru fiecare din cele4 dependenţe (2.78)÷(2.81) au fost determinate câte 9 corelații.

Tabel 2.15. Corelaţii de tipul I° pentru dependența forţă de ambutisare maximă simulată - joc

Semifabricat/ Operație

FU

UGrad

polinom

Coeficienții corelației polinomiale Abatereamedie pă-tratică, σ

|R|(pt. n=1)a b c d

1 2 3 4 5 6 7 8 9

CW508LOP2

FUn=1 -6,0000 47,6000 - - 0,4472 0,9906n=2 1,5238 -12,4000 53,9390 - 0,2182n=3 -8,44e-14 1,5238 -12,4000 53,9390 0,2182

Un=1 -5,5429 45,0114 - - 0,6370 0,9781n=2 1,9048 -13,5429 52,9352 - 0,4094n=3 3,2464 -18,5474 27,8647 26,0479 0,2871

Tabel 2.16. Corelaţii de tipul I° pentru dependența tensiune normală maximă simulată - joc


FU

UGrad

polinom


|R|(pt. n=1)a b c d

1 2 3 4 5 6 7 8 9

CW508LOP2

FU1 -41,9434 408,9359 - - 5,5246 0,9715|2 20,9390 -129,8874 496,0424 - 1,32243 10,9148 -47,8241 9,3306 405,6434 0,8863

U1 -38,2160 395,9656 - - 4,5851 0,97622 17,2838 -110,8080 467,8662 - 1,19123 -0,3339 19,3875 -115,0671 470,6318 1,1908

Tabel 2.17. Corelaţii de tipul II° pentru dependența forţă de ambutisare maximă simulată - joc


FU

UGrad

polinom


|R|(pt. n=1)a b c d

1 2 3 4 5 6 7 8 9

CW508LOP2

FUn=1 -12,1397 43,6517 - - 0,2213 0,9977n=2 0,0827 -12,2508 43,6840 - 0,2212n=3 2,4305 -4,8512 -9,1933 43,1221 0,2193

Un=1 -11,2555 41,3913 - - 0,4590 |0,9887n=2 1,2813 -12,9762 41,8918 - 0,4517n=3 24,3516 -48,1536 17,6583 36,2612 0,3459


27

Tabel 2.18. Corelaţii de tipul II° pentru dependența tensiune normală maximă simulată - joc


FU

UGrad

polinom


|R|(pt. n=1)a b c d

1 2 3 4 5 6 7 8 9

CW508LOP2

FUn=1 -85,9413 382,0591 - - 6,9629 0,9909n=2 37,9052 -136,8443 396,8656 - 2,0206n=3 161,5046 -289,9565 66,3292 359,5220 0,6079

Un=1 -78,1533 371,3761 - - 5,4466 0,9938|n=2 30,0360 -118,4887 383,1088 - 1,3930n=3 67,6182 -107,2320 -33,4247 367,4739 1,1356

Tabel 2.19. Corelaţii de tipul III° pentru dependența forţă de ambutisare maximă simulată - joc


FU

UGrad

polinom


|R|(pt. n=1)a b c d

1 2 3 4 5 6 7 8 9

CW508LOP2

FUn=1 -0,3435 3,7966 - - 0,0073 0,9969n=2 -0,0557 -0,2687 3,7749 - 0,0064n=3 0,0660 -0,1896 -0,1857 3,7596 0,0064

Un=1 -0,3334 3,7419 - - 0,0139 0,9881n=2 -0,0081 -0,3226 3,7388 - 0,0139n=3 0,7622 -1,5554 0,6363 3,5625 0,0106

Tabel 2.20. Corelaţii de tipul III° pentru dependența tensiune normală maximă simulată - joc


FU

UGrad

polinom


Obsv.a b c d

1 2 3 4 5 6 7 8 9

CW508L/ OP2

FUn=1 -0,2640 5,9570 - - 0,0085 0,9930n=2 0,0873 -0,3812 5,9910 - 0,0064n=3 0,5164 -0,9612 0,2685 5,8716 0,0017

Un=1 -0,2444 5,9271 - - 0,0060 0,9958n=2 0,0666 -0,3338 5,9531 - 0,0043n=3 0,2211 -0,3823 -0,0556 5,9020 0,0034

Pentru o eficientă analiză comparativă, datele referitoare la indicatorii de precizie aifiecăreia din cele 9 corelaţii pentru fiecare dependență, au fost sistematizate în (tabelele 2.21÷2.24). Considerând şi condițiile (2.77), atribuind pentru diminuarea admisibilă a abaterii σvaloarea p =10%, s-a stabilit corelația optimală pentru fiecare din cele 4 dependențe, evidenţiatăprin marcarea valorii abaterii σ cu caractere bold. De exemplu, pentru dependența (2.78) a rezultatca fiind optimală corelaţia de tipul III° cu gradul polinomial n =2 (tabelul 2.21), prezentând abatereaσ = σ 2=0,0064; de asemenea, s-au marcat cu caractere bold aldine valorile pentru modulul|R|=0,9969 şi abaterea σ = σ 1= 0,0073 - corespunzătoare corelaţiei de tipul III° cu gradulpolinomial n =1.


28

Tabel 2.21. Compararea preciziei corelațiilor pentru dependența forței de ambutisare maximesimulate de joc la a doua operaţie de ambutisare pentru semifabricatul din alamă marca CW508L,

fără ungereGrad polinom n=1 n=2 n=3

Tipulcorelației

|R| σ1 σ2 1 2100 1 σ3

2 3100 1

nF P j 0,9906 0,4472 0,2182 104,95 0,2182 0,00

lnnF P j 0,9977 0,2213 0,2212 0,05 0,2193 0,87

lnnP jF e

0,9969 0,0073 0,0064 14,06 0,0064 0,00

Tabel 2.22. Compararea preciziei corelațiilor pentru dependența forței de ambutisare maximesimulate de joc la a doua operaţie de ambutisare pentru semifabricatul din alamă marca CW508L,

cu ungereGrad polinom n=1 n=2 n=3

Tipul corelației |R| σ1 σ2 1 2100 1 σ3 2 3100 1

nF P j 0,9781 0,6370 0,4094 55,59 0,2871 42,60

lnnF P j 0,9887 0,4590 0,4517 1,62 0,3459 30,59

lnnP jF e

0,9881 0,0139 0,0139 0,00 0,0106 31,13

Tabel 2.23. Compararea preciziei corelațiilor pentru dependența tensiunii normale maxime simulatede joc la a doua operaţie de ambutisare pentru semifabricatul din alamă marca CW508L, fără

ungereGrad polinom n=1 n=2 n=3


nT P j 0,9715 5,5246 1,3224 317,77 0,8863 49,20

lnnT P j 0,9909 6,9629 2,0206 244,60 0,6079 232,39

lnnP jT e

0,9930 0,0085 0,0064 32,81 0,0017 276,47

Tabel 2.24 Compararea preciziei corelațiilor pentru dependența tensiunii normale maxime simulatede joc la a doua operaţie de ambutisare pentru semifabricatul din alamă marca CW508L, cu ungere

Grad polinom n=1 n=2 n=3Tipul

corelației |R| σ1 σ2 1 2100 1 σ3 2 3100 1

nT P j 0,9762 4,5851 1,1912 284,91 1,1908 0,03

lnnT P j 0,9938 5,4466 1,3930 291,00 1,1356 22,67

lnnP jT e

0,9958 0,0060 0,0043 39,53 0,0034 26,47

Sistematizând rezultatele evidențiate în tabelele (2.21)÷(2.24) şi preluând din (tabelele 2.19şi 2.20) coeficienții polinomiali corespunzători corelațiilor optimale au fost deduse expresiileanalitice concrete pentru dependențele (2.78)÷(2.81), centralizate în ( tabelul 2.25 – col. a 5-a).


29

Deoarece corelațiile aferente tipului optimal, corespunzătoare gradului polinomial n=1deoarece prezintă pentru modulul coeficientului de corelație valori apropiate de unitate, chiar dacănu satisfac condițiile (2.77), acestea pot fi aplicate în calcule expeditive; din acest motiv, acestecorelații au fost centralizate în (tabelul 2.26 – col. a 6-a).

Tabel 2.25.Corelațiile optimale de grad superior la a doua operaţie de ambutisarepentru semifabricatul din alamă marca CW508L

Nr.crt. Dependența

FU

U

Abatereamedie pătratică,

σ

Corelație optimală(tip III°, u=ln j)

1 2 3 4 5

1 Forță de ambutisaremaximă simulată - joc

FU 0,00642-0,0557 -0,2687 3,7749u uF e

2 U 0,01063 20,7622 -1,5554 0,6363 3,5625u u uF e

3 Tensiune normalămaximă simulată - joc

FU 0,00173 20,5164 -0,9612 0,2685 5,8716u u uT e

4 U 0,00343 20,2211 -0,3823 -0,0556 5,9020u u uT e

Tabel 2.26.Corelațiile optimale de gradul întâi la a doua operaţie de ambutisarepentru semifabricatul din alamă marca CW508L

Nr.crt. Dependența

FU

UCoeficient decorelație, |R|

Abatereamedie pătratică, σ

Corelație optimală(tip III°, u=ln j)

1 2 3 4 5 61 Forță de ambutisare

maximă simulată - jocFU 0,9969 0,0073 -0,3435 3,7966uF e

2 U 0,9881 0,0139 -0,3334 3,7419uF e 3 Tensiune normală

maximă simulată - jocFU 0,9930 0,0085 -0,2640 5,9570uT e

4 U 0,9958 0,0060 -0,2444 5,9271uT e Tabel 2.27.Corelațiile optimale pentru dependența dintre forța de ambutisare maximă simulată şi joc

Nr.crt.

Operație /semifabricat

FU

U


σ

Expresia analitică a corelației,în care lnu j

1 X5CrNi18-10/ OP1

FU 0,0063 3 20,7755 -1,5030 0,5304 3,9645u u uF e 2 U 0,0065 3 20,8085 -1,5693 0,5559 3,9249u u uF e 3 S235JR

/ OP1FU 0,0063 3 20,3240 -0,6448 -0,1222 3,6393u u uF e

4 U 0,0049 3 20,7600 -1,6583 0,5922 3,4154u u uF e 5 CW508L

/ OP1FU 0,0063 3 20,3240 -0,6448 -0,1222 3,6393u u uF e

6 U 0,0049 3 20,7600 -1,6583 0,5922 3,4154u u uF e 7 X5CrNi18-10

/ OP2FU 0,0018 3 20,3227 -0,6735 0,2168 4,2348u u uF e

8 U 0,0019 3 20,3329 -0,6955 0,2245 4,2052u u uF e 9 S235JR

/ OP2FU 0,0046 3 20,2347 -0,4429 -0,1304 3,8778u u uF e

10 U 0,0034 3 20,5625 -1,2019 0,4111 3,7063u u uF e 11 CW508L

/ OP2FU 0,0064 2-0,0557 -0,2687 3,7749u uF e

12 U 0,0106 3 20,7622 -1,5554 0,6363 3,5625u u uF e


30

Tabel 2.28 Corelațiile optimale pentru dependența dintre tensiunea normală maximă simulată şi jocNr.crt.


FU

UAbaterea

medie pătratică, σExpresia analitică a corelației,

în care lnu j1 2 3 4 51 X5CrNi18-10

/ OP1FU 0,0111 3 22,4500 -4,6912 2,0870 5,6390u u uT e

2 U 0,0082 3 20,3751 -0,1940 -0,8099 6,1144u u uT e 3 S235JR

/ OP1FU 0,0086 2-0,4843 -1,0610 6,0958u uT e

4 U 0,0083 3 2-0,4774 +1,5231 -1,7112 6,1792u u uT e 5 CW508L

/ OP1FU 0,0018 3 20,5695 -1,0529 0,2513 5,6868u u uT e

6 U 0,0042 3 20,2778 -0,4893 -0,0563 5,7088u u uT e 7 X5CrNi18-10

/ OP2FU 0,0130 3 21,8100 -3,4234 1,4663 5,9419u u uT e

8 U 0,0058 3 20,4261 -0,3861 -0,5107 6,2630u u uT e 9 S235JR

/ OP2FU 0,0041 3 2-0,1964 +0,8308 -1,1617 6,2747u u uT e

10 U 0,0068 3 2-0,4222 +1,3175 -1,4482 6,2953u u uT e 11 CW508L

/ OP2FU 0,0017 3 20,5164 -0,9612 0,2685 5,8716u u uT e

12 U 0,0034 3 20,2211 -0,3823 -0,0556 5,9020u u uT e

Tabel 2.29. Corelațiile de gradul I aproximative pentru depedența dintreforța de ambutisare maximă simulată şi joc

Nr.crt.


FU


Abatereamedie pătratică, σ

Expresia analitică a corelațieiîn care lnu j

1 2 3 4 5 61 X5CrNi18-10

/ OP1FU 0,9919 0,0121 -0,3495 4,1160uF e

2 U 0,9920 0,0125 -0,3646 4,0838uF e 3 S235JR

/ OP1FU 0,9985 0,0074 -0,5124 3,7092uF e

4 U 0,9959 0,0126 -0,5190 3,6362uF e 5 CW508L

/ OP1FU 0,9985 0,0074 -0,5124 3,7092uF e

6 U 0,9959 0,0126 -0,5190 3,6362uF e 7 X5CrNi18-10

/ OP2FU 0,9971 0,0044 -0,2139 4,3166uF e

8 U 0,9970 0,0046 -0,2207 4,2899uF e 9 S235JR

/ OP2FU 0,9984 0,0058 -0,3806 3,9190uF e

10 U 0,9966 0,0084 -0,3770 3,8598uF e 11 CW508L

/ OP2FU 0,9969 0,0073 -0,3435 3,7966uF e

12 U 0,9881 0,0139 -0,3334 3,7419uF e


31

Tabel 2.30. Corelațiile de gradul I aproximative pentru dependența dintretensiunea normală maximă simulată şi joc

Nr.crt.


