Tratamente Termice [PDF]

Zitiervorschau

CUPRINS

INTRODUCERE ......................................................................................................................................5 Capitolul 1. BAZELE TEORETICE ALE TRATAMENTELOR TERMICE .......................................7 1.1. Operaţiile de bază ale tratamentelor termice .................................................................................7 1.l. l. Operaţia de încălzire ..............................................................................................................8 1.1.2. Operaţia de menţinere .........................................................................................................24 1.1.3. Operaţia de răcire ................................................................................................................27 1.2. Transformările structurale de bază ale T. T. ...............................................................................35 1.2.1. Transformări structurale la încălzire ...................................................................................36 1.2.2. Transformări structurale la răcire ........................................................................................39 1.3. Tensiuni interne ...........................................................................................................................60 1.3.1. Tensiuni termice ..................................................................................................................60 1.3.2. Tensiuni structurale .............................................................................................................66 1.3.3. Efectul tensiunilor interne ...................................................................................................70

Capitolul 2. ROLUL, DIVERSITATEA ŞI CLASIFICAREA TEHNOLOGIILOR DE TRATAMENT TERMIC ......................................................................... .........................................76 2.1. Condiţiile aplicabilităţii cu efect a tratamentelor termice ............ ..............................................76 2.2. Clasificarea şi terminologia tehnologiilor de T.T. .................................... .................................78

Capitolul 3. TEHNOLOGIA TRATAMENTELOR TERMICE .................... .....................................86 3.1. Tratamentele termice ale otelurilor ...................................... ......................................................86 3.1.1. Tratamente termofizice ......................................................... .............................................86 3.1. l. l. Recoacerea otelurilor ........................................... .................................................87 3.1.1.2. Călirea .................................................................... .............................................100

3.1.1.3. Revenirea ..................................................................... ........................................129 3.2. Tratamente termice ale fontelor ...................................................... .........................................139 3.2.1. Recoacerea de detensionare ..................................................... ........................................139 3.2.2. Recoacerea pentru îmbunătăţirea prelucrării ....................... .............................................143 3.2.3. Recoacerea de normalizare ........................................... ....................................................148 3.2.4. Călirea ..................................................................................... ........................................151 3.2.5. Revenirea ..................................................................................... .....................................156 3.2.6. Tratamente termochimice aplicate fontelor ................................. .....................................157

Capitolul 4. TRATAMENTE TERMOCHIMICE ..............................................................................159 4.1. Carburarea .................................................................................................................................163 4.1.1. Adâncimea stratului carburat ............................................................................................163 4.1.2. Temperatura de carburare ..................................................................................................164 4.1.3. Durata procesului carburări ...............................................................................................165 4.1.4. Structura stratului carburat ................................................................................................166 4.2. Metode de carburare ..................................................................................................................166 4.2.1. Carburarea în medii solide ................................................................................................166 4.2.2. Carburarea în medii lichide ...............................................................................................169 4.2.3. Carburarea în medii gazoase .............................................................................................170 4.2.4. Practica carburării .............................................................................................................171 4.2.5. Tratamentele termofizice după carburare .........................................................................172 4.3. Nitrurarea ..................................................................................................................................173 4.3.1. Temperatura de nitrurare ..................................................................................................173 4.3.2. Durata nitrurării ................................................................................................................174 4.3.3. Metode practice de nitrurare .............................................................................................174 4.3.4. Practica nitrurării ..............................................................................................................176 4.4. Îmbogăţirea simultană cu carbon şi azot (cianurarea) ..............................................................177

4.5. Carbonitrurarea .........................................................................................................................181 4.6. Nitrocarburarea ..........................................................................................................................181 4.7. Sulfizarea ............................................................................................ ......................................182 4.8. Sulfocianurarea ................................................................................... ......................................183 4.9. Borurarea ............................................................................................ ......................................184 4.10. Cromarea .......................................................................................... ......................................186 4.11. Alitarea ............................................................................................. ......................................187

Capitolul 5. UTILAJE PENTRU TRATAMENTE TERMICE .................................... .....................190 5.1. Utilaje pentru încălzire ....................................................................... ......................................190 5.1. l. Cuptoare cu flacără .................................................................... ......................................192 5.1.2. Cuptoare electrice ...................................................................... ......................................198 5.1.3. Cuptoare băi ............................................................................... ......................................203 5.2. Utilaje pentru răcire ........................................................................... ......................................206 5.2.1. Utilaje pentru răcire lentă .......................................................... ......................................206 5.2.2. Utilaje pentru răcire accelerată .................................................. ......................................206 5.2.3. Utilaje pentru răcire rapidă ........................................................ ......................................208 5.2.4. Utilaje pentru răcire la temperaturi joase .................................. ......................................212 5.3. Utilaje complementare ...................................................................... ...................................... 213 5.3. l. Utilaje pentru curăţirea pieselor ................................................ ......................................213 5.3.2. Utilaje pentru spălare ................................................................ ......................................215 5.3.3. Utilaje pentru îndreptare ........................................................... ......................................216 5.3.4. Utilaje auxiliare ......................................................................... ......................................217 5.3.4. Aparate pentru măsură .............................................................. ......................................217 5.3.4.1. Termometre cu rezistentă electrică .............................. ......................................217 5.3.4.2. Termometrele termoelectrice ...................................... ......................................219 5.3.4.3. Pirometre cu radiaţie totală .......................................... ......................................221

5.3.4.4. Pirometre cu radiaţie parţială ....................................... ......................................222

Capitolul 6. COROZIUNEA ŞI PROTECŢIA METALELOR ...................................... ..................223 6.1. Generalităţi ........................................................................................... ...................................223 6.1.1. Definiţie, clasificare ..................................................................... ....................................223 6.1.2. Prevenirea coroziunii. Metode ..................................................... ....................................225 6.2. Procedee de acoperire a suprafeţelor materialelor ............................... ....................................227 6.2. l. Acoperirea suprafeţelor cu structură metalică protectoare .......... ....................................227 6.2.2. Acoperirea suprafeţelor prin cufundarea piesei în metalul topit .. ....................................227 6.2.3. Acoperirea suprafeţelor metalice prin metalizare folosind diferenţa termică …………...228 6.2.4. Acoperirea suprafeţelor prin metalizare folosind pulverizarea ... .................................... 228 6.2.5. Acoperirea suprafeţelor metalice prin placare ............................. .....................................229 6.2.6. Acoperirea suprafeţelor prin galvanizare ..................................... ....................................230 6.2.6.1. Noţiuni de electrochimie ................................................. ....................................232 6.2.6.2. Legile electrolizei ........................................................... .....................................233 6.2.6.3. Teoria depunerii galvanometrice .................................... .....................................233 6.2.7. Metode chimice şi electrochimice de curăţire. Degresarea ......... .....................................234 6.2.7.1. Degresarea în solvenţi organici ...................................... .....................................235 6.2.7.2. Degresarea în soluţii alcaline .......................................... ....................................235 6.2.7.3. Degresarea cu emulsii ..................................................... .....................................236 6.2.7.4. Degresarea electrochimică .............................................. .....................................236 6.2.7.5. Degresarea cu ultrasunete ............................................... .....................................236 6.2.7.6. Decaparea ........................................................................ ....................................236 6.2.8. Elemente de depunere, procedee .................................................. ....................................237 6.2.8.1. Argintul............................................................................ ....................................237 6.2.8.2. Aurul................................................................................ .....................................239 6.2.8.3. Cadmiul ........................................................................... ....................................239