FU



σ

Expresia analitică a corelațieiîn care lnu j

1 2 3 4 5 6

1 X5CrNi18-10/ OP1

FU 0,9772 0,0360 -0,6158 6,0951uT e

2 U 0,9665 0,0371 -0,5197 5,9795uT e

3 S235JR/ OP1

FU 0,9608 0,0318 -0,4106 5,9067uT e

4 U 0,9379 0,0365 -0,3666 5,8524uT e

5 CW508L/ OP1

FU 0,9941 0,0096 -0,3266 5,7782uT e

6 U 0,9962 0,0072 -0,3055 5,7439uT e

7 X5CrNi18-10/ OP2

FU 0,9737 0,0298 -0,4736 6,2624uT e

8 U 0,9609 0,0313 -0,4036 6,1744uT e

9 S235JR/ OP2

FU 0,9556 0,0277 -0,3345 6,0606uT e

10 U 0,9355 0,0303 -0,2988 6,0179uT e

11 CW508L/ OP2

FU 0,9930 0,0085 -0,2640 5,9570uT e

12 U 0,9958 0,0060 -0,2444 5,9271uT e

0,35 0,6 0,85 1,0 1,1 1,2 1,2 1,6 1,8528

30

32

34

36

38

40

42Corelatii Forta de ambutisare maxima simulata - Joc

Joc [mm]

F FU, F

U [k

N]

- - - : Grafic corelatie n=3 caz FU

- . - .- : Grafic corelatie n=1 caz FU

x x x : Puncte simulate Ansys caz FU

______ : Grafic corelatie n=3 caz U

- . - . - : Grafic corelatie n=1 caz U

o o o : Puncte simulate Ansys caz U

Fig. 2.24. Compararea relațiilor simulate ale forței de ambutisare maxime în funcție de joc încazurile FU/U la operația a doua a procesului de ambutisare pentru semifabricatul din alamă

CW508L


32

0,35 0,6 0,85 1,0 1,1 1,2 1,35 1,6 1,8 1,85290

300

310

320

330

340

350

360Corelatii Tensiune normala maxima- Joc

Joc [mm]

TnFU

, Tn U

[MPa

]

- - - : Grafic corelatie n=3 caz FU

- . - .- : Grafic corelatie n=1 caz FU x x x : Puncte simulate Ansys caz FU

______ : Grafic corelatie n=3 caz U

- . - . - : Grafic corelatie n=1 caz U

o o o : Puncte simulate Ansys caz U

Fig. 2.25. Compararea relațiilor simulate Tensiune normală – Joc pentru FU/U la operația a doua aprocesului de ambutisare pentru semifabricatul din alamă CW508L

Atât valorile indicatorilor de precizie a corelaţiilor - abaterea medie pătratică, σ şi/saucoeficient de corelație, R – înscrise în tabelele 2.27÷2.30, cât şi alura graficelor din (figurile 2.24,2.25 şi A2.1÷ A2.12) validează precizia ridicată a corelaţiilor aferente celor două operaţii aleprocesului de ambutisare adâncă, pentru toate cele trei mărci de materiale studiate: X5CrNi18-10,S235JR şi CW508L.

2.6. CONCLUZII ȘI CONTRIBUȚII

Procesul de ambutisare cilindrică adâncă poate fi analizat ca un sistem luând în calculprincipalii factori de intrare (compoziţia chimică, proprietăţile fizice şi mecanice a materialului;viteza poansonului; tipul de lubrifiant utilizat), factorii intermediari (raza de la vârful poansonului,diametrul, forma, materialul, rugozitatea suprafeței, duritatea, jocul dintre elementele active),factorii perturbatori (impurități în lubrifiant, microfisuri în materialul poansonului sau matriței,neomogenităţi ale semifabricatului, variaţia necontrolabilă a unor parametri) şi factorii de ieşire(variaţia de grosime a piesei finite, diametrul, duritatea în zona de racordare).

Studiul diagramei de idei a scos în evidenţă că principalul tip de echipament pentruambutisare este o matriță pentru realizarea pieselor cilindrice, fără reținerea semifabricatului,utilizând o presă hidraulică.

Din comparația celor două metode variaționale aplicate studiului ambutisării cilindriceadânci și anume: metoda reziduurilor ponderate și metoda lui Hill s-a dedus matematic faptul cămetoda lui Hill reprezintă un caz particular al metodei reziduurilor ponderate. Principiul metodeireziduurilor ponderate constă în minimizarea erorilor de verificare atât a ecuaţiei cu derivateparțiale, εV, cât şi a condiţiilor de contur aferente, εS, prin anularea produselor scalare dintrediferenţa (εV- εS) şi anumite funcţii de pondere.

Metoda lui Hill are la bază ecuaţia lucrului mecanic virtual, iar prin aplicarea teoremeidivergenței rezultă o formă particulară a ecuației fundamentale aferente metodei reziduurilorponderate.


33

Analiza cu element finit din cadrul prezentului capitol s-a realizat întâmpinând o serie dedificultăți în special referitor la timpul acordat fiecărei simulări. Astfel, s-au realizat un numărînsemnat de încercări eșuate până a ajunge la rezultatele optime.

Pentru obținerea rezultatelor optime s-a realizat un compromis în ceea ce priveștedimensiunea elementului rețelei de discretizare identificând o valoare de 1 mm pentru suprafațasemifabricatului și de 3 mm pentru poanson și placa matriță. Aceste simulări au facilitat rezultatevalide care au putut fi studiate și apoi comparate cu rezultatele determinărilor experimentale.

În baza de date a programului de lucru Ansys s-au introdus valorile caracteristice aleprincipalilor parametri în vederea evaluării precise a comportamentului semifabricatului, astfel încâtprogramul să ajute la identificarea și interpretarea reacției apărute în concordanță cu solicitarea dată.

Astfel, coeficientul de curgere, limita de rupere, limitele corespunzătoare tensiunilor,deformațiilor și alungirilor devin parametrii specifici ai semifabricatului.

O importanță deosebită au avut utilizarea constrângerilor dimensionale și de formă pentruîntregul ansamblu poanson-semifabricat-placă matriță. Sistemele de coordonate proprii pentru uneleelemente active din acest ansamblu au facilitat determinarea mișcării poansonului în funcție decelelalte componente, inclusiv pe direcția dorită și fixarea plăcii matriță.

În urma realizării simulării primei operații de ambutisare s-a constatat că valoareacoeficientului limită de ambutisare LDR variază în funcție de tipul de material utilizat. Astfel, s-aconstat că pentru: oțelul inoxidabil X5CrNi18-10 valoarea LDR variază în intervalul 1,58 ÷ 1,61;oțelul de construcții S235JR valoarea LDR variază între 1,58 şi 1,62 iar în cazul celui de -al treileamaterial, CW508L, valoarea LDR este cuprinsă între 1,59 ÷ 1,60. Prin urmare, fiind cunoscut dinliteratura de specialitate că, pentru ca ambutisarea să poată fi considerată adâncă, coeficientullimită de ambutisare LDR trebuie să fie superior valorii de 1,72. Neîndeplinindu-se aceastăcondiție, a fost necesară realizarea unei operații suplimentare pentru a satisface condiția deambutisare adâncă.

Studiul tensiunii normale ce acționează pe direcția Ox corespunzătoare celor trei tipuri demateriale a scos în evidență că lubrifierea poate influența tensiunea normală cu maxim 10%.

Se constată că, concomitent cu creșterea jocului dintre elementele active, valoarea maximă atensiunii normale descrește odată cu valoarea deformării pe direcția OX ce se identifică ca fiindraza interioară a piesei.

În cadrul acestei analize cu element finit utilizând programul Ansys pentru procesul deambutisare fără reținere s-a evidențiat faptul că, atunci când utilizăm un joc dintre elementele activede valoare mare, poate apărea fenomenul de încrețire a semifabricatului provocând fisurareaacestuia. În unele cazuri poate să apară o rotire a piesei în placa matriță, fenomen ce apare în specialla a doua operație de ambutisare.

Toate simulările numerice cu programul Ansys au fost efectuate pentru şase valori diferiteale jocului incluse în intervalul [0,35; 1,85] mm; valorile pentru forța de ambutisare maximă șitensiunea normală maximă corespunzătoare acestor jocuri, rezultate din aceste simulări, au fostprelucrate statistic prin metoda celor mai mici pătrate considerând nouă variante de corelaţii -bazate pe funcţii polinomiale, logaritmice şi exponenţiale - şi, impunând drept criteriu deperformanţă minimizarea abaterii medii pătratice, în final s-au selectat corelaţiile optimale, care aurezultat de tipul exponențialo-polinomial. Polinoamele aferente acestor corelaţii optimale sunt degrad n≥2, predominant fiind gradul n=3; însă, datorită formei analitice mult mai simple, în paralelau fost considerate şi corelațiile cu polinomul aferent de grad n=1, care au rezultat cu coeficient decorelaţie ce prezintă în modul o valoare foarte apropiată de unitate, deci şi aceste corelaţii prezintă oprecizie ridicată.

Precizia simulărilor realizate pe baza corelațiilor optimale de tip I (ce au gradul I alpolinomului de la exponent ) pentru forța de ambutisare maximă și tensiunea normală, ce au în


34

vedere coeficientul de corelație R și abaterea medie pătratică σ , este optimă pentru un interval aljocului de cuprins între 0,35 ÷ 1,85 mm.

Reprezentările grafice pe intervalul [0,35; 1,85] mm ale corelațiilor de tipul exponențialo-polinomial astfel determinate, atât pentru forța de ambutisare maximă cât şi pentru tensiuneanormală maximă - corelațiile optimale şi cele cu polinomul aferent de gradul n=1– scot în evidenţăşi din punct de vedere calitativ o bună concordanţă cu valorile pentru forța și tensiunea rezultate dinsimulările cu programul Ansys. De asemenea, din aceste reprezentări grafice se constată că atâtforța de ambutisare maximă cât şi tensiunea normală maximă sunt funcții monoton descrescătoarede joc, iar la acelaşi joc în cazul ambutisării fără ungere valorile acestor mărimi fizice sunt mai maricomparativ cu cele din cazul ambutisării cu ungere.

Corelaţiile deduse pentru forța de ambutisare maximă și tensiunea normală maximă, redateatât sub formă analitică cât şi sub formă grafică, pot servi la evaluarea respectivei forţe şi/sautensiuni la modificarea jocului la valori diferite de cele simulate cu pachetul de programe Ansys, depreferinţă incluse în domeniul [0,35; 1,85] mm, cu şi/sau fără menţinerea valorilor pentru parametriigeometrici (grosimea g şi diametrul D ale semifabricatului) şi ai piesei finite (diametrul interior d).

CAPITOLUL 3MATERIALE ȘI ECHIPAMENTE UTILIZATE ÎN STUDIUL

EXPERIMENTAL AL PROCESULUI DE AMBUTISARE A PIESELORCILINDRICE ADÂNCI

3.1. MATERIALE UTILIZATE ÎN PROCESUL DE AMBUTISARE APIESELOR CILINDRICE ADÂNCI

Pentru a realiza studiul procesului de ambutisare a pieselor cilindrice adânci s-au utilizatpatru tipuri de materiale: oţel inoxidabil austenitic, X5CrNi18-10 notat după standardul europeanSR EN 10088-1 [157], (conform firmei Ital-Inox fiind notat cu AISI 304), oţel de construcţie,nealiat, S235JR după standardul european SR EN 10025-2:2004 [155], alamă CW508L dupăstandardul european SR EN 1652:2000 și aluminiu, EN AW 1050 după standardul european SREN485-2:2007. Materialele sunt sub formă de tablă pentru ambutisare adâncă având grosimea de 1mm.

Pentru materialele menţionate mai sus s-a realizat analiza chimică cu ajutorulspectrometrului Foundry - Master de la Facultatea de Ştiința şi Ingineria Materialelor din cadrulUniversității Tehnice “GH. Asachi” din Iași.

3.2. MATRIȚA UTILIZATĂ PENTRU STUDIUL PROCEDEULUI DEAMBUTISARE A PIESELOR CILINDRICE ADÂNCI

Matrița folosită la realizarea studiului procedeului de ambutisare a pieselor cilindrice adâncipoate fi montată pe presa hidraulică de tip HP-U60R produsă de Werner Pfeiderer Germania, aflatăîn dotarea firmei ALVIMEC Lețcani- Iași.


35

Fig. 3.1.a. Imagine cu matrița utilizată pentrustudiul ambutisării pieselor cilindrice adânci

Fig. 3.1.b. Matriță utilizată pentru studiulambutisării pieselor cilindrice adânci

3.3. PRESA HIDRAULICĂ DE TIP HP-U60R - DOMENIUL DE UTILIZARE

Presa hidraulică de tip HP-U60R cu forța de presare de 600 KN, este destinată operațiilor deambutisare, îndoire, ștanțare, îndreptare. Acționarea presei este electrohidraulică, iar comanda seface prin pedală sau din panoul de comandă.