6.2.8.4. Cobaltul ........................................................................... ....................................239 6.2.8.5. Cromul ............................................................................. ....................................239 6.2.8.6. Cuprul .............................................................................. ....................................241 6.2.8.7. Nichelul ........................................................................... ....................................241 6.2.8.8. Plumbul ........................................................................... ....................................242 6.2.8.9. Staniul ............................................................................. .....................................243 6.2.8.10. Zincul ............................................................................ ....................................243 6.2.8.11. Aluminiul ...................................................................... ....................................243 6.2.8.12. Fierul ............................................................................. ....................................244 6.2.9. Pelicule de natură anogarnică ...................................................... .....................................244 6.3. Protecţia suprafeţelor prin lăcuire şi vopsire .......................................... ...................................246 6.3. l. Pigmenţi şi materiale de umplut .................................................. .................................... 247 6.3.1.1. Răşini naturale ................................................................ .....................................247 6.3.1.2. Răşini sintetice ................................................................ ....................................247 6.3.2. Pregătirea suprafeţelor pentru vopsire ......................................... .....................................248 6.3.2.1. Decaparea cu substanţe acide ......................................... .....................................249 6.3.2.2. Fosfatarea si pasivitatea metalelor ................................. .....................................250 6.3.2.2.1. Fosfatarea cu fosfat de zinc ........................................ ......................................250 6.3.2.2.2. Fosfatarea cu fosfat de mangan .................................. ......................................251 6.3.3. Metode de aplicare a lacului şi a vopselei ................................. ......................................251 6.3.3.1. Vopsirea cu pensula ....................................................... .....................................251 6.3.3.2. Vopsirea prin pulverizare .............................................. .....................................251 6.3.3.3. Vopsirea prin imersie ..................................................... ......................................251 6.3.3.4. Vopsirea prin electroforeză ........................................... ......................................252 6.3.4. Uscarea peliculei de lac şi vopsea ............................................. ......................................252 6.3.4.1. Uscarea prin convecţie .................................................. ......................................252 6.3.4.2. Uscarea prin radiaţie ..................................................... ......................................252

6.3.4.3. Uscarea prin încălziri combinate .................................. ......................................253 6.3.5. Defecte la depozitare, aplicare şi uscare ale lacurilor şi vopselelor ................................253 6.3.5.1. Defecte datorită aplicării vopselelor .............................. .....................................253 6.3.5.2. Defecte care apar după uscarea piesei ........................... ......................................253 6.3.5.3. Defecte datorită depozitării vopselelor .......................... .....................................254 Norme de tehnica securităţii muncii .................................................... ......................................255 6.4.1. Acizii .......................................................................................... .....................................255 6.4.1.2. Bazele ............................................................................. .....................................256 6.4.1.3. Sărurile ........................................................................... .....................................257 6.4.2. În secţiile de vopsire .................................................................. ......................................259

LUCRĂRI DE LABORATOR

Laboratorul 1. Identificarea rapidă a calităţii oţelurilor ........................................ ...........................267 Laboratorul 2. Determinarea călibilităţii oţelurilor prin metoda răcirii frontale (Metoda Jominy….274 Laboratorul 3. Stabilirea tehnologiei de călire a oţelurilor de îmbunătăţire ................. ...................280 Laboratorul 4. Stabilirea regimului de revenire a oţelurilor carbon .............................. .................. 285 Laboratorul 5. Călirea izotermă şi în trepte ................................................................... .................. 290 Laboratorul 6. T.T. aplicate oţelurilor bogat aliate de scule (Rp3) ................................. ..................296 Laboratorul 7. Defecte ce pot apare la T.T. ............................................................... ...................... 304 Bibliografie

INTRODUCERE La proiectarea în construcţia de maşini şi metalurgie se va porni de la cerinţele rolului funcţional al obiectului metalic. Aceasta impune unul sau mai multe tipuri de tratamente termice care asigură proprietăţile optime în funcţie de rolul funcţional al piesei. Apoi se alege aliajul cel mai indicat acestor tratamente termice. În sfârşit se proiectează variantele de tratamente termice adecvate. Tratamentele termice sunt o ramură a ştiinţei metalelor. Durabilitatea, adică rezistenta la solicitări mecanice - în general - poate fi mult ameliorată prin alegerea judicioasă a materiei prime şi prin aplicarea unor tratamente termice adecvate rolului funcţional al piesei în cauză. Realizarea aproape a tuturor obiectelor metalice utilizate de om, este de neînchipuit, fără aplicarea variatelor tehnologii de tratamente termice, aplicate metalelor folosite în această activitate de producţie. Aplicarea tehnologiilor de tratamente termice adecvate şi executarea lor corectă conduce la avantaje economice şi tehnice prin următoarele căi: · economie de metal prin posibilitatea reducerii dimensiunilor pieselor, implicit a greutăţii şi gabaritelor, dar cu menţinerea parametrilor funcţionali sau chiar ameliorarea lor; · economie de metal prin reducerea uzării şi a degradării obiectelor metalice (pierderi de metal de obicei nerecuperabile); · economie de metale deficitare şi scumpe, ridicând proprietăţile oţelurilor nealiate sau slab aliate la cele ale oţelurilor înalt aliate; · economie de manoperă şi timp prin mărirea durabilităţii sculelor, a pieselor şi maşinilor, reducând avariile lor în funcţionare; · realizarea unor supercalităţi şi superproprietăţi de neînchipuit în trecutul apropiat al tehnicii, prin folosirea noilor aliaje, eventual bogat aliate în combinaţie cu tehnologii de tratamente termice noi, adaptate acestora (metalizări prin difuzie, oţelul şi tratamentul "maraging", etc. ). Din aceste considerente rezultă că toţi inginerii, indiferent de specialitate sunt implicaţi în proiectarea şi executarea în mod competent a tuturor tehnologiilor de tratamente termice. Fiabilitatea, care implică competitivitatea maşinilor şi utilajelor, este strâns legată (după cum s-a stabilit în practica schimburilor internaţionale) de tehnologia de tratament termic, care în multe cazuri este secretul firmei producătoare. Pentru ca un inginer să ştie să proiecteze aceste tehnologii şi utilaje care de fapt sunt extrem de variate, trebuie să posede cunoştinţe din discipline conexe ca: studiul materialelor, metalurgie fizică, termodinamică, electrotehnică, mecanică, etc.

5

În contact cu mediul înconjurător, metalele şi aliajele sunt supuse procesului de coeziune. Există un interes deosebit manifestat în prezent faţă de problemele coeziunii şi a protecţiei anticorosive. Prin coroziune are loc o distrugere a materialului metalic, se produc pagube reale, pierderi însemnate de metal ce nu pot fi recuperate. De aceea combaterea coroziunii metalelor trebuie asigurată şi coordonată în cadrul tuturor ramurilor economiei naţionale. Tehnica protecţiilor de suprafaţă a metalelor a căpătat o dezvoltare considerabilă atât pe plan mondial cât şi naţional. Un loc important între metodele de protecţie îl deţine acoperirile metalice depuse electrochimic şi acoperirile prin lacuri şi vopsele. Lucrarea se adresează tuturor studenţilor facultăţii de inginerie, precum şi celor interesaţi de tratamente termofizice, termochimice, protecţia anticorosivă a metalelor cu care lucrează. Ea reprezintă încercarea autorului de a cuprinde într-un volum relativ restrâns principalele aspecte ale tehnologiilor sus amintite. Autorii

6

1. BAZELE TEORETICE ALE TRATAMENTELOR TERMICE 1.1. Operaţiile de bază ale tratamentelor termice În cazul cel mai general, un tratament termic presupune o încălzire a piesei până la o anumită temperatură, o menţinere a ei la această temperatură şi apoi o răcire efectuată în condiţiuni bine determinate. Această succesiune de operaţii se numeşte ciclu de tratament termic şi se reprezintă grafic sub forma unei curbe în coordonate temperatură-timp (fig.1.1), curba continuă notată eu Ts reprezentând variaţia temperaturii suprafeţei piesei, iar cea notată cu Tc, variaţia temperaturii centrului.

Fig. 1.1. Ciclul de tratament termic Pentru ca un ciclu să fie complet determinat, trebuiesc cunoscuţi următorii parametrii: - temperatura iniţială a piesei, Tpi; - temperatura finală a piesei, Tpf ; - durata încălzirii, τi; - durata de menţinere la temperatura finală, τm ; - durata răcirii, τr; - viteza de încălzire, Vî ; - viteza de răcire, Vr .

7

Aceştia se stabilesc în funcţie de o serie de factori dintre care cei mai importanţi sunt: compoziţia chimică, destinaţia piesei, forma şi dimensiunile ei, starea de tensiuni şi structurală a materialului înainte de tratament. Prin stabilirea tipului de tratament termic aplicat unei piese dintr-un anumit aliaj, se fixează între anumite limite valorice numai o parte dintre parametrii tehnologici: temperatura maximă de încălzire, durata menţinerii la această temperatură şi viteza de răcire. Alegerea celorlalţi parametrii se face diferenţiat, ţinând seama de specificul tratamentului respectiv, cum ar fi cazul călirii superficiale sau a tratamentelor termochimice.

Fig. 1.2 Ciclul de tratament termic pentru un oţel aliat Se pot reprezenta grafic (schematic) şi tratamentele termice complexe, din care să se desprindă itinerarul tehnologic complet pe care îl parcurge piesa. În figura 1.2 se reprezintă ciclul de tratament termic pentru un oţel aliat de scule. 1.1.1. Operaţia de încălzire Este prima etapă a unui ciclu de tratament termic, etapă ?n care suprafaţa piesei atinge temperatura prescrisă - Tpf. Această operaţie trebuie executată în conformitate cu o serie de parametrii temperatură-timp(Tpf, Vî, τî), care se stabilesc prin calcul, pe baza legilor transmisiei căldurii , constantelor termofizice ale materialului, formei şi dimensiunii piesei, a mărimii şarjei şi a modului de şarjare în instalaţia de încălzire. Valorile rezultate din calcule se verifică practic, făcându-se apoi corecturile necesare; aceste experimente pot particulariza formele generale pentru diferite grupe de piese.

8

Parametrii operaţiei de încălzire trebuiesc corect determinaţi, întrucât influenţează direct productivitatea instalaţiei şi calitatea piesei tratate termic. Această primă operaţie este caracterizată prin ramura ascendentă a curbei Tp = f (τ ) , din figura 1.1. Temperatura finală a piesei Este temperatura maximă pe care trebuie să o atingă suprafaţa piesei la sfârşitul operaţiei de încălzire. Ea este în funcţie de tratamentul termic în cauză, prin condiţia impusă pentru structura ce trebuie obţinută prin încălzire şi de compoziţia chimică a aliajului, respectiv, punctele critice la încălzire. În practica industrială cazul cel mai frecvent este acela când tratamentul termic este indicat de către proiectant, iar materialul din care este confecţionat reperul respectiv este standardizat. În astfel de situaţii se recurge la indicaţiile şi recomandările cuprinse în standarde. Când aliajul respectiv nu este standardizat, se pot utiliza indicaţiile cuprinse în literatura de specialitate sau normativele străine, pentru aliaje similare. În cazul unor aliaje binare, pentru care sunt publicate diagramele de echilibru, este suficient să se cunoască concentraţia elementului de adaos pentru a se determina punctele critice (fig. 1.3).

Fig. 1.3 Domeniul temperaturilor de călire pentru aliajele Fe-C În cazul călirii oţelurilor hipoeutectoide la valoarea lui AC3 se mai adaugă 30 ÷ 80 °C pentru a avea certitudinea că s-a trecut în domeniul austenitic; în cazul celor hipereutectoide se adaugă 30 ÷ 80 °C la AC1.

9

Cum majoritatea utilajelor de încălzire lucrează cu o precizie relativ scăzută, temperatura finală a piesei se indică sub forma unui interval de temperatură şi trebuie să până seama de o serie de criterii, cum ar fi: tendinţa de supraîncălzire a unor aliaje (creşterea grăunţilor), acţiunea termochimică a mediului de încălzire la temperaturi ridicate, posibilitatea deformării piesei sub propria sa greutate la temperaturi ridicate unde caracteristicile mecanice sunt scăzute şi altele. În cazul tratamentelor termochimice, temperatura finală are un rol foarte important în reglarea progreselor de adsorbţie şi difuzie. La producţia de serie este necesară şi efectuarea de experimente la scară de laborator sau chiar cu utilajele de încălzire din dotarea sectorului. Odată determinată temperatura finală a piesei, se stabileşte temperatura necesară în spaţiul de lucru al utilajului de încălzire: TC = TPf + (30 ~ 40°C )

Diferenţa de temperatură dintre piesă şi utilajul de încălzire apare din considerente legate de transmiterea căldurii; teoretic acestea nu vor putea fi niciodată egale. Viteza de încălzire a piesei Din alura curbelor de încălzire a suprafeţei şi centrului piesei (fig. 1.1 ) rezultă că viteza de încălzire nu este constantă în timpul T;; la începutul operaţiei de încălzire ea este mai mare, iar la sfârşit mai mică. În practică deci, când se vorbeşte de o anumită valoare a vitezei de încălzire se va înţelege viteza medie pe toată durata încălzirii: Vî =

TPf − TPî τî

[°C / h]

Într-un interval de timp ∆τ viteza de încălzire este : Vî =

T2 − T1 ∆τ

[°C / h]

iar viteza reală de încălzire după un timp T , va fi reprezentată prin: VrA = tgα

La stabilirea vitezei de încălzire trebuie să se ţină seama de o serie de factori legaţi de caracteristicile fizico-chimice ale aliajului din care este executată piesa, de factorul economic precum şi de posibilităţile utilajului de încălzire.

10

Din punctul de vedere economic este bine să se lucreze cu viteze cât mai mari şi apropiate de posibilităţile utilajului, pentru a influenţa în sens pozitiv productivitatea. Concomitent, piesa fiind supusă acţiunii mediului de încălzire un timp mai scurt, efectele termochimice de oxidare şi decarburare sunt mult reduse, creşterea grăunţilor fiind la rândul ei împiedicată. Dar factorul cel mai important ce condiţionează limita superioară a vitezei de încălzire este cel legat de apariţia tensiunilor termice. În figura 1.1 se observă că în perioada de încălzire curba TC, corespunzătoare centrului piesei, este în întârziere faţă de cea a suprafeţei TS, datorită condiţiilor de transmitere a căldurii de la suprafaţa piesei spre centrul ei, condiţii dependente de constantele fizice ale materialului. Pe tot parcursul încălzirii va exista deci, o diferenţa de temperatura: ∆T0 = TS − TC

ce va duce la apariţia unor tensiuni interne în material, datorită condiţiilor de dilatare diferite. Aceste tensiuni se pot exprima prin relaţia: σ max =

β ⋅E  daN  ⋅ ∆T  2 1− µ  mm 

unde: β - coeficientul de dilatare liniară [°C]; E - modulul de elasticitate [daN/mm2]; µ - coeficientul de contracţie transversală a materialului; ∆T - diferenţa de temperatură dintre suprafaţa sau centrul piesei şi temperatura medie a piesei [°C], şi se vede că sunt direct proporţionale cu ∆T. Acestea au valori mari şi sunt periculoase în prima fază a încălzirii, atunci când materialul are plasticitate redusă, putând atinge valori ce depăşesc rezistenţa la rupere a materialului şi deci apariţia deformărilor şi fisurilor. Tensiunile termice sunt influenţate foarte puternic şi de gradul de aliere a materialului: cu cât acesta este mai bogat aliat, conductibilitatea termică este mai scăzută, iar OT va atinge valori mai ridicate. Limita inferioară a vitezei de încălzire este condiţionată de productivitatea necesară şi efectul termochimic intens al mediului de încălzire la expuneri îndelungate ale piesei. În concluzie, la stabilirea vitezei optime de încălzire este necesar să se aibă în vedere toţi factorii amintiţi, corelaţi cu particularităţile utilajului de încălzire folosit. Spre exemplificare, în figura 1.4 se prezintă ciclul termic al călirii unui material bogat pentru scule; în ipoteza încălzirii după curba l, viteza mare poate duce la apariţia de tensiuni foarte mari. Încălzirea în trepte (curba 2), prin utilizarea a trei instalaţii de încălzire, permite folosirea a trei viteze de încălzire diferite, în funcţie de fenomenele fizice caracteristice celor trei intervale de temperatură; până la T1, prin folosirea unor viteze mici

11

se elimină tensiunile termice, fenomenele termochimice fiind şi ele încă reduse.

Fig. 1.4. Ciclul termic de călire pentru un oţel aliat În intervalul T1 - T2 se poate mări deja viteza, pentru ca acţiunea mediului să se reducă, diferenţa de temperatură dintre centru şi suprafaţă fiind deja mică, iar în intervalul T2 - Taust, se poate lucra cu viteza maximă ce o realizează utilajul, materialul având o bună plasticitate. Se observă că în final durata încălzirii poate să fie chiar scurtată comparativ cu încălzirea după ciclul 1. Prin protejarea piesei împotriva efectului termochimic al mediului de încălzire (utilizarea de atmosfere controlate, împachetare) se poate reduce totul la alegerea unor viteze optime din punctul de vedere al tensiunilor termică. În cazul particular al recoacerii de detensionare, viteza de încălzire va fi cât mai redusă, pentru a nu introduce alte tensiuni în materialul şi aşa tensionat. Durata încălzirii Fiind parametrul de care depinde în cea mai mare măsură reuşita operaţiei de încălzire, el trebuie cu cât mai mare exactitate. În practica industrială se folosesc de cele mai multe ori relaţiile empirice, având la baza rezultatele experimentale şi care scutesc tehnologul de o serie de calcule. Dar utilizarea acestora este limitată la condiţiile practice pentru care au fost determinate, iar precizia lasă de dorit. Relaţiile analitice însă sunt mai precise, având un câmp mai larg de aplicabilitate şi au la bază legile transmiterii căldurii.