3.4. CUPTOR ELECTRIC UTTIS PENTRU TRATAMENTE TERMICE

Pentru a realiza tratamentul termic de recoacere a pieselor de la prima operație se utilizeazăcuptorul electric UTTIS (figura 3.3) din cadrul firmei ALVIMEC Lețcani ce are caracteristicile:

Capacitatea maximă de încărcare este de 150 kg / șarjă; Temperatura maximă de menținere1200ΟC; Dimensiunile de gabarit 1800x1450x170 (Lxlxh); Greutate 1600kg.

Fig. 3.3. Cuptor electric UTTIS pentru tratamente termice

3.5. ECHIPAMENTE DE MĂSURĂ ȘI CONTROL UTILIZATE PENTRUSTUDIUL EXPERIMENTAL ÎN CADRUL PROCEDEULUI DE

AMBUTISARE A PIESELOR CILINDRICE ADÂNCI

3.5.1. Spectrometrul Foundry Master

Spectrometru este utilizat pentru a realiza analiza chimică a semifabricatelor utilizate încadrul experiențelor, acesta aparține laboratorului de încercări al Facultății de Știința și IngineriaMaterialelor din cadrul Universității Tehnice ”Gheorghe Asachi”din Iași.


36

S-au realizat câte trei măsurători pentru materialul piesei şi s-a făcut media pentru fiecareelement chimic în parte. Spectometru Foundry Masters prezentat în (figura 3.4), este compus dinurmătoarele părți: tub gaz inert (argon de înaltă puritate) (1); pompă de vid (2); spectrometru (3);piesă analizată (4); monitor(5);calculator (6); imprimantă pentru buletinele de analiză(7); mouse (8).

Fig. 3.4. Spectrometrul FOUNDRY MASTERS pentru realizarea analizei chimiceDatele au fost culese cu ajutorul unor senzori de preluare a datelor chimice şi au fost salvate

pe calculator. Tehnologia de purjare a argonului este Jet-Stream, pentru analiza pe probe dedimensiuni mici. Producerea scânteierii este uşor de utilizat pe sistem deschis oferind analizeprecise şi stabilitate îndelungată.

3.5.2. Traductor pentru măsurarea deplasării poansonului

Traductorul pentru măsurarea deplasării poansonului sau senzorul de deplasare (figura 3.5),aflat în dotarea firmei ALVIMEC Lețcani, este montat pe masa superioară a presei în care este prins

și suportul poansonului. Traductorul de deplasare este de tip VISHAY – HS 100 MG7128,Invertor number FO21633 – SUA, calibrat la Iași la data 20.09.2012.

Fig. 3.5. Prezentarea traductorului pentru măsurarea deplasării poansonului

3.5.3. Sistemul de achiziție a datelor pentru analiza dinamicii structuraleSistemul de achiziție a datelor sunt destinate măsurătorilor având orientarea principală spre

vizualizarea si analiza deformațiilor tridimensionale ale structurilor supuse solicitărilor.


37

Sistemul de achiziție a datelor (figura 3.6) este format dintr-un calculator personal șiunitatea master Traveller 1, aflat în dotarea Facultății de Știința și Ingineria Materialelor din cadrulUniversității Tehnice ”Gheorghe Asachi”din Iași.

În vederea determinării forţei funcție de deplasarea poansonului s-a utilizat un sistem deachiziţie de date dinamic, format din unitatea master complet echipată, traductor de forţă de 1000kN şi traductor de deplasare cu cursa de 0÷100 mm.

.Fig.3.6. Sistemul de achiziție format dintr-un calculator și unitatea master Traveller 1

Măsurarea grosimii piesei finale se determină cu ajutorul aparatului cu ultrasunete tipSonatest T- Gage IV MM, prin intermediul palpatorului, cu o precizie de 0,01mm. Aparatulîndeplinește cerințele de precizie și de grosime, măsurând peretele lateral, fundul și zona deracordare.

CAPITOLUL 4CONTRIBUŢII EXPERIMENTALE PRIVIND PROCESUL DE

AMBUTISARE A PIESELOR CILINDRICE ADÂNCI

4.1. PLANIFICAREA CERCETĂRILOR EXPERIMENTALEUTILIZÂND METODA TAGUCHI

În cadrul acestui capitol s-a realizat planul de experiențe utilizând metoda TAGUCHI,pentru un set optimal de factori de influență privind procesul de ambutisare a pieselor cilindriceadânci. Pentru a implementa metoda Taguchi trebuiesc parcurși următorii pașii:

- definirea obiectivului experimentării; - selecția factorilor controlați și a valorilor de testat;- selecția planului de experiențe care va fi utilizat; - realizarea încercărilor și ridicarearezultatelor; -analizarea rezultatelor și definirea configurației care asigură optimizareaacestora; -realizarea unor încercări de validare a configurației care asigură optimizarea.Obiectivul experimentării constă în asigurarea unor grade de precizie dimensională și de

duritate ale piesei cilindrice adânci cerute de proiectantul general al mecanismului în care piesa esteînglobată funcțional [1], iar termenii din indicatorul de performanță este determinat de raportulSemnal/Zgomot (semnal – valoarea dorită, de atins; zgomot – variabilitatea nedorită a semnalului,de combătut).


38

4.1.2. Selecția factorilor controlați, a valorilor de testat șideterminarea planului de experiențe

Având în vedere condițiile tehnice de efectuare a experiențelor, am luat în considerareplanurile de experiențe cu următorii trei factori de control: - jocul dintre elementele active (matrița- poanson); - viteza de deplasare a berbecului presei hidraulice; - prezența/absența ungerii.Vaorile jocului dintre placa matriță și poansonsunt prezentate (tabelul 4.5).

Tabelul 4.5. Valorile experimentate pentru diametrul poansonului, dp, și jocul dintre placa matriță șipoanson, Jmp.

Nr. crt. 1 2 3 4 5 6dp [mm] 43,5 43,0 42,5 42,0 41,5 40,5Jmp [mm] 0,35 0,60 0,85 1,10 1,35 1,85

4.2. PREGĂTIREA EXPERIENȚELOR PRIVIND PROCESUL DEAMBUTISARE A PIESELOR CILINDRICE ADÂNCI

4.2.1. Ambutisarea cilindrică, prima operație

La prima ambutisare experiențele se realizează pe cele patru materiale (figura 4.1), oţelinoxidabil austenitic X5CrNi18-10, oţel de construcţie nealiat, S235JR, alamă marca CW508L, șialuminiu EN AW 1050, toate fiind sub formă de tablă pentru ambutisare adâncă având grosimea de1mm.Datele rezultate sunt captate prin intermediul software-ului E.S.A.M. (Electronic Signal AcquisitionModule), versiunea 3.0, pentru sistemul de operare Windows, obținându-se diagrame deplasare –forță, timp - forță și timp – deplasare.

Fig. 4.1. Imagine cu semifabricatele utilizate la ambutisarea adâncă

Fig. 4.2. Diagrama forță-deplasare pentru piesa din X5CrNi18-10


39

Fig. 4.3. Diagrama forță-timp pentru piesa din X5CrNi18-10

Fig. 4.4. Diagrama deplasare-timp pentru piesa Fig.4.5. Piese obținute la prima ambutisaredin X5CrNi18-10 din inox X5CrNi18-10

Tabelul 4.10. Valori experimentale obținute la prima operație de ambutisare a oțelului X5CrNi1810Nr.crt. Diam.

poan.

[mm]

Jocul

[mm]

Forțamaximă

[KN]

Depl.poan.

[mm]

TimpulMaxim

[s]

Ungere/

Fărăungere

Timpulcursei

[s]

Deplasarepoanson /

cursă[mm]

1 43,5 0,35 46,04 40,672 19,73 FU 34,72 72,782 43,5 0,35 46,04 41,354 16,88 FU 30,09 71,343 43,5 0,35 45,08 41,581 17,92 U 29,17 71,194 43,0 0,60 49,83 43,701 17,90 FU 28,75 71,505 43,0 0,60 47,01 41,504 16,89 FU 28,74 71,876 43,0 0,60 45,47 40,312 15,59 U 27,15 71,427 42,5 0,85 47,90 42,941 20,13 FU 31,68 71,878 42,5 0,85 43,22 40,517 15,88 U 32,49 71,809 42,5 0,85 42,74 40,274 18,76 FU 31,34 71,2610 42,0 1,10 47,01 44,078 19,56 FU 30,71 71,9511 42,0 1,10 44,18 43,246 17,35 U 28,31 71,4212 42,0 1,10 48,31 44,528 19,02 FU 31,17 71,8613 41,5 1,35 47,01 64,303 14,66 FU 14,60 70,9614 41,5 1,35 48,86 40,972 17,11 FU 29,11 70,5915 41,5 1,35 45,78 40,263 17,23 U 28,17 70,1416 40,5 1,85 46,04 41,049 17,24 FU 29,66 71,1117 40,5 1,85 46,04 42,109 17,73 FU 29,51 70,9618 40,5 1,85 45,57 42,071 17,35 U 29,12 70,31


40

4.2.2. Ambutisarea cilindrică adâncă, a doua operație

Experiențele au fost realizate utilizând matrița cu diametru interior de 34,60 mm șipoansoane cu diametre diferite începând de la 31,9 mm până la valoarea de 29,4 mm. Pentru a douaoperație de ambutisare s-a utilizat drept semifabricat piesele obținute de la prima ambutisare.

În (figura 4.14) este reprezentată diagrama forței de ambutisare raportată la cursapoansonului pentru X5CrNi18-10 operația a doua de ambutisare, unde se constată o valoaremaximă a forței de aproximativ 56,37 KN, corespunzătoare unei deplasări a poansonului de 31,658mm. Semifabricatul utilizat pentru ambutisarea a doua o reprezintă piesa obținută la prima operațiede ambutisare.

Fig.4.14. Diagrama forței de ambutisare raportată lacursa poansonului pentru X5CrNi18-10 operația a doua de ambutisare

Diagrama forței de ambutisare în raport cu timpul (figura 4.15) pentru semifabricatul subformă de piesă de la prima operație de ambutisare din X5CrNi18-10, este caracterizată de ocreștere a forței de ambutisare atingând valoarea maximă de 56,37 KN, corespunzător unui timp deambutisare de 14,66 s.

Diagrama cursei poansonului raportată la timp (figura 4.16.), evidențiază deplasareapoansonului pentru întreaga cursă de 70,66 mm, ce corespunde unui timp total de ambutisare deaproximativ 28,10 s ce include retragerea poansonului în poziția inițială. În (figura 4.17.) se prezintăpiesa obținută la a doua ambutisare din oțel inox pentru X5CrNi18-10, în urma unei operațiiintermediare de recoacere cu scopul evitării apariției fisurilor. Toți parametrii ce pot fi obținuți cuajutorul softului E.S.A.M. , pentru a doua operație de ambutisare sunt evidențiați în (tabelul 4.13).

În urma operației a doua de ambutisare pentru X5CrNi18-10 (figura 4.18), se constatăapariția unor fisuri în zona de racordare a peretelui lateral cu fundul piesei. Apare astfel necesitatearealizării unui tratament termic de recoacere de detensionare care are drept scop înlăturareatensiunilor din piesa obținută la prima ambutisare.

Fig. 4.15. Diagrama forței de ambutisare înraport cu timpul pentru X5CrNi18-10 la

operația a doua de ambutisare

Fig. 4.16. Diagrama cursei poansonului raportatăla timp pentru X5CrNi18-10 laoperația a doua de ambutisare


41

Fig. 4.17 Piesă obținută la a douaoperație de ambutisare cu recoacere

X5CrNi18-10

Fig. 4.18 Piesă obținută la operația adoua de ambutisare fără recoacere

X5CrNi18-10

Tabel 4.13 Valori experimentale obținute la a doua operație de ambutisarea a oțelului X5CrNi18-10Nr.crt. Diam.

poan.

[mm]

Jocul

[mm]

Forțamaximă

[KN]

Depl.poan.

[mm]

TimpulMaxim

[s]

Ungere/Fărăungere

Timpulcursei

[s]

Depl.poan./cursă[mm]

1 31,9 0,35 55,38 30,684 15,28 FU 29,46 71,232 31,9 0,35 56,79 31,957 14,86 FU 29,28 70,293 31,9 0,35 51,47 29,725 14,14 U 28,86 69,384 31,4 0,60 56,37 31,658 14,66 FU 29,10 70,665 31,4 0,60 47,90 31,885 14,96 FU 28,49 68,626 31,4 0,60 46,92 28,947 14,63 U 28,16 68,277 30,9 0,85 56,12 31,356 14,82 FU 28,26 70,388 30,9 0,85 56,01 31,264 14,65 FU 30,15 70,869 30,9 0,85 51,14 30,173 14,17 U 28,28 69,2410 30,4 1,10 52,86 32,137 14,16 FU 30,49 71,6711 30,4 1,10 55,28 33,628 14,22 FU 30,36 71,3512 30,4 1,10 50,18 31,265 13,97 U 29,29 69,4313 29,9 1,35 55,32 33,631 14,26 FU 30,68 71,4214 29,9 1,35 55,16 33,286 14,18 FU 30,12 70,8915 29,9 1,35 51,69 31,753 13,36 U 29,43 69,2416 29,4 1,85 55,03 33,187 14,12 FU 29,58 69,8817 29,4 1,85 54,46 32,572 13,26 FU 29,67 69,8618 29,4 1,85 50,36 31,825 13,18 U 28,43 68,29

În mod asemănător se procedează pentru: oţelul de construcţie nealiat, S235JR și alamamarca CW508L.