12

Pentru a putea determina durata de încălzire prin metoda analitică este necesar să se stabilească în prealabil condiţiile de calcul: - metoda de încălzire (mediul şi utilajul); - regimul de încălzire; - condiţiile de transfer a căldurii de la utilajul folosit la piesă; - constantele fizice ale utilajului, geometria pieselor şi aşezarea lor în spaţiul de lucru al utilajului de încălzire. Metoda de încălzire Pentru realizarea unui tratament termofizic se pot utiliza mai multe tipuri de utilaje de încălzire, iar pentru tratamentele termochimice trebuiesc folosite utilaje specializate. La alegerea metodei de încălzire se va avea în vedere mediul de încălzire optim pentru condiţiile impuse, utilajul ce permite folosirea unui astfel de mediu, temperatura maximă, variaţia temperaturii în timp, etc. În vederea unei alegeri corecte, în cele ce urmează se prezintă o schemă cuprinzând principalele variante de încălzire folosite în cazul tratamentelor termice. a) încălzire în medii gazoase (cuptoare electrice, cu gaz); - cu temperatură constantă; - cu viteză de încălzire constantă; - cu temperatură variabilă în spaţiul de lucru. b) încălzire în medii lichide (băi); - metale topite; - săruri şi alcalii topite; - ulei; - apă. c) încălzire în medii solide (între plăci); d) încălzire în medii speciale; - încălzire electrică prin contact galvanic; - prin inducţie; - cu role; - cu flacără oxiacetilenică; - în electroliţi; - cu plasmă.

13

Regimul de încălzire Încălzirea în vederea tratamentului termic se poate realiza după una din schemele prezentate în figura 1.5. Regimul din figura 1.5 a. asigură o încălzire lentă a pieselor odată cu cuptorul, micşorând tensiunile interne, ∆Ta fiind mic. Se foloseşte în cazul oţelurilor aliate ce au conductibilitate termică redusă. Durata încălzirii fiind mare, productivitatea este scăzută, iar consumul de energie ridicat. Regimul din figura 1.5 b. presupune introducerea pieselor într-un utilaj având temperatura Tcup constantă. Viteza de încălzire este mai mare deci şi ∆Tb va fi mai mare; în schimb durata încălzirii este mai redusă.

Fig. 1.5 Scheme ale regimurilor de încălzire Regimul din figura 1.5 c. corespunde cazului când piesele sunt introduse la o temperatură a utilajului Tcup >> Tpf, dar care scade pe măsură ce piesa se încălzeşte. Se asigură o viteză de încălzire foarte mare, deci şi o productivitate ridicată; dar consumul de energie şi tensiunile interne sunt ridicate. Acest regim de încălzire se foloseşte mai rar. Regimul din figura 1.5 d. reprezintă încălzirea în două trepte, folosindu-se două utilaje încălzite la temperatură constantă. Fiecare din etape se reduce la schema din figura 1.5 b., iar durata încălzirii este mai mică decât în regimul din figura 1.5 a. Prin comparaţie se poate observa că : τc < τb < τd < τa

Dintre variantele prezentate, regimul termic cel mai folosit în domeniul tratamentelor termice este cel din figura 1.5 b.

14

Condiţiile de transfer a căldurii de la utilajul de încălzire la piesă Transferul de căldură se poate realiza prin conductibilitate, convecţie si radiaţie. a) Transferul de căldură prin conductibilitate are loc prin contactul direct intre particulele vecine ale unui corp sau două materiale diferite, fiind condiţionat de diferenţia de temperatură a acestora.

Fig. 1.6. Transferul de căldură prin conducţie În figura 1.6 sunt reprezentate schematic două corpuri de temperatură T1, respectiv T2 ( T1>T2 ) a căror suprafaţă de contact este S. Dacă corpul 1 se găseşte în regim staţionar (dT/dτ = 0), corpul 2 se va încălzi datorită fluxului de căldură specifică: q=

λ (T1 − T2 ) δ

kJ  W  m 2 sau m 2 h 

unde: λ - conductibilitatea termică a materialului din care este confecţionat corpul 2 (piesa) în [W/m grd. ] sau [kJ/m2h]; S - grosimea corpului 2 în [m]. Cantitatea de căldură ce se va transmite corpului 2 prin întreaga suprafaţă de contact va fi: Q = q⋅S =

λ ⋅ S (T1 − T2 ) [W] sau [kJ/h] δ

S fiind suprafaţa de contact în m. Din relaţie se desprinde faptul că diferenţa de temperatură este hotărâtoare şi condiţionează fluxul de căldură. Acest mod de transmitere a căldurii este caracteristic încălzirii în medii lichide (băi) şi în 15

medii solide. b) Transferul de căldură prin convecţie are loc între un fluid (lichid sau gazos) aflat în mişcare şi suprafaţa unui corp solid pe care acesta îl spală. În figura 1.7 corpul solid are temperatura T2 < T1, care este temperatura fluidului (gazelor în mişcare).

Fig. 1.7. Transferul de căldură prin convecţie Particulele de gaz se mişcă cu viteză v şi se spală suprafaţa corpului; prin contact ele cedează o cantitate de căldură, se reîncălzesc şi ciclul se repetă. Particulele se succed, schimbul de căldură având loc pe toată suprafaţa S. Schimbul de căldură are loc doar în condiţiile existenţei unei mişcări relative cu o viteză v între fluid şi corp, iar intensitatea acestuia depinde de diferenţa de temperatură şi de coeficientul superficial de transfer a căldurii: QC = α C ⋅ S ⋅ (T1 − T2 ) [W ] sau [kJ/h ]

unde: αC - coeficientul superficial de transfer al căldurii în [W/m2grd] sau [kJ/m2 · h] S - suprafaţa de transfer a căldurii în [m2]. Transferul de căldură prin convecţie este caracteristic încălzirii în cuptoare electrice şi cu flacără unde mediu de încălzire este gazos. În spaţiul →

de lucru al utilajului de încălzire gazele se mişcă liber cu o viteză v datorită diferenţei de temperatură, mişcare suficientă pentru a asigura transferul de căldură; în acest caz se numeşte convecţie liberă. Dacă viteza de mişcare a gazelor este mărită cu ventilatoare, schimbul de căldură este mult intensificat şi în acest Gaz convecţia este forţată. Transferul de căldură prin convecţie este eficace până la temperaturi de 750 °C şi viteze de mişcare a gazelor de 5~10 m/s. c) Transferul de căldură prin radiaţie. Fiecare corp încălzit la o temperatura T, radiază de pe unitatea de suprafaţa, în timp de o oră, o energie sub forma de unde electromagnetice, care reprezintă puterea de emisie a corpului respectiv. Această energie radiată de un corp absolut negru este dată de relaţia lui Stephan-Boltzmann: 16

4

 T  2 2 E 0 = c0   [w/m · h sau kJ/m · h]  100 

unde: c0 - reprezintă constanta de radiaţie a corpului absolut negru, având valoarea de 5,75 [W/m · h] sau 20,73[kJ/m2 · h]; T- temperatura considerată [°C]. În cazurile reale corpurile nu sunt absolut negre ci cenuşii, în consecinţă energia radiată va fi mai mică: 4

 T  2 2 E = εE0 = εc0   [w/m · h sau kJ/m · h]  100 

ε - reprezentând coeficientul de negreală al corpului considerat, coeficient ce se găseşte în tabele şi este subunitar. Presupunând un corp cenuşiu încălzit la temperatura T, (fig. 1.8), având o suprafaţă radiantă S, (corp radiant), acesta va radia asupra corpului de temperatură T2 şi suprafaţă S2 o energie totală E. O parte din energie, E1, este reflectată de corpul receptor, iar o altă parte, E2, este absorbită (dacă corpul este transparent, o parte a energiei E3 traversează corpul), transformându-se din nou în căldură şi producând încălzirea lui. Această componentă prezintă interes practic în cazul tratamentelor termice, cantitatea de căldură absorbită, în condiţiile unui regim staţionar, exprimându-se prin relaţia:  T1  4  T2  4  Qr = 5,73 ⋅ ε r ⋅   −   ⋅ H [W ]  100   100   εr =

1 1  1  1 +  − 1 ⋅ ϕ12 +  − 1 ⋅ ϕ 21  ε1   ε2  H = ⋅ϕ12 ⋅ S1 = ϕ 21 ⋅ S 2 [m 2 ]

Fig. 1.8. Transferul de căldură prin radiaţie unde: εr - este gradul de negreală; T1 şi T2 - temperaturile suprafeţelor S1 şi S2 în [°C]; H - suprafaţa de radiaţie reciprocă a celor două corpuri în [m]; ε1 şi ε2 - reprezintă gradul de negreală al celor două corpuri;

17

ϕ12 şi ϕ21 - parametrii adimensionali care depind de forma şi poziţia reciprocă a celor două corpuri. Transferul de căldură în instalaţiile de încălzire este foarte complexe apărând toate cele trei forme arătate mai sus. Rezultatul acţiunii lor concomitente este atribuit în mod obişnuit unuia sau două din modurile de transmitere a căldurii, considerate ca principale. Pentru domeniul de temperaturi până la 900 °C calculul cantităţii de căldură se face cu o relaţie similară deci din cazul convecţiei, unde intervine însă un coeficient global de transfer al căldurii: α = αc +αr

unde αc ia în considerare aportul convecţiei, iar αr aportul radiaţiei. La temperaturi ce depăşesc 900 °C transferul de căldură se face prin radiaţie în proporţie de 90-95%, deci convecţia este neglijabilă, calculul făcându-se în consecinţă.

Fig. 1.9 Prezentarea schematică a celor trei moduri de transfer ale căldurii Să considerăm o piesă având o secţiune circulară cu diametrul 2x, ca fiind introdusă în spaţiul de lucru al unei instalaţii de încălzire (fig. 1.9). Piesa opune o rezistenţă exterioară la încălzirea suprafeţei sale Rext, care va fi invers proporţională cu coeficientul global de transmitere a căldurii: Rext →

1 α

Transferul de căldură de la suprafaţă către interiorul piesei se va face prin conductibilitate termică, întâmpinând o rezistenţă interioară Rint proporţională cu grosimea de încălzire x şi invers proporţională cu conductibilitatea termică ţ. a materialului din care este confecţionată:

18

Rint →

x λ

Făcând raportul lor: Rint Rext

x α ⋅x →λ = = Bi 1 λ α

se obţine un criteriu adimensional numit "criteriul Biot", care arată că încălzirea straturilor interioare se face cu atât mai greu cu cât rezistenţa interioară este mai mare în raport cu cea exterioară. Criteriul Biot caracterizează, deci, condiţiile în care are loc acumularea căldurii la suprafaţa piese; în funcţie de natura transferului de căldură de la instalaţia de încălzire. Condiţiile de transfer al căldurii prin conductibilitate de la suprafaţa piesei câtre centrul ei sunt caracterizate printr-un alt criteriu adimensional numit "criteriul lui Fourier": F0 =

a ⋅τ X2

în care:

a =λ/pc [m/h] - difuzibilitatea termică a materialului; λ - conductibilitatea termică a materialului [W/m grd); c - căldura specifică [Wh/Kg grd]; p - densitatea materialului [Kg/m]; x - grosimea de încălzire în [m], criteriu care ţine seama şi de timpul de încălzire τ. Din punctul de vedere al transferului de căldură de instalaţia de încălzire la piesă, piesele tratate termic se consideră ca fiind de două feluri: - piese subţiri, la care diferenţa de temperatură dintre suprafaţă şi centru este mică, ea putându-se neglija în calculele analitice ale duratei de încălzire. Pentru ele, valoarea criteriului Biot este B, < 0,25; - piese masive, la care diferenţa de temperatură între suprafaţă şi centru este mare şi pentru care B; > 0,25. Condiţiile şi relaţiile analitice pentru calculul duratei de încălzire sunt diferite pentru fiecare din grupe. Medii de încălzire În perioada încălzirii între piese şi mediul din spaţiul de lucru al utilajului folosit, pot să apară o serie de reacţii chimice nedorite, care duc la degradarea suprafeţei pieselor. Intensitatea acestora depinde de compoziţia aliajului şi a mediului, temperatura de lucru şi durata cât acestea sunt expuse acţiunii mediului. a) Medii gazoase: sunt mediile din cuptoarele electrice şi cele acţionate 19

cu combustibili, precum şi atmosferele controlate. Acţiunea lor termochimică asupra piesei constă în oxidare, reducere, decarburare şi carburare. - Oxidarea se datoreşte următoarelor reacţii chimice: O2 + 2Fe ↔ 2FeO H2O + Fe ↔ FeO + H2 CO2 + Fe ↔ FeO + CO De aici rezultă că 02, H20 şi C02 sunt gaze oxidante, iar CO şi H2 sunt reducătoare. - Sub 670 °C nu se impun deci măsuri deosebite pentru protecţia suprafeţei. Stratul oxidat are o structură compusă din FeO, Fe3O4 şi Fe2O3, putând atinge adâncimi ce depăşesc adaosurile de prelucrare. Acţiunea reducătoare a H2 şi CO este dorită, asigurând suprafeţe curate pieselor. - Fenomenul de decarburare constă în sărăcirea straturilor superficiale ale piesei în carbon, fenomen ce generează o serie de neajunsuri ca: stratul decarburat nu se căleşte, rezistenţa la oboseală scade foarte mult. Reacţiile chimice caracteristice sunt următoarele: H2O + Fe γ (c) ↔ Fe y + CO + Hz CO2 + Fe γ (c) ↔ Fe y + 2CO O2 + 2Fe γ (c) ↔ 2Fe y + 2CO 2H2 + Fe γ (c) ↔ Fe y + CH, unde se vede caracterul decarburant al H2O, CO2, O2 şi H2, ce intră în reacţie cu austenita la temperaturi înalte, pe de o parte şi caracterul carburant (de îmbogăţire a stratului superficial cu carbon) al CO şi al hidrocarburilor din combustibili (CH4). Împotriva oxidării şi decarburării piesele se pot proteja prin împachetare în cutii ce conţin amestecuri neutre sau care au un efect compensator, operaţie imposibil de realizat însă, în condiţiile producţiei de serie mare şi masă. Efectele termochimice ale mediului, arătate mai sus, două câte două sunt de sens contrar: oxidarea cu reducerea şi decarburarea cu carburarea. În condiţii practice, în atmosfera utilajelor de încălzire sunt prezente amestecuri a două sau mai multe gaze, acţiunea termochimică rezultantă fiind dependentă de raportul cantitativ al lor. Pe baza echilibrului de reacţie se pot crea condiţii de aşa natură - la temperatura respectivă - încât mediul de încălzire devine neutru din punct de vedere chimic, având un efect protector, sau, să reacţioneze într-o direcţie dorită. Aceste amestecuri de gaze se numesc atmosfere controlate şi se produc în instalaţii speciale numite generatoare de atmosferă controlată. Utilizarea atmosferelor controlate prezintă avantajul că suprafaţa piesei rămâne curată, adaosul de prelucrare este mult redus, iar productivitatea instalaţiilor de încălzire mult sporită. 20

Atmosferele protectoare simple sunt: hidrogenul tehnic care are un caracter decarburant, azotul şi argonul, care nu reacţionează cu metalul, dar sunt scumpe şi amestecul de hidrogen şi azot obţinut prin disocierea amoniacului. În practica tratamentelor se folosesc mai mult atmosferele compuse din mai multe gaze, care se obţin prin arderea incompletă a unei hidrocarburi; în ţara noastră materia primă este gazul metan - CH4. În prezenţa aerului necesar pentru ardere şi la temperaturi ridicate, CH4 arde complet după reacţia: CH4 + 2O2 + N2 → CO2 + 2H2O + N2 µ λ µ λ (din aer) (oxidant - decarburante) Dacă aerul necesar arderii este insuficient (1/3), arderea va fi incompletă şi produsele arderii vor fi următoarele: 3CH4 + 3O2 + N2 → CH4 + N2 + CO + CO2 + 3H2O + H2 µ λ λ µ λ (fără efect (oxidant (decarburant oxidant şi decarbu- -reducător) carburant) rante) Rezultă că, prin reglajul aerului necesar pentru ardere se poate dirija caracterul atmosferei (tabelul 1.1 ) Tabelul 1.1 Compoziţia atmosferei Compoziţia atmosferei Tipul Coef. de atmosferei exces de H2 N2 CO H2O CH4 CO2 aer ENDOGAZ 0,25 - 0,30 36-40 34-42 18-22 0,1 2-4 0,5 EXOGAZ 0,5 - 0,6 10-20 56-76 8-l5 1,5 2 2-6 0,85 - 0,95 0,5-1 86-88 0,5-1 2,0 0 10 b) Mediile lichide folosite la încălzirea pieselor sunt metalele topite şi sărurile topite, a căror eficacitate este mult mai mare decât a celor gazoase: viteză de încălzire de 2-4 ori mai mare, acţiunea oxidantă şi decarburantă reduse. La alegerea acestora se are în vedere faptul că aderă sau nu la suprafaţa piesei, efectul termochimic, preţul de cost şi dacă emană sau nu vapori nocivi.