Planificarea cercetărilor experimentale a fost realizată utilizând metoda TAGUCHI, pentruun set optimal de factori de influență privind procesul de ambutisare a pieselor cilindrice adâncipentru pe patru materiale, oţel inoxidabil austenitic X5CrNi18-10, oţel de construcţie nealiat,S235JR, alamă marca CW508L și aluminiu EN AW 1050, toate fiind sub formă de tablă pentruambutisare adâncă având grosimea de 1mm. Deoarece factorii încercați au un grad de interacțiunefoarte redus, s-a adoptat un plan factorial fracționat fără interacțiuni, deduse din L9 (trei factori cu

trei niveluri), matricea acestui plan au fost notată cu L̂9 , reprezentată de un factor cu două niveluriși doi factori cu câte trei niveluri.


42

La analiza forței de ambutisare a oţelului inoxidabil austenitic X5CrNi18-10, la jocuridiferite s-a constatat o creștere atunci când jocul dintre elementele active devine mic. Forța deambutisare este mai mică cu aproximativ 10% în cazul ungerii față de ambutisarea fără ungere.

În cadrul analizei forței de ambutisare, a cursei poansonului în funcție de jocul dintreelementele active (placa matriță - poanson) pentru oţelul de construcţie nealiat S235JR, la primaoperație de ambutisare se constată că forța de ambutisare crește odată cu micșorarea jocului dintreelementele active. Totodată din analiza forței de ambutisare se constată că aceasta este mai mică cuaproximativ 5% în cazul ambutisării cu ungere față de ambutisarea fără ungere. Prin urmare,ungerea are o influență nesemnificativă față de forța de ambutisare, aceasta având influență doarasupra uzurii elementelor active.

Realizând o comparație între ambutisarea celor două materiale s-a constatat experimental,prin analiza parametrilor rezultați (forță de ambutisare, deplasarea poansonului, timpul necesareoperației de ambutisare) cu ajutorul software-ului E.S.A.M. (Electronic Signal AcquisitionModule), versiunea 3.0., că este necesar o forță de ambutisare cu cca. 80% ca valoare pentrudeformarea oţelul inoxidabil X5CrNi18-10, față de oţelul de construcţie S235JR. Se poate constataastfel că pentru oţelul inoxidabil X5CrNi18-10, viteza de prelucrare este mai mică, comparativ cucea pentru prelucrarea oţelului S235JR cu circa 30%.

La operația a doua de ambutisare datorită ecruisări oţelului inoxidabil X5CrNi18-10, supusunei deformaţii plastice mari se constată fisurări nedorite în zona de racordare. Astfel, a apărutnecesitatea aplicării unui tratament termic intermediar de înmuiere caracterizat prin recoacere dedetensionare cu scopul de a înlătura tensiunile din piesa obținută la prima ambutisare, la otemperatură de 540˚C, cu timp de 90 minute, urmând o răcire lentă la o temperatură de 30 - 40 ˚C.În zona racordării s-a putut observa o degradare a calităţii suprafeţei (suprafață mată), datoritădeformaţiilor plastice mari, ceea ce modifică dezavantajos aspectul pieselor prelucrate.

Realizând media aritmetică dintre valoarea maximă și cea minimă a cursei poansonului seconstată că este aproximativ egală cu valoarea deplasării poansonului la jocul optim pentruX5CrNi18-10. Cu alte cuvinte la jocul optim de 1,10 mm corespunde deplasarea optimă apoansonului corespunzător valorii minime a forței de ambutisare.

La operația a doua de ambutisare, făcând o comparație între cele două materiale s-aconstatat că este necesar o forță de ambutisare cu 50% mai mare ca valoare pentru deformareaoţelul inoxidabil X5CrNi18-10, față de oţelul de construcţie S235JR, aceasta datorită aplicăriitratamentului termic intermediar de înmuiere.

Realizând media aritmetică dintre valoarea maximă și cea minimă a cursei poansonului seconstată că este aproximativ egală cu valoarea deplasării poansonului la jocul optim de 1,35 pentruS235JR, corespunzător valorii minime a forței de ambutisare.

Pentru alama CW508L, valorile forței maxime de ambutisare la operația a doua, sunt maimari în comparație cu cele de la prima ambutisare de cca 20% deoarece materialul obținut la primaambutisare este ecruisat. S-a constatat că forța de ambutisare crește odată cu micșorarea joculuidintre elementele active (36,47÷39,26 KN). Jocul optim fiind obținut la valoarea de 0,85 mm, undeforța de ambutisare este minimă 35,88 KN, concluzie ce este susținută și de media aritmetică dintrevaloarea maximă și cea minimă a cursei poansonului care este aproximativ egală cu valoareadeplasării poansonului la jocul optim, corespunzător valorii minime a forței de ambutisare. În urmadatelor experimentale s-a constatat vă valoarea forței de ambutisare este mai mică cu aproximativ 5% în cazul ungerii față de ambutisarea fără ungere, prin urmare, putem concluzia că ungerea are oinfluență nesemnificativă față de forța de ambutisare, aceasta având influență doar asupra uzuriielementelor active.

În urma utilizării matricei ortogonale L̂9 s-au efectuat un număr de nouă experiențerealizând 12 măsurători în puncte diferite pentru fiecare experiment. Pentru materialele studiate s-aidentificat o variație a grosimii peretelui, respectiv a fundului piesei finite.


43

Pentru ambutisarea pieselor de oțel X5CrNi18-10 s-a constatat că ponderea cea mai mare(62,8686 %) revine jocului dintre placa activă și poanson, Jmp, urmată de contribuția ungerii,U/FU (36,8585 %). Contribuția vitezei medii din faza activă, V (0,2729 %) este neglijabilă asupragrosimii. Valorile optimale atribuite factorilor de control sunt cei corespunzători experimentului 6,în care deviația standard a grosimii σi = 0,1845 mm, este minimă.

În urma măsurării pentru X5CrNi18-10 s-a constatat o variație a grosimii peretelui șifundului piesei ambutisate, identificând o îngroșare de material la capătul liber al piesei cu 45,44%față de grosimea inițială a semifabricatului, precum și o subțiere a materialului cu 17,00 % față degrosimea inițială, apărută în zona de racordare corespunzător punctului 8 de măsurare. Piesa îșipăstrează grosimea corespunzător punctului 6 aflat la o distanță 2/3 față de capătul liber, și 1/3 fațăde fundul piesei.

În urma analizei modelului matematic pentru oțelul S235JR, ponderea cea mai mare îi revinevitezei medii din faza activă V (48,3015 %), urmată de contribuția jocului dintre placa activă șipoanson Jmp (38,6584 %), în timp ce contribuția ungerii U/FU este în proporție de 13,0401%.Valorile optimale atribuite factorilor de control sunt cei corespunzători experimentului 6, în caredeviația standard a grosimii σi = 0,2153 mm, este minimă, în comparație cu deviația standard agrosimii σi = 0,3269 mm maximă corespunzător experimentului 8.

Pentru oțelul de construcții S235JR s-a identificat o îngroșare de material cu 50,78% față degrosimea inițială a semifabricatului, situată la capătul liber al piesei. Zona critică, respectiv palierulde subțiere a materialului apare la intersecția peretelui lateral cu fundul piesei, numită și zonă deracordare, ce este corespunzător punctului 8 de măsurare, fiind caracterizat de o subțiere cu 15,44%față de grosimea inițială. Piesa își păstrează grosimea corespunzător punctului 6 de măsurare aflat lao distanță de 2/3 față de capătul liber, și 1/3 față de fundul piesei.

Pentru a determina influența unor parametrii asupra ambutisării s-a constatat că pentrualama CW508L, ponderea cea mai mare (56,2292%) este aferentă ungerii, U/FU, urmată decontribuția jocului dintre placa activă și poanson, Jmp (42,3867 %), cea mai mică contribuție(13,0401 %) revine vitezei medii din faza activă, V.

Valorile optimale atribuite factorilor de control corespunzători experimentului 6, în caredeviația standard a grosimii σi = 0,1813 mm, este minimă, în comparație cu deviația standard agrosimii σi = 0,2034 mm maximă corespunzătoare experimentului 7.

În cazul alamei CW508L, este evidențiată o îngroșare de material cu 40,56% față de grosimeainițială a semifabricatului, situată la capătul liber al piesei. Apare și o subțiere de material cu15,38% față de grosimea inițială la intersecția peretelui lateral cu fundul piesei, numită zonă deracordare, ce corespunde punctului 8 de măsurare. Piesa își păstrează grosimea corespunzătorpunctului 5 de măsurare aflat la o distanță de 2/3 față de capătul liber, și 1/3 față de fundul piesei.

CAPITOLUL 5COMPARAREA REZULTATELOR TEORETICE CU CELE

EXPERIMENTALE PRIVIND PROCESUL DE AMBUTISAREA PIESELOR CILINDRICE ADÂNCI

5.1.1. Compararea grosimii și a diametrului interior obținut experimental cu celrealizat prin simularea cu element finit pentru X5CrNi18-10

Ambutisarea cilindrică adâncă, ce a fost realizată din două operații trei materiale diferite șișase poansoane cu diametrul exterior, dp, diferit (deci între elementele active se realizează trei


44

jocuri, j, diferite), s-au obținut trei seturi de piese din oţel inoxidabil austenitic X5CrNi18-10, oţelde construcţie nealiat, S235JR, alama CW508L. Deoarece experiențele s-au realizat în condițiiidentice, pentru fiecare material și fiecare poanson, au fost executate câte trei piese (probe), fiecare

set cuprinde câte 9 piese. Respectând în continuare matricea ortogonală L̂9 , analiza se realizeazăpentru jocul dintre placa activă și poanson de 0,60 mm; 1,10 mm; 1,35 mm.

Valoarea medie a grosimii rezultată (tabelul 5.1.) pentru cele trei probe, la jocul j=1,60mm,pentru semifabricatul din oțel inoxidabil X5CrNi18-10, precum și variația grosimii simulări estedeterminată în cele 12 puncte de măsurare. În mod similar este calculată valoarea medie a grosimiiîn cele 12 puncte de măsurare (tabelul 5.2; 5.3). Grosimea variază pentru toate cele trei jocuri, de lao grosime minimă de 1,447 mm (j = 0,60 mm) la o valoare maximă 1,460 mm pentru j = 1,35 mm,în partea superioară corespunzător punctului 1, cu tendință de subțiere minimă 0,827 mm (j = 1,35mm), corespunzător punctului 8 (zonă de racordare), apoi există o tendință de creștere ușoară,variind de la o valoare minimă 0,917 (j = 0,60 mm), la 0,930 mm (j = 1,35 mm).

Tabel 5.1. Variația grosimii obținută experimental și prin simulare cu element finitX5CrNi18-10 pentru j=0,60 mm

Pozițiapunctului

GrosimeaexperimentalăProba 1 [mm]



Mediagrosimii

[mm]

GrosimeasimulareEF [mm]

1 1,46 1,44 1,44 1,447 1,71482 1,31 1,29 1,30 1,300 1,57343 1,19 1,16 1,18 1,177 1,47324 1,14 1,11 1,12 1,123 1,33965 1,10 1,08 1,08 1,087 1,23586 0,97 1,00 1,05 1,007 1,04157 0,88 0,90 0,91 0,897 0,72248 0,81 0,85 0,84 0,833 0,65689 0,87 0,89 0,86 0,873 0,728910 0,87 0,89 0,86 0,873 0,751411 0,90 0,92 0,93 0,917 0,821612 0,90 0,92 0,93 0,917 0,8749

Tabel 5.4. Variația diametrului interior obținută experimental și prin simulare cu element finitX5CrNi18-10 pentru j=0,60 mm

Pozițiapunctului

Diametrulexperimental

Proba 1[mm]


Proba 2[mm]


Proba 3[mm]

Mediadiametrului

[mm]

DiametrulsimulareEF [mm]

1 33,18 33,16 33,21 33,1833 36,83352 33,31 33,29 33,30 33,3000 36,96303 33,44 33,42 33,39 33,4167 37,09254 33,50 33,50 33,48 33,4933 37,17765 33,55 33,53 33,51 33,5300 37,21836 32,89 32,91 32,87 32,8900 36,50797 32,15 32,17 32,58 32,3000 35,85308 31,04 31,08 31,05 31,0567 34,4729


45

Din compararea grosimii medii pentru toate cele trei jocuri dintre elementele active obținutăexperimental cu variația grosimii obținute prin simulare cu element finit utilizând programul Ansys(figura 5.1; 5.2; 5.3; 5.4) se constată că marja de eroare pentru oțelul inoxidabil X5CrNi18-10 estede ±18% deoarece semifabricatele nu au avut o deformaţie uniformă. A fost selectat un materialdin biblioteca de materiale, un oțel oarecare în care s-au introdus proprietățile mecanicecorespunzătoare oțelului inoxidabil X5CrNi18-10. Materialul a fost considerat cu anizotropie –axialsimetrică. Compararea diametrelor interioare pentru fiecare joc în parte (figura 5.5; 5.6; 5.7), încare se constată o creștere din punctul 1 de măsurare până în punctul 5 cu valoarea maximă de33,580 mm, pentru j = 1,10 mm, după care are loc o micșorare la o valoare minimă 31,057 mmpentru j = 0,60 mm. Această variație de diametru se datorează procesului de arcuire a piesei dinmomentul ieșirii din matriță.

Fig. 5.1. Compararea grosimii medii obținutăexperimental cu grosimea obținută prin simulare

cu EF pentru j=0,60 mm în cazul oțeluluiinoxidabil X5CrNi18-10





Fig. 5.4. Compararea grosimii pentru cele treijocuri j= 0,60; 1,10; 1,35 mm, obținută

experimental cu cea obținută prin simulare cu EFîn cazul oțelului inoxidabil X5CrNi18-10


46

Fig. 5.5. Compararea diametrului mediu obținutexperimental cu diametrul obținut prin simulare


Fig. 5.6. Compararea diametrului mediu obținutexperimental cu diametrul obținut prin simulare


Fig. 5.7. Compararea diametrului mediu obținutexperimental cu diametrul obținut prin simulare cu EF

pentru j=1,35 mm în cazul oțelului inoxidabilX5CrNi18-10

Fig. 5.8. Compararea grosimii medii obținutăexperimental cu grosimea obținută prin

simulare cu EF pentru j=0,60 mm în cazuloțelului S235JR




47



Fig. 5.11. Compararea diametrului mediuobținut experimental cu diametrul obținutprin simulare cu EF pentru j=0,60 mm în

cazul oțelului S235JR

Fig. 5.12. Compararea diametrului mediuobținut experimental cu diametrul obținut prin


Fig. 5.13. Compararea diametrului mediuobținut experimental cu diametrul obținutprin simulare cu EF pentru j=1,35 mm în

cazul oțelului S235JR


cu EF pentru j=0,60 mm în cazulalamei CW508L




48




simulare cu EF pentru j=0,60 mm în cazulalamei CW508L





5.1.4. Compararea forței de ambutisare obținută experimental cu cea obținutăprin simulare cu element finit funcție de joc pentru CW508L

Din analiza graficelor corelațiilor dintre forța de ambutisare maximă şi joc, în vederea unuistudiu cantitativ detaliat al preciziei, s-a selectat aceleaşi trei tipuri de corelații redate prin relaţiile(2.61)÷(2.63), pentru care a fost elaborat modelul matematic redat prin relaţiile (2.64)÷(2.76).

S-a exemplificat aplicarea modelului matematic expus mai sus la a doua operaţie deambutisare corespunzător lui CW508L, pentru determinarea corelaţiilor dintre forța de ambutisaresimulată și joc atât în varianta fără ungere (FU), cât şi în cea cu ungere (U) (două dependențe).

Rezultatele referitoare la coeficienții şi indicatorii de precizie ai celor trei tipuri de corelaţii,sunt centralizate în (tabelele 5.18, 5.19 și 5.20). Pentru fiecare din cele două dependenţe, au fostdeterminate câte nouă corelații.

Datele referitoare la indicatorii de precizie ai fiecăreia din cele nouă corelaţii pentru fiecaredependență, au fost sistematizate în (tabelele 5.21 şi 5.22); astfel a fost stabilită corelația optimalăpentru fiecare din cele două dependenţe, precizată prin abaterea standard minimă.


49

Tabel 5.18. Corelații între F=f(joc)

TabelFU

UGrad

polinom

Coeficienții corelației polinomiale Abatereamedie

pătratică, σ|R|

a b c d

1 2 3 4 5 6 7 8 9

CW508LFU

1 -4,6074 45,3033 - - 0,5978 0,97232 2,2781 -14,1754 54,7802 - 0,12943 0,1762 1,1678 -11,9276 53,3206 0,12841

U1 -4,2577 42,9581 - - 1,5966 0,94562 2,7962 -16,0017 54,5902 - 0,3360

Tabel 5.19. Corelații între F=f(ln(joc))

TabelFU

UGrad

polinom


pătratică, σ|R|

a b c d

1 2 3 4 5 6 7 8 9

CW508LFU

1 -9,4435 42,3529 - - 0,3220 0,99212 4,3766 -15,3209 44,0625 - 0,16433 8,5028 -12,8844 -4,6244 42,0965 0,1292

U1 -8,7906 40,2745 - - 0,5731 0,97182 6,1043 -16,9881 42,6590 - 0,4235

Tabel 5.20. Corelații între ln(F)=f(ln(joc))

TabelFU

UGrad

polinom


pătratică, σ|R|

a b c d

1 2 3 4 5 6 7 8 9

CW508L

FU1 -0,2612 3,7571 - - 0,2591 0,99442 0,0901 -0,3823 3,7924 - 0,17163 0,2623 -0,4424 -0,0523 3,7317 0,1293

U1 -0,2542 3,7059 - - 0,5294 0,97292 0,1537 -0,4606 3,7659 - 0,43743 0,8932 -1,6596 0,6631 3,5594 0,2621

Tabel 5.21. Compararea preciziei corelațiilor pentru (F)=f(joc) pentru CW508L fără ungereGrad polinom n=1 n=2 n=3


nF P j 0,9723 0,5978 0,1294 317,7707 0,1284 49,20456

lnnF P j 0,9921 0,3220 0,1643 244,5957 0,1292 232,3902

lnnP jF e

0,9944 0,2591 0,1716 32,8125 0,1293 276,4706

Tabel 5.22. Compararea preciziei corelațiilor pentru (F)=f(joc) pentru CW508L cu ungereGrad polinom n=1 n=2 n=3


nF P j 0,9456 1,5966 0,3360 284,9144 0,2035 0,033591

lnnF P j 0,9718 0,5731 0,4235 290,9978 0,2499 22,66643

lnnP jF e

0,9729 0,5294 0,4374 39,53488 0,2621 26,47059


50


În urma analizei experimentale se constată pentru cele trei materiale o neuniformitate agrosimii, caracterizată printr-o îngroșare la capătul liber a piesei, urmată de o subțiere maximă înzona de racordare a peretelui lateral cu fundul piesei ( punctul 8 de măsurare ), alternând cu oușoară creștere, dar sub grosimea inițială a semifabricatului.

Realizând compararea grosimii obținută experimental cu cea obținută prin simulare cuelement finit, se constată că marja de eroare pentru toate cele trei materiale este cuprinsă între ±17 ÷18 % (pentru: oțelul inoxidabil X5CrNi18-10 marja de eroare este de ±18,00%, oțelul de construcțiiS235JR marja de eroare este de ±17,00%., iar pentru alama CW508L marja de eroare este de17,02% ).

Valorile diametrelor interioare rezultate experimental, variază constatându-se o creșterecorespunzător părții libere a piesei, până la valoarea maximă de 32,913 mm pentru inox, de 33,580mm pentru oțelul de construcție și de 33,373 mm, pentru alamă.

Marja de eroare ce apare în urma comparării diametrelor interioare rezultate experimental cucele obținute prin simulare variază între 8% -12%.

Marja de eroare ce apare în urma comparării grosimilor şi diametrelor interioare se justificădatorită faptului că în simulări materialele au fost considerate cu anizotropie axial-simetrică. Dar,în realitate, proprietățile de material ale semifabricatului pot varia şi după direcţia radială datorităprocesului de laminare.

Valorile forței de ambutisare maxime rezultate experimental în comparație cu cele rezultateîn urma simulării cu element finit au o eroare neglijabilă pentru jocurile (j = 0,35; 0,60; 0,85 mm),iar pentru jocurile (j = 1,10; 1,35; 1,85 mm) eroarea este de maxim ±6 %, datorită unor constrângeriale fenomenului de ungere introdus în programul Ansys diferit de cel real.

Alura corelației optimale a forței de ambutisare în funcție de joc este descrescătoare până lavaloarea jocului (j =1,6 mm), urmată de o ușoară creștere, fiind sub formă ecuație exponențialo-polinomială de gradul doi în cazul ungerii și de gradul trei pentru cazul fără ungere.

Corelaţiile optimale privind dependența forței de ambutisare maxime de joc, rezultatăexperimental, pentru cele două operaţii ale procesului de ambutisare adâncă şi pentru toate cele treisemifabricate studiate - X5CrNi18-10, S235JR şi CW508L - au fost analizate din punct de vedere alpreciziei. Astfel, considerând valorile aferente pentru coeficientul de corelație R și abaterea mediepătratică σ, s-a constatat că precizia tuturor acestor corelații este foarte bună pe domeniul deanaliză, j ∈ [ 0,35 -1,85 ] mm.

Corelaţiile optimale analizate pot fi aplicate şi prin extrapolare, dar numai pentru estimăriorientative, deoarece în acest caz precizia se poate micşora semnificativ.

Importanța corelațiilor redate sub formă analitică și/sau grafică constă în posibilitatea deevaluare directă a forței de ambutisare în funcție de modificarea jocului, dar cu condiția mențineriiaceloraşi valori atât pentru parametrii geometrici ai semifabricatului (grosime și diametru) cât șipentru diametrul interior al piesei finale.

CAPITOLUL 6CONTRIBUȚII PERSONALE ÎN DEZVOLTAREA TEMEI ȘI

CONCLUZII FINALE

6.1. CONTRIBUȚII PERSONALE

În urma cercetărilor teoretice și experimentale ce s-au realizat în prezenta teză de doctorats-au obținut rezultate ce aduc unele contribuții științifice privind procesul de ambutisare a pieselorcilindrice adânci, pe care autorul le apreciază că ar putea constitui elemente de originalitate.


51

Realizarea obiectivelor propuse s-a bazat pe un amplu studiu documentar cu privire lastadiul actual al cercetărilor privind procesul de ambutisare a pieselor cilindrice adânci. Analizasistemică a informațiilor obținute prin consultarea literaturii de specialitate a permis identificarea șiclarificarea principalelor aspecte legate de calitatea și precizia de executare a procesului luat înstudiu.

Cu ajutorul metodei elementului finit s-a realizat analiza la nivel teoretic a modului decomportare al parametrilor de ieșire influențați de factorii acestui proces. Această metodă a avut unrol important deoarece a permis obținerea de rezultate ce au reliefat evoluția tensiunilor șideformațiilor din timpul procesului de ambutisare a pieselor cilindrice adânci.

Stabilirea corectă a factorilor de influență din cadrul procesul de ambutisare a pieselorcilindrice adânci și a parametrilor de precizie și de calitate a piesei obținute a permis elaborarea denoi soluţii constructive utilizând metoda diagramei de idei, ce facilitează alegerea variantei optimedin punct de vedere constructiv.

Pentru obținerea unei mai bune calități a produselor finite s-a proiectat și realizat matrițacare să permită producerea de piese ce se încadrează în categoria celor ambutisate adânc.

Cercetările experimentale au fost desfășurate pe baza unui plan experimental stabilit prinintermediul metodei TAGUCHI, adaptat pentru un set optimal de factori de influență pentru patrutipuri de materiale. S-a urmărit compararea comportării acestor materiale prin analiza forței deambutisare, deplasării poansonului şi timpului necesar operației de ambutisare. Facilitarea a fostoferită de software-ul E.S.A.M. (Electronic Signal Acquisition Module), versiunea 3.0. Totodată s-aurmărit și determinarea influienței și a valorilor optimale pentru factorii de control ai ambutisăriiutilizând un program calculator original elaborat în MATLAB.

Din punct de vedere teoretic, contribuțiile aduse în domeniul ambutisării pieselor cilindriceadânci ar putea fi următoarele:

- s-a realizat o strategie preliminară de cercetare pe baza identificării oportunității șiimportanței temei abordate;

- pe baza informațiilor din literatura de specialitate a fost pus în evidență rolul procedeuluide ambutisare în cadrul operațiilor de deformare plastică la rece, pentru obținereapieselor cilindrice adânci;

- au fost investigate tendințele actuale de dezvoltare în prelucrarea pieselor cilindriceadânci prin operația de ambutisare;

- s-a efectuat un studiu documentar ce a facilitat elaborarea, în primul capitol al prezenteiteze de doctorat, unei sinteze a cercetărilor efectuate în domeniul ambutisării pieselorcilindrice adânci, cu axare pe aspectele esențiale în definirea temei abordate;

- s-a realizat o analiză a stadiului actual ce a avut în vedere parametrii tehnologici ceinfluențează procesul de ambutisare;

- s-a conceput o strategie de cercetare, ce a permis autorului atingerea obiectivelor vizate;- s-a realizat o analiză sistemică care să faciliteze identificarea parametrilor de intrare și

de ieșire ai procesului de ambutisare a pieselor cilindrice adânci, precum şi stabilireaparametrilor și a factorilor ce influențează procesul de ambutisate cilindrică adâncă;

- s-au determinat, utilizând software-ul original elaborat în MATLAB, atât influența unorfactori de control asupra ambutisării cât și valorile optimale atribuite acestor factori;

- s-a identificat o funcție care pune în evidenţă variația forței de ambutisare în raport curaza relativă şi unghiul de racordare a plăcii de ambutisare;

- s-a demonstrat că metoda lui Hill este un caz particular al metodei rezidurilor ponderate;- s-a realizat, cu ajutorul programelor de proiectare specializate, un model 3D pentru

ansamblul placă matriță – semifabricat – poanson, model care respectă principalelecaracteristici ale prototipului utilizat în încercările experimentale;


52

- s-a pus în evidenţă un model matematic pentru deformarea elasto-plastice a pieselor derevoluție cilindrice cu anizotropie axial simetrică, aplicabil în simularea numerică,utilizând MEF, a stării de tensiuni şi de deformaţii din material, cu scopul determinăriiparametrului de calitate reprezentat de variaţia de grosime a piesei finale;

- s-a conceput un model matematic bazat pe coeficientul de corelație R și abaterea mediepătratică σ aplicat, utilizând un program calculator original elaborat în MATLAB, ladeterminarea corelaţiilor optimale pentru dependențele, rezultate prin simulare numericăşi/sau experimental, dintre forța de ambutisare maximă şi joc, precum şi dintre tensiuneanormală maximă şi joc.