21

Metalele şi aliajele folosite pentru băi sunt prezentate în tabelul 1.2 prezentat mai jos: Tabelul 1.2 Metale şi aliaje folosite ca băi Compoziţia băii Temp. de Temp. de Observaţii topire [°C] utiliz. [°C] Pb 100% 327 800-900 Emană gaze Sn 100% 232 400-500 Aderă la piesă Sn 13% + Al rest silumin 590 850-900 Sn 92% + Zn g% l 99 500-600 Aderă la piesă Sn 51,2% + Pb 30,6% + Cd 18,2% 145 357-427 Sn 40% + Bi 56% + Zn 4% 130 327-377 Sn 25,9% + Bi 53,9% + Cd 20,2% l 13 277-377 Băile de săruri topite acoperă un interval larg de temperaturi, cuprins între 150 - 600 °C, fiind alcătuite din amestecul de azotaţi, azotiţi, cloruri şi altele. La temperaturi joase ( 150 -600 °C) se folosesc amestecuri de azotiţi şi azotaţi de sodiu şi potasiu, în diferite procente. Tratamentele termice pentru care sunt potrivite, sunt: revenirile, punerea în soluţie a neferoaselor durificabile prin precipitare. Băile de săruri corespunzătoare intervalului de 600 - 850 °C constau din amestecuri în diferite proporţii de clorură de bariu, sodiu şi potasiu şi carbonaţi de sodiu şi potasiu, fiind destinate tratamentelor termofizice ale oţelurilor carbon şi slab aliate. La temperaturi ridicate, 1000 1350 °C, corespunzătoare tratamentului termic al oţelurilor rapide, inoxidabile şi refractare, baia de încălzire constă din clorură de bariu, la care se mai poate adăuga şi borax. În tabelul 1.3 sunt prezentate amestecurile de săruri standardizate folosite pentru tratamente termice. Ca mediu lichid se mai poate utiliza uleiul mineral, dar numai până la temperaturi de 180 °C, sau uleiuri de turbină până la 300 °C. Aceste medii de încălzire sunt potrivite pentru tratamente termice a oţelurilor de rulmenţi şi îmbătrânirea artificială a aliajelor durificabile prin precipitare (duraluminiu). Utilizarea mediilor de încălzire lichide impune măsuri severe de protecţia muncii, datorită toxicităţii unora dintre ele. Băile de încălzire vor fi prevăzute cu sisteme de exhaustoare speciale, plasate la nivelul topiturii şi cu aparate de măsură a temperaturii pentru a preveni autoaprinderea.

22

Tabelul 1.3 Amestecurile de săruri folosite pentru tratamente termice Compoziţia Sare amestecului şi SR 140 SR 220 SC 430 SC 630 SC 960 neutră caracteristici Aspectul amestec omogen de cristale alb-cenuşii Azotit de sodiu% 44-46 44-46 Azotit de sodiu% 54-56 Azotat de potasiu % 54-56 Clorură de bariu% 30-32 min 98 89-92 Clorură de calciu% 48-52 3-4 Clorură de sodiu% 18-22 52-54 Clorură de potasiu% 43-45 Borax% 4-6 Ferosiliciu, % max 0-8 Substanţe insolubile 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 1 în a % max Sulfuri BaS , %max 0,05 0,05 Fier, % max 0,06 0,06 Umiditate, % max 1 1 1 1 1 6 Temp. de top. °C l40 220 430 630 930 920 Temperatura de 150 250 600 700 1100 1100 utilizare °C 500 650 870 870 1350 1350 Observaţie: - SR - înseamnă sare pentru reveniri; - SC - sare pentru căliri; - cifra ce urmează grupul de litere reprezintă temperatura de topire a amestecului, în °C. Operatorul tratamentist va fi echipat cu mijloace de protecţie individuală (şorţ, ochelari, mănuşi ignifuge, etc.) pentru a se feri de eventualele stropiri. Înainte de introducere în baie, piesele trebuiesc curăţate, uscate şi preîncălzite pentru a nu acuza stropiri, iar manevrarea dispozitivelor de imersare se va face cu mare grijă. Se va evita prezenţa apei în vecinătatea acestor utilaje, iar răcirea pieselor se va face numai în băi de răcire prevăzute cu ecrane de protecţie sau capace. Aspectele mai detaliate ale problemei vor fi analizate la capitolul destinat utilajelor pentru tratamente termice şi a celui destinat protecţiei muncii şi pazei contra incendiilor.

23

1.1.2 Operaţia de menţinere În conformitate cu ciclul general al unui tratament termofizic, operaţia de încălzire este urmată imediat de operaţia de menţinere, operaţie care se execută în acelaşi utilaj de încălzire. Momentul când suprafaţa piesei atinge temperatura finală Tpf constituie sfârşitul operaţiei de încălzire şi începutul celei de menţinere (fig. 1.10). Deci după τî, între suprafaţa piesei şi centrul ei va fi o diferenţă de temperatură ∆Tim proporţională cu conductibilitatea termică a materialului; cum pentru tratamentul termic prescris este necesar ca centrul piesei să depăşească şi el punctul critic respectiv, iar pentru ca transformarea structurală ce se desfăşoară prin difuzie şi necesită timp să poată avea loc, este necesar un timp de menţinere pentru egalizarea temperaturilor şi un timp necesar pentru transformările structurale.

Fig. 1.10. Operaţia de menţinere Suma acestora, în cazul cel mai general, reprezintă durata de menţinere τm: τm = τme + τmt

24

Durata de egalizare termică Problema egalizării termice între suprafaţa şi centrul piesei se pune la piesele masive din punct de vedere termic, unde la sfârşitul operaţiei de încălzire există ∆Tim = Tpf - Tcf. Durata de egalizare termică minim necesară τme reprezintă timpul de menţinere necesar pentru ca şi centrul piesei să atingă temperatura Tpf, respectiv curba de variaţie a temperaturii centrului să intersecteze izoterma Tpf. In acest moment, diferenţa de temperatură între suprafaţă şi centru va fi: ∆Tfm = Tse - Te unde: Tse - temperatura suprafeţei la finele duratei de egalizare; Tce - temperatura centrului la finele duratei de egalizare, iar valoarea lui se impune în funcţie de tratamentul termic ce se execută. Raportul: ∆T fm ∆Tim

= Ge

se numeşte grad de egalizare relativă, şi are în vedere diferenţa de temperatură acceptabilă pe secţiune. Durata de egalizare termică se calculează cu relaţia : τ me = k

x2 [ h] a

unde: k - este un coeficient ce se determină din diagrama prezentată în figura 1.11, în funcţie de gradul de egalizare Ge; x - grosimea de încălzire, în [m]; a - difuzibilitatea termică, în [m2/h]. Din figura 1.10 rezultă că de fapt operaţia de menţinere este o continuare a operaţiei de încălzire până când centrul atinge temperatura Tpf, curbele de variaţie fiind continue. Deşi comod, acest mod de realizare a procesului de egalizare termică prezintă neajunsul de a supraîncălzi suprafaţa piesei, fenomen nedorit datorită creşterii grăunţilor şi înrăutăţirii caracteristicilor mecanice ulterioare. Schema prezentată în figura 1.12 reprezintă metoda egalizării termice prin oprirea încălzirii, în momentul când suprafaţa piesei atinge temperatura TPf, se reduce sursa de căldură în aşa fel încât temperatura spaţiului de lucru să se stabilizeze la o valoare T'cup < Tcup. Această soluţie presupune o temperatură iniţială a cuptorului mai mare decât în cazul precedent, dar asigură o durată de încălzire şi menţinere pentru egalizare termică mai scurtă. De asemenea se elimină şi posibilitatea supraîncălzirii suprafeţei

25

piesei. Metoda a doua se poate realiza uşor în cazul cuptoarelor electrice, reglajul făcându-se automat după un program bine stabilit.