Contribuțiile experimentale ale autorului aduse domeniului ambutisării pieselorcilindrice adânci se concretizează prin:

- conceperea și executarea unui program de cercetare experimental de studiu aparametrilor rezultați în urma ambutisării;

- deducerea și utilizarea unui plan de încercări experimentale redat prin matricea

ortogonală L̂9 (1 factor cu 2 niveluri și 2 factori cu 3 niveluri);- proiectarea și realizarea matriței care a permis realizarea pieselor cilindrice adânci din

cadrul experiențelor;- realizarea unui studiu comparativ între valorile experimentale și cele simulate pentru

principalii parametri caracteristici ai ambutisării: forță de ambutisare maximă, precum şivariaţia de grosime şi de diametru interior;

- stabilirea dependențelor parametrilor ambutisării studiați și reprezentarea grafică atendințelor acestora, pentru diferite valori ale jocului, în diferite puncte de măsurare;

- captarea și interpretarea parametrilor ambutisării: deplasare, forță și timp pentru studiulexperimental al procesului de ambutisare cu ajutorul software-ul E.S.A.M. 3.0.

6.2. CONCLUZII FINALE

Starea de tensiuni precum şi deformaţiile apărute în procesul de ambutisare sunt complexe şidiferite de la o zonă la alta a semifabricatului. Datorită neuniformităţii stării de tensiuni amaterialului, care rezultă ca efect al aplicării forței de apăsare - reținere şi/sau a forței deambutisare, neadaptate condițiilor impuse pentru ambutisarea unor piese, apare pericolul de fisurareşi/sau cutare (ondulare) a materialului în anumite zone. Prevenirea acestor defecte se asigură prinutilizarea unor matriţe cu raze mari de racordare, precum și prin determinarea valorilor optime aforței de apăsare - reținere și a forței de ambutisare utilizând un algoritm de optimizare ce combinămetoda elementului finit cu metoda suprafeței de răspuns, algoritm ce trebuie validat cu rezultateleexperimentale.

Utilizarea de diverși lubrifianți oferă posibilitatea de obținere a unui grad mare de utilizarea sculelor (placă matriţă şi poanson), obținându-se astfel o calitate superioară a suprafeței pieseifinale. Valoarea coeficientului de frecare variază în funcție de presiunea de contact, de diametrulpoansonului, de temperatura elementelor active și de viteza de ambutisare.

Studiile au demonstrat că indicatorul LDR (coeficientul limită de ambutisare) are odeosebită importanță pentru a putea identifica ambutisarea adâncă, depinzând de materialulsemifabricatului, și de procedeul de ambutisare. Acesta variază de la valoarea 1,72 până la 2,pentru materiale cum ar fi aluminiu şi cupru. LDR poate atinge valoarea de 3,13 pentru oțel slabaliat 08Al, în cazul ambutisării electromagnetice; la operația de deformare plastică prinhidroformare LDR = 3,16 pentru aluminiu şi cupru, iar pentru alamă variază de la valoarea de 4,97până la 9 în cazul unor operații suplimentare de recoacere a materialulu.


53

Astfel, în cazul materialelor experimentate putem constata următoarele: pentru oțelulinoxidabil X5CrNi18-10 valoarea LDR variază în intervalul 1,58 ÷ 1,61; pentru oțelul de construcțiiS235JR valoarea LDR variază între 1,58 şi 1,62, iar în cazul celui de -al treilea material, CW508L,valoarea LDR este cuprinsă în intervalul 1,59 ÷ 1,60. Neîndeplinindu-se condiția ca valoareacoeficientului limită de ambutisare LDR să fie superioară valorii de 1,72, a fost necesarărealizarea unei operații suplimentare pentru a satisface condiția de ambutisare adâncă.

Analiza cu element finit a procesului de ambutisare cilindrică adâncă conferă sprijin pentruîmbunătăţirea atât a modului de proiectare a elementelor active ale procesului de ambutisare, cât şia procesului de producţie pentru fabricarea diferitelor piese, pentru a reduce costurile de fabricație.

În studiul ambutisării cilindrice adânci s-au aplicat metoda reziduurilor ponderate și metodalui Hill ce are la bază ecuaţia lucrului mecanic virtual, iar prin aplicarea teoremei divergenței arezultat o formă particulară a ecuației fundamentale aferente metodei reziduurilor ponderate.

Pentru evaluarea precisă a comportamentului semifabricatului s-a folosit pachetul deprograme calculator Ansys care a ajutat la identificarea și interpretarea reacției apărute asuprasemifabricatului în concordanță cu solicitarea dată. Ȋn acest scop, s-au avut în vedere următoriiparametri: coeficientul de curgere, limita de rupere, limitele corespunzătoare tensiunilor,deformațiile și alungirile. Simulările s-au realizat cu aplicarea unor forțe de ambutisare corelate atâtcu semifabricatul utilizat, cât şi cu operația de ambutisare: 22 ÷ 55 KN la prima operație și 30 ÷ 70KN pentru a doua operație.

Cercetările experimentale au fost desfășurate pentru toate cele trei materiale considerate, pebaza unui plan experimental stabilit prin metoda TAGUCHI, utilizând matricea ortogonală L̂9 ,ataşată unui plan factorial fracționat fără interacțiuni şi aferentă la 1 factor cu 2 niveluri (fărăungere, FU; cu ungere, U) și 2 factori (jocul dintre placa activă și poanson, Jmp; viteza medie dinfaza activa, V ) cu 3 niveluri. Corespunzător acestor materiale, în a doua operație de ambutisare,s-au efectuat câte nouă experiențe din care au rezultat tot atâtea piese finale şi apoi, pentru fiecarepiesă, au fost efectuate măsurători ale grosimii în câte 12 puncte.

Pentru fiecare din cele trei materiale experimentate, valorile optimale atribuite factorilor decontrol sunt cei corespunzători experimentului i = 6, în care forța de ambutisare este minimă (F =64,07 KN - pentru X5CrNi18-10, F = 41,75 KN – pentru S235JR şi F =35,88 KN - pentruCW508L) abaterea medie pătratică σi a grosimii este minimă şi prezintă, respectiv, următoarelevalori: 0,1845 mm – pentru oțelul tip X5CrNi18-10, σi = 0,2153 mm – pentru oțelul S235JR şi0,1813 mm – pentru alama tip CW508L. Nivelurile şi, respectiv, valorile optime aferente fiecăruiadin cei trei factori sunt următoarele: 2 – FU, 1 – (Jmp = 0,60 mm - pentru X5CrNi18-10, Jmp =0,35 mm – pentru S235JR şi Jmp = 0,85 mm - pentru CW508L) şi 2 – (V = 2,982 mm/s - pentruX5CrNi18-10, V = 3,579 mm/s – pentru S235JR şi V = 4,175 mm/s – pentru CW508L ).

Referitor la ponderea, în ordine descrescătoare, fiecăruia din cei trei factori asupra calitățiiambutisării prefabricatelor din cele trei materiale experimentate, au rezultat: pentru X5CrNi18-10(Jmp - 62,8686 %, U/FU - 36,8585 % şi V - 0,2729 % ); pentru S235JR (V - 48,3015 %, Jmp -38,6584 % şi U/FU - 13,0401 % ), iar pentru CW508L (U/FU - 56,2292 %, Jmp - 42,3867 % şi V -13,0401 %).

Aplicarea unui tratament intermediar de înmuiere prin recoacere pentru detensionare estenecesar deoarece s-au identificat fisuri nedorite în zona de racordare la operația a doua deambutisare datorită ecruisări oţelului inoxidabil X5CrNi18-10 ce a fost supus unei deformaţiiplastice mari.

Realizând o comparație între cele două oțeluri pentru prima operația de ambutisare, s-aconstatat că este necesară o forță de ambutisare cu circa 80% mai mare pentru deformarea oţeluluiinoxidabil X5CrNi18-10, față de oţelul de construcţie S235JR.


54

Pentru alama CW508L, valorile forței maxime de ambutisare la operația a doua sunt maimari în comparație cu cele de la prima ambutisare cu cca 20% deoarece materialul obținut la primaambutisare este ecruisat.

Din măsurătorile efectuat în cele 12 puncte, în fiecare experiment s-a observat o variație agrosimii peretelui și a fundului piesei ambutisate, adică o îngroșare de material la capătul liber alpiesei, iar zona critică, de subțiere a materialului apare în zona de racordare corespunzător punctuluide măsurare 8.

Analizând valorile pentru coeficientul de corelație R și abaterea medie pătratică σ, s-aconstatat că precizia corelaţiilor optimale privind dependențele, rezultate prin simulare numericăşi/sau experimental, dintre forța de ambutisare maximă şi joc, precum şi dintre tensiunea normalămaximă şi joc, sunt foarte bune pe domeniul de analiză, j ∈ [ 0,35 -1,85 ] mm.

Reprezentările grafice ale corelațiilor optimale precizate mai sus ilustrează elocvent că atâtforța de ambutisare maximă cât şi tensiunea normală maximă sunt funcții monoton descrescătoarede joc, iar la acelaşi joc în cazul ambutisării fără ungere valorile acestor mărimi fizice sunt mai maricu cca. 5% comparativ cu cele din cazul ambutisării cu ungere; de asemenea, aceste reprezentărievidențiază o bună concordanţă dintre valorile pentru forța de ambutisare maximă rezultateexperimental cu cele din simulările cu Ansys.

6.3. DIRECŢII VIITOARE DE CERCETARE

Rezultatele experimentale cât și cele teoretice obținute în acestă teză, oferă o gamă deinformații care pot fi folosite pe mai departe în studiul operației de ambutisare și permite extindereacercetărilor; în acest sens, se pot face următoarele menţiuni:

- este necesar studiul influenței și a altor parametrii ai procesului de ambutisare fără reținere:frecarea, raza poansonului, raza plăcii matriței;

- este necesar un studiu amănunțit al anizotropiei semifabricatului în așa fel încât să se poatăîmbunătăţi concordanța dintre parametrii rezultați la simulare cu cei obținuți experimental;

- extinderea studiului influențelor parametrilor procesului de ambutisate şi asupra pieselorcilindrice cu flanșă;

- este necesar studiul fenomenului de arcuire ce apare în urma procesului de ambutisare;- este necesară îmbunătățirea soluției constructive a matriței de ambutisare.

BIBLIOGRAFIE

1. Alexis, J., Metoda Taguchi în practica industrială, Editura Tehnică, ISBN 973-31-1352-2,București, 1999.

2. Amino, H., Nakamura, K., Nakagawa, T., Counter-Pressure Deep Drawing and ItsApplication in the Forming and Automobile Parts, J Mater Proc Technol, 23: pp. 243–265,1990.

3. Axinte, M. Cercetări teoretice şi experimentale privind fenomenul de revenire elastică laambutisarea pieselor cilindrice, Teză de doctorat, Universitatea Politehnică Bucureşti, 2006.

4. Ayed L. Ben, Delamézière A., Batoz J.-L., Knopf-Lenoir C., Modified maximum forcecriterion for prediction of FLC and for optimization of blankholder forces in stamping,2006.

5. Azaouzi M, Naceur H, Delameziere A, Batoz JL, Belouettar S., An Heuristic OptimizationAlgorithm for the blank shape design of high precision metallic parts obtained by aparticular stamping process. Finite Elem Anal Des 44(14): pp. 842–850, 2008.


55

6. Banabic, D., Bunge, H.J., Pöhlandt, K., Tekkaya, A.E. , Formability of Metallic Materials,Springer, Berlin, 2000.

7. Barlet , O., Batoz, J.L., Optimum design of blank contour using the inverse approach and amathematical programming technique, Numisheet’96, pp. 178–185, 1996.

8. Bauer, D., Mueller, M., Computer-optimized hold-down force prevents wrinkling in deepdrawing , Baender Bleche Rohre, Vol. 31, no. 9, pp. 48-51,1990.

9. Bauer, D., Krebs, R., Optimization of deep drawing conditions for aluminium auto bodysheets using statistical design of experiments , Metall, Vol. 47, no. 12, pp. 1107-1112, 1993

10. Bonte MHA, Vanden Boogaard AH, Huétink J, Meta-modelling techniques for theoptimisation of metal forming processes. Proceedings of the Esaform’05,Cluj-Napoca,pp155–158, 2005.

11. Brabie G., F.Ene, Application of the neural network method in optimization of the drawingprocess of hemispherical parts made from metal sheets, Archives of Civil and MechanicalEngineering, Polish Academy of Sciences, VI, 2, pp. 87-92, 2006.

12. Brabie G., Schnakovszky C., Chiriţă B., Chirilă C., Axinte C. – Application of the Taguchimethod for the compensation of errors determined by springback in the case of a conicallied made from metal sheets, MOCM 11, vol. 1, Technical Sciences Academy of Romania,University of Bacău, pp. 49-56, ISSN 1224-7480, 2005.

13. Brabie G., Ene F., Chirita B., Blankholder force influence on the springback intensity in thecase of hemispherical draw parts made from metal sheets, TSTM 12, Academia de ŞtiinteTehnice, pp. 22-25, 2006.

14. Brabie G., Optimizarea proceselor si echipamentelor de prelucrare mecanica, Ed. AgirBucureşti, 2006.

15. Braha, V., Îndrumar pentru lucrări de laborator la disciplina Tehnologia presării la rece,Iaşi: Institutul Politehnic, Rotaprint, 1984.

16. Braha, V., Nagîţ, Gh., Analiza creativă a proceselor de ştanţare şi matriţare la rece,îndrumar pentru lucrări practice. Chişinău : Editura Tehnica-Info, 2001.

17. Braha, V., Nagîţ, Gh., Tehnologii de ştanţare şi matriţare, îndrumar de proiectare.Chişinău: Editura Tehnica - Info, 2002.