Fig. 1.11. Determinarea gradului de menţinere

Fig. 1.12. Durata de egalizare termică Durata de transformare structurală Se consideră din momentul terminării duratei de egalizare termică şi este notată cu τmt (fig. 1.10). Ea depinde de tipul tratamentului termic aplicat, de structura iniţială a materialului şi de temperatura de încălzire. Durata de transformare structurală trebuie luată în considerare în primul rând la acele tratamente termice care au la bază procese de difuzie greoaie şi necesită durate de ordinul orelor: recoacerea de omogenizare, recoacerea de globulizare, recoacerile de detensionare şi altele. Durata de menţinere pentru aceste tratamente va fi tratată separat, în capitolul aferent lor. 26

O serie de tratamente termice însă necesită durate de menţinere pentru transformări structurale foarte scurte, de ordinul câtorva secunde sau minute: austenitizarea oţelurilor în vederea călirii sau normalizării, recoacerea de recristalizare, etc. Multe transformări structurale încep şi se desfăşoară chiar din perioada încălzirii, desăvârşindu-se în cursul perioadei de egalizare termică. În situaţiile amintite, durata de menţinere în vederea transformărilor structurale se va considera ca fiind inclusă în durata de încălzire şi cea de egalizare termică. Criteriul de apreciere a duratelor de menţinere rămâne totuşi verificarea experimentală, ea permiţând efectuarea corecturilor necesare până la atingerea rezultatelor dorite. 1.1.3 Operaţia de răcire După încălzire şi menţinere urmează cea mai pretenţioasă operaţie răcirea - de parametrii căreia va depinde structura materialului tratat termic, respectiv caracteristicile mecanice ale acestuia. Varietatea mare a tratamentelor termice impune utilizarea unor modalităţi de răcire foarte diverse, fiecare din ele caracterizată printr-o curbă de răcire, în coordonatele temperatură - timp. Factorul cel mai important îl constituie viteza de răcire, ea determinând tipul de transformare structurală ce va însoţi operaţia de răcire: viteză ce depinde de natura mediului folosit, capacitatea de răcire a acestuia şi temperatura piesei. O curbă de răcire cu viteză constantă (fig. 1.13a) poate fi reprezentată şi în coordonate semilogaritmice (fig. 1.13b) pentru a putea fi utilizată la interpretarea diagramelor T.T.T.

Fig 1.13. Tipuri de curbe de răcire 27

Răcirea cu viteză constantă nu poate fi realizată uşor în condiţii practice; reprezentarea grafică este utilă pentru asimilarea unor porţiuni din curbele reale de răcire. Curba de răcire newtoniană (fig. 1.13c) sau în coordonate semilogaritmice (fig. 1.13d), este tot o curbă de răcire continuă dar cu viteză variabilă, situaţie care se întâlneşte în practica tratamentelor termice. În cazul unor tratamente termice ce se desfăşoară la temperatură constantă, se folosesc nişte modalităţi de răcire ca cea prezentată în fig. 1.13e; teoretic se face o răcire bruscă până la temperatura Tit, apoi se face o menţinere la această temperatură (curba 1). În practică fiind imposibil de realizat o răcire ideală după curba l, se foloseşte curba reală 2. Această modalitate de răcire poartă denumirea de răcire discontinuă. Capacitatea de răcire a unui mediu de răcire Principala caracteristică a unui mediu de răcire este capacitatea sa de a prelua căldura de la piesa caldă. Mărimea ce caracterizează acest schimb de căldură se numeşte intensitate de răcire superficială şi se defineşte ca fiind raportul: H=

α [l / m] λ

arătând în ce raport se găsesc condiţiile de transfer a căldurii de la suprafaţa piesei către mediul de răcire şi condiţiile de transfer din centrul piesei câtre suprafaţa sa. Un mediu de răcire ideal ar trebui să fie caracterizat prin H = ∞, respectiv a = ∞, adică să asigure o răcire instantanee a piesei până la temperatura mediului de răcire. Mediile de răcire reale însă au intensităţi de răcire finite şi sunt raportate la intensitatea de răcire a apei liniştite, considerată în practică drept mediu de referinţă. Aceasta se numeşte intensitate de răcire relativă şi se notează cu Hrel; valoarea sa pentru diferite medii este dată în tabelul 1 .4. Capacitatea de răcire a unui mediu depinde de următorii factori: - de gradul de agitare, exprimat prin valoarea coeficientului de transfer a; - de gradul de puritate a mediului; - starea suprafeţei piesei; - dacă îşi modifică sau nu starea de agregare; - temperatura mediului.

28

Tabelul 1.4 Intensitatea de răcire relativă pentru diferite medii Mediul de răcire Apă Soluţia apoasă 10 – 15 % NaCl sau NaOH Ulei mineral Azotaţi şi azotiţi Baie de Plumb Aer

Temperatura mediului Tmed [°C] 20

Gradul de agitare relativă fără intens fără intens

Intensitatea relativă Hrel [1/m] în intervalul 300-600°C 1,00 4,00 2,00 5,00

fără intens intens mediu liniştit ventilat comprimat

0,30 0,90 1,20 1,50 0,015 0,03 - 0,06 0,1 - 0,2

20 3 - 60 200 - 300 400 - 900

Medii de răcire industriale Acestea sunt mediile gazoase, lichide şi solide. În practica tratamentelor termice se utilizează mai mult mediile gazoase şi lichide. Medii de răcire gazoase Transferul de căldură de la piesă la mediul gazos se realizează în principal prin radiaţie şi convecţie, deci coeficientul de transfer al căldurii va fi un coeficient global α = αr + αc. a) Răcirea cu cuptorul Prin reducerea aportului de căldură (reglajul arzătoarelor sau a elementelor încălzitoare electrice) sau oprirea completă a lui, temperatura cuptorului scade scăzând şi temperatura piesei în funcţie de curba de răcire a acestuia. Viteza de răcire este scăzută şi variază între limitele 0,5 - 10~15 grd/min. b) Răcirea în aer Sub temperatura de 500 °C răcirea se realizează preponderent prin convecţie; deci la temperaturi joase coeficientul de transfer al căldurii va scădea foarte mult (Tabelul 1.5)

29

Tabelul 1.5 Valoarea coeficientului de transfer global α α W/m2 · grd

Condiţiile răcirii Aer liniştit Aer ventilat v = 6-10 m/s

1100 174 290

960 145 232

Temperatura suprafeţei piesei, în °C 900 800 700 600 500 400 116 98 81 64 46 35 210 174 145 116 93 75

300 23 58

200 17 46

Piesele sunt scoase din utilajul de încălzire şi sunt aşezate pe nişte suporţi urmând a se răci liber în aer sau forţat cu ajutorul unor ventilatoare speciale sau duze cu aer comprimat ce asigură o presiune de ordinul 300 1000 daN/m2. Medii de răcire lichide În timpul lucrului o parte din lichidele folosite ca medii de răcire îşi modifică starea de agregare, datorită temperaturii coborâte de vaporizare. Acest fenomen trebuie avut în vedere atunci când se elaborează tehnologia răcirii, deoarece poate modifica viteza răcirii în diferite intervale de temperatură, iar rezultatul final să fie altul decât cel scontat. În această grupă intră apa, uleiurile minerale şi vegetale şi soluţiile apoase de NaCl şi NaOH. Dacă o piesă încălzită la temperatura Tp este introdusă într-un mediu a cărei temperatură de vaporizare este scăzută, procesul răcirii comportă următoarele faze (fig. 1.14): în faza A, care este de foarte scurtă durată, răcirea este foarte intensă (porţiunea 1 - 2 a curbei de răcire), datorită consumării unei mari cantităţi de căldură pentru vaporizarea bruscă a mediului. În faza B, se formează o cămaşa de vapori în jurul piesei, având un caracter izolator (porţiunea 2 - 3), fenomen numit calefacţie.