18. Braha, V., Nagîţ, Gh., Tehnologia Presării la Rece, Iaşi, Editura Tehnică, Ştiinţifică şiDidactică CERMI, 2003.

19. Brakman, C.M., de Bruin, B.A., Borsboom, C.G., High drawing ratio in single stroke deepdrawing of tinplate and steel and aluminum sheet materials, Ann. CIRP 37/1, pp. 275–280,1988.

20. Brezobnik M, J. Balib, Kampuš Z., Modeling of forming efficiency using geneticprogramming. J. mater. process. technol.. [Print ed.], 2001, vol. 109, no. pp. 20-29.

21. Cao, J., Li, S. ,Xia, Z.C., Tang, S.C. , Analysis of an axisymmetric deep-drawn part formingusing reduced forming steps, Journal of Materials Processing Technology, 117, pp. 193-200,2001.

22. Chambard A., Guyon P., Khaldi F. El, Lambriks M., Ling D., Effective stamping simulationusing automatic blank and process optimization techniques, 2005.

23. Chengzhi S., Guanlong C., Determining the optimum variable blank-holder forces usingadaptive response surface methodology (ARSM), Springer-Verlag London Limited , Int JAdv Manuf Technol , 2004.

24. Chiorescu D., Nagîț Gh., The influence of process parameters on the quality of deep drawncylindrical cup, 6th International Conference On Manufacturing Science And Education,June 12-15, Sibiu, 2013.


56

25. Chiorescu D., Nagîț Gh., Analysis of drawing force variation for cylindrical cups inrelation to die relative radius and angle, 11th International Conference On ModernTechnologies In Manufacturing, October 17-19, Cluj Napoca, 2013.

26. Chiorescu D., Nagîț Gh., The influence of dimensional-type mathematical model forcylindrical deep drawing on the distribution of extreme unitary stresses, IManE,International Conference, May 29-30, Chişinău, Republic of Moldova, 2014, AppliedMechanics and Materials Vol. 657 (2014) pp 168-172, (2014) Trans Tech Publications,Switzerland :10.4028/ www.scientific.net/AMM.657.168.

27. Chiorescu D., Nagîț Gh., The determination of the optimal values for some parameters indeep drawing of cylindrical cups without a blank holder, New Technologies and Productsin Machine Manufacturing Technologies, TEHNOMUS, Suceava, 2015.

28. Chiorescu D., Nagîț Gh., The influnce of some parameters on the quality of deep drawing ofcylindrical cups without a blank holder, IManE, International Conference, May 21-22, Iași,Romania, 2015.

29. Chung, K., Richmond, O., Ideal forming. I. Homogeneous deformation with minimumplastic work, Int. J. Mech. Sci. 34 (7), pp. 575–591, 1992.

30. Chung, K., Richmond, O., Ideal forming. II. Sheet forming with optimum deformation, Int.J.Mech. Sci. 34 (8), pp. 617–633, 1992.

31. Ciocârdia, C., ş.a., Tehnologia Presării la Rece, Bucureşti, Editura Didactică şi Pedagogică,1991.

32. Cirillo, A., ş.a., Tehnologia matriţării şi ştanţarii la rece, Bucureşti, Editura didactică şipedagogică, 1966.

33. Colgan, M., John, M. - Deep Drawing Process, Journal of Material Processing Technology,132 , pp. 35-47, 2003.

34. Cosserat, E., Cosserat, F., Theorie des corps deformables, In: Chwolson’s Traite dePhysique, 2nd Edition, Paris, pp. 953–1173, 1909.

35. Doege E., Elend E., L. E. - Design and application of pliable blank holder systems for theoptimization of process conditions in sheet metal forming, Journal of Materials ProcessingTechnology, Volume 111, Issues 1-3, pp.182-187, 2006.

36. Du R, Guo WZ, Xu D, Liasi E. Snake skeleton graph: a new method for analyzing signalsthat contain spatial information, Journal of Dynamic Systems Measurement and Control,125: pp. 294–302, 2003.

37. Duchêne Laurent, Habraken Anne Marie, Analysis of the sensitivity of FEM predictions tonumerical parameters in deep drawing simulations, European Journal of MechanicsA/Solids 24, pp. 614–629, 2005.

38. El. Sebaie M.G.,, Mellor, P.B., Pressure Assisted Deep Drawing, Ann CIRP, 22/1: pp.71–72, 1973.

39. Firat Mehmet, Mete Osman H., Stamping process design using FEA in conjunction withorthogonal regression, Finite Elements in Analysis and Design, vol. 46(11), pp. 992-1000,2010.

40. Gao En-zhi, LI Hong-wei, Influences of material parameters on deep drawing of thin-walledhemispheric surface part, Transactions of Nonferrous Metals Society of China 19, pp. 433-437, 2009.

41. Ghader Faraji , Mahmud M. Mashhadi, Using the finite element method for achieving anextra high limiting drawing ratio (LDR) of 9 for cylindrical components, CIRP Journal ofManufacturing Science and Technology 3 , pp. 262–267, 2011.

42. Goldan A., Nagîț Gh., Chiorescu D., Dry ice blasting a new cleaning tehnology in machinerymanufacturing, Buletinul Institutului Politehnic Iași, Tomul LXI (LXV), Fascicolul 1,,Secția Construcții de Mașini, pag. 23-30, 2015.


57

43. Green, A.E., Naghdi, P.M., Wenner, M.L., On the theory of rods—Part I: derivations fromthe three-dimensional equations, Proc. Roy. Soc. London A 337, pp. 451–483, 1974a.

44. Green, A.E., Naghdi, P.M., Wenner, M.L., On the theory of rods—Part II: developments bydirect approach, Proc. Roy. Soc. London A 337, pp. 485–507, 1974b.

45. Guangyong Sun, Guangyao Li, Multi-fidelity optimization for sheet metal forming process,Springer-Verlag, 2010.

46. Guo YQ, Batoz JL, Naceur H, Bouabdallah S, Mercier F, Barlet O ., Recent developmentson the analysis and optimum design of sheet metal forming parts using a simplified inverseapproach.Comput Struct 78: pp.133–148, 2000.

47. Habraken A.M., Modelling the Plastic Anisotropy of Metals, Archives of ComputationalMethods in Engineering, Vol. 11, 1, 3-96, 2004.

48. Hari Raman, A.J. Barnes, Finite Element Modeling, Simulation, Tools,and Capabilities atSuperform, Journal of Materials Engineering and Performance Volume 19(4) June, 2010.

49. Hashimoto K., Yoshida T., Usuda M., A New Sheet Metal Formability Estimation SystemUsing Three-Dimensional Finite Element Method, Journal of Materials ProcessingTechnology, 29: pp. 43-50, 1996.

50. Hassan, M. A., s.a. - A novel process on friction aided deep drawing using tapered blankholder divided into four segments, Journal of Materials Processing Technology 159, pp.418–425, 2005.

51. Hassan, M.A., K.I.E. Ahmed, N. Takakura, A developed process for deep drawing of metalfoil square cups, Journal of Materials Processing Technology 212: pp. 295– 307, 2012.

52. Hazek V.V., Lange K., Use of slip line field method in deep drawing of large irregularshaped components, Proc. 7th NAMRC, 65, 1979.

53. Hoffmann H., Ersoyl K., Advanced Wear Simulation in Sheet Metal Forming, Springer-Verlag London Limited, 2002.

54. Ho K.C., Lin J., Dean T.A., Modelling of springback in creep forming thick aluminumsheets, International Journal of Plasticity 20, pp. 733–751, 2003.

55. H.S. Liu, Z.W. Xing, J. Bao, Investigation of the Hot-Stamping Process for Advanced High-Strength Steel Sheet by Numerical Simulation, Journal of Materials Engineering andPerformance, Volume 19(3), 2010.

56. Huan G, Yuung-ming, Shiao-cheng LU, Analysis of elliptical cup drawing process ofstainless sheet metal, Transactions of Nonferrous Metals Society of China , Vol. 21(2), pp.371-37, 2011.

57. Huang Ying, Chen Yi-Ping, A new approach to solve key issues in multi-step inverse finite-element method in sheet metal stamping, International Journal of Mechanical Sciences 48 ,pp. 591–600, 2006.

58. Hu Xiaohua , Wilkinson David S., A parametric finite element study and an analyticalmodel of particle distributions on post-necking deformation and failure mode in AA5754aluminum alloy sheets, Springer Science, Business Media B.V., 2010.

59. Ihsan Irthiea, Graham Green, Safa Hashim, Abdulbast Kriama, Experimental and numericalinvestigation on micro deep drawing process of stainless steel 304 foil using flexible tools,International Journal of Machine Tools & Manufacture 76: pp. 21-33, 2014.

60. Iliescu, C, Cold - Pressing Technology. Elsevier, Amsterdam - Oxford - New York - Tokio,1999.

61. I1iescu, C., Tehnologia presării la rece, Bucureşti: Editura didactică şi pedagogică, 1984.62. Iliescu, C,Tehnologia ştanţării şi matriţării la rece, Bucureşti, Editura didactică şi

pedagogică, 1977.63. Iliescu, C, Debitarea prin forfecare de precizie,Braşov: Editura Universităţii „Transilvania",


58

1997.64. Jadhav Sanjay, Goebel Roland, Werner Homberg, Matthias Kleiner, Process Optimization

and Control For Incremental Sheet Metal Forming, 2003.65. Jansson T, Andersson A, Nilsson L., Optimization of draw-in for an automotive sheet metal

part An evaluation using surro-gate models and response surfaces. J Mater Process Technol159(3): pp. 426–434, 2005.

66. Jensen, M.R., Olovsson, L., Danckert, J.,Numerical Model for the Oil Pressure Distributionin the Hydromechanical Deep Drawing Process, J Mater Proc Technol, 103:7 pp. 4–79,2000.

67. Kang J, Hadfield M., Parameter optimization by Taguchi methods for finishing advancedceramic balls using a novel eccentric lapping machine, Journal of Engineering Manufacture,Vol. 215(B1), pp. 69-78, 2001.

68. Karima M., Blank development and tooling design drawn parts using a modified slip linefield based approach, ASME Trans. J. Eng. Ind.111, 1989.

69. Kato K., Hokkirigawa K., Abrasive wear diagram, Proceedings of the Eurotrib’85,September 9–12, Elsevier, Amsterdam, 1985.

70. Kecman, V., Learning and Soft Computing, MIT Press, Cambridge, MA, 2001.71. Khelifa M., Oudjene M., Fracture in sheet metal forming: Effect of ductile damage

evolution, Computers and Structures 85 , pp. 205–212, 2006.72. Kim HS, Koc M, Ni J., A hybrid multi-fidelity approach to the optimal design of warm

forming processes using a knowledge-based artificial neural network. Int J Mach ToolsManuf 47(2): pp. 211–222, 2007.

73. Kok S, Stander N., Optimization of a sheet metal forming process using successivemultipoint approximations. Struct Optim 18(4): pp. 277–295, 1999.

74. Kulkarni, A., Jayaraman, V.K., Kulkarni, B.D., Control of Chaotic Dynamical SystemsUsing Support Vector Machines, Phys Lett A, 317: pp. 429–435, 2003.

75. Kwansoo Chung, Dongun Kim, Analytical derivation of earing in circular cup drawingbased on simple tension properties, European Journal of Mechanics A/Solids 30, pp. 275-280, 2011.

76. Lee , C.H., Huh, H., Blank design and strain prediction of automobile stamping parts by aninverse finite element approach, J. Mater. Proc. Tech., 63, pp. 645-650, 1997.

77. Li D.Y., Peng Y.H., Numerical simulation of sheet metal stamping by using ODF data,International Journal of Mechanical Sciences 51, pp. 41-51, 2009.

78. Liao K.-C., Applications of planar anisotropic yield criteria to porous sheet metal formingsimulations, European Journal of Mechanics A/Solids 28, pp. 806-810, 2009.

79. Liao XT, Li Q, Yang XJ, Zhang WG, Li W ., Multiobjective optimization for crash safetydesign of vehicles using stepwise regression model. Struct Multidiscipl Optim 35(6):pp.561–569, 2008.

80. Liu Da-hai, LI Chun-feng, Numerical modeling and deformation analysis forelectromagnetically assisted deep drawing of AA5052 sheet, Transactions of NonferrousMetals Society of China 19, pp. 1294-1302, 2009.

81. Marciniak, Z., Duncan, J.L., Hu, S. J. - Mechanics of Sheet Metal Forming, ButterworthHeinemann, London, 2002.

82. Marques B. M. J. M., Baptista R. M. S. O., Theoretical and experimental analysis ofaxisymmetrical deep drawing, Journal of Materials Processing Technology, 24: pp. 53-63,1990.

83. Makinouchi A., Sheet metal forming simulation in industry, J Mater Process Technol 60 (1–4): pp. 19–26, 1996.


59

84. Marzouki M., Kowandy C., Experimental simulation of tool/product interface during hotdrawing, Wear 262 , pp. 235–241, 2006.

85. Masen M.A., M.B. de Rooij, Abrasive wear between rough surfaces in deep drawing, Wearpp. 639–646, 2004.

86. Mason BH, Haftka RT, Johnson ER, Farley GL., Variable com-plexity design of compositefuselage frames by response surface techniques, Thin-Walled Struct 32(4): pp. 235–261,1998.

87. Merklein M., Lechler J., Characterisation of the Flow Properties of the Quenchenable UltraHigh Strength Steel 22MnB5, Annals of the CIRP Vol. 55/1/2006.

88. Miehe Christian, Schotte Jan, Anisotropic finite elastoplastic analysis of shells: simulationof earing in deep-drawing of single- and polycrystalline sheets by Taylor-type micro-to-macro transitions, Computer Methods Applied Mechanics Engineering, 2003.

89. Mihalache Ș., Nagîț Gh., Chiorescu D., The springback analyse on sheet aluminum vbending using an systemic analysis on bending operation, New Technologies and Productsin Machine Manufacturing Technologies, TEHNOMUS, Suceava, pp. 178-184, 2014.

90. Mihalache Ș., Nagîț Gh., Chiorescu D.,The sringback analyse at v-bending operation. Theuniformisation and diminuation of springback phenomen, New Technologies and Productsin Machine Manufacturing Technologies, TEHNOMUS, Suceava, 2015.

91. Moon S. J., Lee M. G., Equivalent Drawbead Models for Sheet Forming Simulation, Met.Mater. Int., Vol. 16, No. 4 , pp. 595- 603, 2010.

92. Mori K. , Tsuji H., Cold Deep Drawing of Commercial Magnesium Alloy Sheets, Annals ofthe CIRP Vol. 56/1/2007.

93. Naceur H, GuoYQ, Batoz JL , Blank optimization in sheet metalforming using anevolutionary algorithm, Jmater ProcessTechnol151(1–3): pp.183–191, 2004.

94. Naghdi, P.M., The theory of plates and shells, In: Truesdell, C. (Ed.), S. Flugge’s Handbuchder Physik, Vol. VIa/2. Springer, Berlin, pp. 425–640, 1972.

95. Nagîţ, Gh.., Braha, V., Deformarea plastică superficială la rece cu vârfuri sferice dindiamant., Editura Tehnică - Info, Chişinău, 2000.

96. Nagîţ, Gh.., Braha, V., Analiza creativă a proceselor de ştanţare şi matriţare la rece.,Îndrumar pentru lucrări practice la Tehnologia presării la rece, Editura Tehnică - Info,Chişinău, 2001.

97. Nagîţ, Gh., Braha, V., Rusu, B., Tehnologii de ştanţare şi matriţare. Bazele prelucrării prindeformare plastică, Editura Tehnică - Info, Chişinău, 2002.

98. Nakamura, K., Nakagawa, T., Reverse deep drawing with hydraulic counter pressure usingperipheral pushing effect, Ann. CIRP 35/1, pp. 173–176, 1986.

99. Nakamura, K., Nakagawa, T., Sheet Metal Forming with Hydraulic Counter Pressure inJapan, Ann CIRP, 36/1: pp. 191–194, 1987.

100. Ohata T., Nakamura Y, Katayama T, Nakamachi E, Development of optimum processdesign system for sheet fabrication using response surface method, J Mater ProcessTechnol 143(Sp. Iss.SI):667–672, 2003.

101. Padmanabhana R., Oliveira M.C., Influence of process parameters on the deep drawing ofstainless steel, Finite Elements in Analysis and Design 43 , pp. 1062 – 1067, 2007.

102. Panthi S.K., Ramakrishnan N., An analysis of springback in sheet metal bending usingfinite element method (FEM), J Mater Process Technol 186(1–3): pp.120–124, 2007.

103. Parrella, F., Online Support Vector Regression, A Thesis Presented for the Degree ofInformation Science, University of Genoa, Italy, 2007.

104. Păunoiu, V. şi Nicoară, D., Tehnologii de presare la rece a tablelor. Bucureşti, CarteaUniversitară, 2004.


60

105. Păunoiu, V., Nicoară, D., Spiridonescu, C., Epureanu, A., Virtual Deep Drawing Processwith Combined Restraint, ESAFORM, Cluj Napoca, Romania, 2005.

106. Păunoiu, V., Oancea, N., Nicoară, D. , Simulation of Plate’s Deformation Using DiscreteSurfaces, Materials Processing and Design: Simulation and Application, NUMIFORM, ,OHIO State University, American Institute of Physics 0-7354-0188-8, 2004.

107. Peled A., Rubin M.B., Analysis of blank thickening in deep drawing processes using thetheory of a Cosserat generalized membrane, Journal of the Mechanics and Physics ofSolids 52, pp. 317 – 340, 2003.

108. Pepelnjak T. &. Kampus, Z , Analysing the Quality of Sheet-Metal Holding during DeepDrawing, Journal of Mechanical Engineering 47, pp. 94-105, ISSN 0039-2480, 2001.

109. Pereira Michael P., Wenyi Yanb, Contact pressure evolution and its relation to wear insheet metal forming, Wear 265, pp. 1687–1699, 2008.

110. Prete Antonio Del, Primo Teresa, The use of FEA packages in the simulation of a drawingoperation with springback, in the presence of random uncertainty, Finite Elements inAnalysis and Design, 2010.

111. Raju S., Ganesan G., Influence of variables in deep drawing of AA 6061 sheet,Transactions of Nonferrous Metals Society of China, pp. 1856-1862, 2010.

112. Ravilson Antonio, Chemin Filho, Heber Castro Silva, Experimental and numerical truestrain assessment on sheet forming for different tool design, Springer-Verlag LondonLimited, Int J Adv Manuf Technol 48, pp. 473-479, 2010.

113. Ravindra K.Saxena, P.M.Dixit, Numerical analysis of damage for prediction of fractureinitiation in deep drawing, Finite Elements in Analysis and Design, pp. 798-840, 2011.

114. Romanovschi P.V., Ştanţarea şi matriţarea la rece, Ed Tehnică Bucureşti, 1970.115. Rubin, M.B., Cosserat Theories: Shells, Rods and Points, In: Solid Mechanics and its

Applications,Vol. 79. Kluwer, The Netherlands, 2000.116. Rubin, M.B., A simple derivation of Cosserat theories of shells, rods and points, In: D.

Durban, D. Givoli, J.G. Simmonds (Eds.), Advances in the Mechanics of Plates and Shells,The Avinoam Libai Anniversary Volume. Solid Mechanics and Its Applications, Vol. 88,Kluwer, The Netherlands, pp. 277–294, 2001.

117. Sah S, Gao R. 3D interpolation techniques for analysis of contact pressure on tool–workpiece interfaces, In: Proc. 2010 ASME International Symposium on FlexibleAutomation (ISFA), pp. 49-56, 2010.

118. Shiro Kobayashi, Soo-Ik Oh, Taylan Altan, Metal forming and the finite-element method,Oxford University Press, ISBN 0-19-504402-9, New York, 1989.

119. Salehinia I., Shahani A.R., Effect of sheet anisotropy on the wear in deep-drawing processof a cylindrical cup , International Journal of Mechanical Sciences 5: pp. 856–868, 2009.

120. Spiridonescu Cornelia, Cercetări privind parametrii şi eficienţa unui proces de ambutisareadâncă, Teză doctorat, Galaţi, 2010.

121. Sripati Sah, Robert X. Gao, Model-augmented methods for estimation of contact pressuredistribution, Journal of Manufacturing Systems, 2011.

122. Sripati Sah, Robert X. Gao, Process monitoring in stamping operations through toolingintegrated sensing, Journal of Manufacturing Systems 27, pp. 123-129, 2009.

123. Sun GY, Li GY, Gong ZH, Cui XY, Yang XJ, Li Q., Multiobjec-tive robust optimizationmethod for drawbead design. Mater Des 31(4): pp.1917–1929, 2010.

124. Sun GY, Li GY, Hou SJ, Zhou SW, Li W, Li Q., Crashwor-thiness design for functionallygraded foam-filled thin-walled structures. Mater Sci Eng A 527(7–8): pp. 1911–1919,2010.

125. Sun GY, Li GY, Stone M., Li Q., A two-stage multi-fidelity optimization procedure forhoneycomb-type cellular materials. Comput Mater Sci 49:500–511, 2010.


61

126. Swadesh Kumar Singh, Amit Kumar Gupta, Application of support vector regression inpredicting thickness strains in hydro-mechanical deep drawing and comparison with ANNand FEM, CIRP Journal of Manufacturing Science and Technology 3, pp. 66-72, 2010.

127. Takayuki Hama, Hitoshi Fujimotoa, Finite-element simulation of the elliptical cup deepdrawing process by sheet hydroforming, Finite Elements in Analysis and Design 43, pp.234 – 246, 2006.

128. Tang Yucheng, Chen Jun, Robust design of sheet metal forming process based on adaptiveimportance sampling, Springer-Verlag, 2009.

129. Tang B.T., Zha Z., Fast thickness prediction and blank design in sheet metal formingbased on an enhanced inverse analysis method, International Journal of MechanicalSciences 49 , pp. 1018–1028, 2007.

130. Teodorescu, M., ş.a., Prelucrări prin deformare plastică la rece., Bucureşti, EdituraTehnică, 1988.

131. Teodorescu, M., Zgură, Gh., Tehnologia presării la rece, Bucureşti, Ed Didactică şiPedagogică, 1980.

132. Thiruvarudchelvan, S., Wang, H.B., Seat, G., Hydraulic pressure enhancement of the deepdrawing process to yield deeper cups, J. Mater. Process. Technol. 82, pp. 156–164, 1998.

133. Tian Xiaowei, Zhang Yisheng, Investigation on Tribological Behavior of Advanced HighStrength Steels: Influence of Hot Stamping Process Parameters, Springer Science,BusinessMedia, LLC, Tribol Lett, 2012.

134. Vafaeesefat A., Optimum blank shape design in sheet metal forming by boundaryprojection method, Springer/Esaform, Int J Mater Form, pp. 189-192, 2008.

135. Vafaeesefat A, Morteza Khanahmadlu, Comparison of the Numerical and ExperimentalResults of the Sheet Metal Flange Forming Based on Shell-elements Types, InternationalJournal of Precision Engineering and Manufacturing Vol. 12, No. 5, pp. 857-863, 2011.

136. Vapnik, V., The Nature of Statistical Learning Theory, Springer, NewYork, pp. 136-143,1995.

137. Vitali R, Haftka RT, Sankar BV., Multi-fidelity design of stiffened composite panel with acrack. Struct Multidiscipl Optim 23(5): pp. 347–356, 2002.

138. Vollertsen F., Hu Z., Tribological Size Effects in Sheet Metal Forming Measured by a StripDrawing Test, Annals of the CIRP Vol. 55/1, pp. 79- 84, 2006.

139. Wahab Abdel, El-Morsy, Manabe Ken-Ichi, Finite element analysis of magnesium AZ31alloy sheet in warm deep-drawing process considering heat transfer effect, MaterialsLetters 60 , pp. 1866–1870, 2006.

140. Wang Chun-ju, Guo Bin, Effect of die cavity dimension on micro U deep drawingbehaviour with T2 foil, Transactions of Nonferrous Metals Society of China 19, pp. 790-794, 2009.

141. Wifi A. S., Study on large strain elasto-plasticity and finite element analysis ofdeformation process, University of Tokyo, Tokyo, in Japanese, 1978.

142. Wifi, A., Mosallam, A., Some aspects of blank-holder force schemes in deep drawingprocess”, Journal of Achievements in Materials and Manufacturing Engineering, Vol. 24,no. 1, pp. 315-323, 2007.

143. Witulski J., Trompeter M., Tekkaya A.E., High wear resistant deep drawing tools made ofcoated polymers, CIRP Annals - Manufacturing Technology, pp. 145- 148, 2011.

144. Yang, D.Y., Kim, J.B., Lee, D.W., Investigation into manufacturing of very long cups byhydromechanical deep drawing and ironing with controlled radial pressure, Ann. CIRP44/1, pp. 255–258, 1995.


62

145. Yang Lian. F., Mori K. I., Deformation behaviors of magnesium alloy AZ31 sheet in colddeep drawing, Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 18(1): pp. 86-91,2008.

146. Yang RJ, Chen CJ, Lee CH ., Bead pattern optimization. Struct Optim 12(4): pp.217–221,1996.

147. Yossifon, S., Tirosh, J., Rupture instability in hydroforming deep drawing process, Int. J.Mech. Sci. 27, pp. 559–570, 1985.

148. Zabaras N, Ganapathysubramanian G, Li Q., A continuum sensitivity method for the designof multi-stage metal processes. Int J Mech Sci 45(2): pp. 325–358, 2003.

149. Zadeh PM, Toropov VV, Wood AS., Metamodel-based collaborative optimizationframework. Struct Multidiscipl Optim 38(2): pp. 103–115, 2009.

150. Zheng Jinqiao, Yilin Wang, KBE-based stamping process paths generated for automobilepanels, Springer-Verlag London Limited, 2006.

151. Zhenyu Hu, Realisation and application of size dependent FEM-simulation for deepdrawing of rectangular work pieces, CIRP Journal of Manufacturing Science andTechnology 4, pp. 90-95, 2011.

152. Zimniak Z. - Problems of multi-step forming sheet metal process design, Journal ofMaterials Processing Technology, 106, 1-3, pp. 152-158, 2000.

153. ***http://www.gemmfg.com/metal.htm.154. ***Presă hidraulică 60t. Carte tehnică.155. ***SR EN 10025-2:2004.156. ***SR EN 10083-1,2.157. ***SR EN 10088-1.158. ***rasfoiesc.com/inginerie/tehnico-mecanica/.159. ***actrus.ro/reviste/1_2002/art31.pdf/160. ***traductoare/4_2007/24.pdf/

EA TEHNICĂ „GHEORGHE ASACHI” ŞI ŞCOALA · PDF fileModelarea matematică a...

Documents

Transcript of EA TEHNICĂ „GHEORGHE ASACHI” ŞI ŞCOALA · PDF fileModelarea matematică a...