30

Fig. 1.14 Exemplu de răcire într-un mediu care îşi schimbă starea de agregare Căldura fiind transmisă prin radiaţie şi conductibilitate, iar coeficientul global de transfer al căldurii prin cămaşa de vapori fiind foarte redus, curba de răcire are alura din figură. În faza următoare cămaşa de vapori devine instabilă şi începe o fierbere intensă, iar apoi liniştită a mediului din jurul piesei; schimbul de căldură este foarte intens în acest interval 3 - 4. În faza D, temperatura piesei scăzând sub temperatura de fierbere a mediului, transmiterea căldurii se face prin convecţie. Coeficientul de transfer al căldurii prin convecţie scăzând cu temperatura, răcirea se face foarte lent pe porţiunea 4 - 5. Privind în ansamblu fenomenul răcirii în medii lichide cu schimbarea stării de agregare, se desprinde concluzia că pe parcursul răcirii coeficientul global de transfer al căldurii variază foarte mult şi neuniform, mai ales în intervalul 300 - 600 °C, care este extrem de important în cazul tratamentelor termice. Pentru a mări capacitatea de răcire a mediului trebuie să existe o mişcare relativă între piesă şi mediu, deoarece aceasta rupe mecanic cămaşa de vapori şi reduce perioada de calefacţie.

31

a) Apa Este cel mai utilizat mediu de răcire datorită capacităţii mari de răcire pe care o are şi datorită faptului că este la îndemâna oricărui operator tratamentist. Asigură viteze de răcire mari într-un interval mari de temperaturi, dacă temperatura ei rămâne constantă în intervalul 25 - 40 °C. Pentru aceasta este necesar ca volumul lichidului de răcire să fie de 50 ori mai mare decât al pieselor supuse răcirii sau să se asigure recirculaţia şi răcirea forţată a lui. Prin adaosuri de substanţe solubile ca NaCl sau NaOH, în proporţie de 10 - 15%, viteza de răcire creşte foarte mult (tabelul 1.6 ); prin adaosuri de substanţe insolubile ca uleiul, săpunul (sub formă de emulsie), se pot obţine viteze de răcire mai mici decât a apei industriale (viteze ce nu se folosesc în practica călirilor). In felul acesta se poate obţine o gamă largă de viteze de răcire. Pentru apă, coeficientul de transfer al căldurii poate fi luat din tabelul 1.6. Tabelul 1.6 Valoarea coeficientului de transfer α W/m2 ·grd

Mediu de 100 răcire Apă 657 rece 27°C Ulei -43 47°C

Temperatura suprafeţei piesei în °C 200 300 400 500 600 700 800

900

2027 13727 4327 2627 2027 1427

887

537

187

77

17

307

537

887

1127

537

b) Uleiul Are o capacitate de răcire mai mică decât apa în întreg interval de temperaturi şi se foloseşte la materialele care nu suportă viteze mari de răcire datorită tensiunilor interne ce pot apare. În prima fază a răcirii capacitatea de răcire este foarte scăzută datorită stabilităţii mari a peliculei de vapori, care de data acesta conţine şi gaze rezultate din cracarea uleiului. Temperatura optimă de utilizare este 40 - 80 °C, iar limita superioară este hotărâtă de temperatura de aprindere (150 - 330 °C). La temperaturi sub 40 °C, uleiurile nu pot fi utiliza din cauza vâscozităţii scăzute şi capacităţii de răcire reduse. În ţara noastră se fabrică un ulei special destinat tratamentelor termice, simbolizat T.T - 25 (STAS 2720-90); este un ulei mineral rafinat, care se obţine din ţiţeiuri selecţionate şi care este destinat în primul rând călirilor. Se pot întrebuinţa şi amestecuri de uleiuri ce asigură viteze de răcire intermediare. 32

Pentru a nu atinge temperatura de autoaprindere este necesar ca volumul uleiului să fie de 10 ori mai mare decât cel al pieselor supuse răcirii sau să fie răcit cu ajutorul unor serpentine cu apă. Pentru destrămarea peliculei de apă se impune agitarea continuă a băii. Acest mediu de răcire impune operaţii suplimentare ulterioare: spălare, curăţare a eventualelor aderenţe, etc. c) Topiturile de săruri şi de aliaje metalice Sunt mediile care au fost folosite şi în cazul operaţiei de încălzire. Acestea nu formează vapori în prima fază a răcirii, iar transferul de căldură se face în principal prin convecţie şi conductibilitate. Vitezele de răcire maxime sunt de ordinul celor obţinute în cazul uleiurilor şi sunt asigurate tocmai în intervalul de temperaturi cel mai important (cotul perlitic); la temperaturi joase, unde tensiunile structurale sunt foarte mari (transformarea martensitică), ele asigură o viteză de răcire scăzută. De aceea topiturile de săruri îndeplinesc în mai mare măsură condiţiile impuse mediilor de răcire decât uleiurilor. La utilizarea acestora se impune regenerarea periodică a lor şi respectarea unor măsuri specifice de protecţie a muncii, arătate de altfel la operaţia de încălzire. O caracteristică foarte importantă a sărurilor şi metalelor topite este posibilitatea de a fi utilizate ca medii de răcire izotermă. O serie de transformări structurale se pot obţine în condiţii foarte avantajoase prin această metodă, piesele fiind totodată lipsite de tensiuni interne.

Fig. 1.15. Variaţia vitezei cu temperatura 33

În afara mediilor de răcire arătate, în practica tratamentelor termice se utilizează tot mai mult mediile de răcire sintetice sau o serie de medii complexe. Dintre acestea cele mai utile par a fi mediile de răcire pe bază de polimeri (compuşi organici solubili în apă), care asigură o gamă de viteze de răcire foarte largă în funcţie de concentraţia acestora. Dacă se are în vedere şi faptul că acestea sunt neinflamabile, avantajul lor este de necontestat. În figura 1.15 se prezintă variaţia vitezei de răcire cu temperatura pentru diferite medii de răcire. Durata operaţiei de răcire Determinarea duratei de răcire în intervalul de temperatură de interes practic este greu de determinat pe cale analitică, datorită următoarelor considerente: - alura curbelor de răcire diferă de la mediu la mediu; - constantele fizice ale mediului variază cu temperatura (punct de fierbere, vâscozitate, căldura latentă de vaporizare, densitate); - în timpul răcirii variază şi constantele fizice ale aliajului din care este executată piesa (λ, Cp, ρ); - condiţiile răcirii sunt legate de geometria, calitatea suprafeţei piesei şi de mişcarea relativă dintre piesă şi mediu.

Fig. 1.16. Curba de răcire newtoniană a unei piese subţiri

34

În figura 1.16 este reprezentată curba de răcire newtoniană a unei piese subţiri, care se răceşte la Tpir la Tpfr prin imersare într-un mediu ce nu-şi modifică starea de agregare, a cărei temperatură este Tm. Calculul duratei de răcire are la bază acelaşi considerent şi principiu de calcul ca şi în cazul operaţiei de încălzire: egalitatea dintre cantitatea de căldură introdusă de piesă şi cea recepţionată de mediu. în aceste condiţii, durata răcirii se poate calcula cu suficientă aproximaţie cu relaţia: τr =

T − Tmed m⋅c ⋅ log pir [ h] α ⋅S Tpfr − Tmed

unde: m - masa piesei în [kg]; c - căldura specifică medie în intervalul de răcire considerat în [Wh/kg·grd]; a - coeficientul global de transfer al căldurii în [W/m2·grd]; S - suprafaţa piesei supuse acţiunii mediului de răcire în [m2]; Tpir- Tpfr - temperatura iniţială, respectiv finală a piesei la răcire în [°C] Tmed - temperatura mediului de răcire în [°C]. În cazul pieselor masive şi în cazul general al mediilor ce-şi modifică starea de agregare, durata răcirii se poate calcula utilizând criteriile Bi, Fo şi θ calculate pe intervale de temperatură corespunzătoare fazelor răcirii (figura 1.14), şi utilizând reprezentările grafice ale acestora. 1.2 Transformările structurale de bază ale tratamentelor termice În cazul aliajelor fier-carbon, structura finală şi caracteristice mecanice vor fii în funcţie de transformările structurale în stare solidă ce , însoţesc operaţiile de bază ale tratamentelor termofizice. Structurile principale sunt: • austenita: este o soluţie de inserţie a carbonului în fierul γ, notată prin Fe γ (C) sau A;

35

• perlita: un amestec mecanic de ferită şi cementită, notată prin [Fe α (C) + Fe3C] sau P; • martensita: o soluţie solidă de inserţie suprasaturată a carbonului în fierul a, notată prin Fe α' sau M; • bainita: un amestec mecanic de ferită suprasaturată în carbon şi carburi de tipul FexC, notată prin [Fe α' (C)+FexC] sau B. Trecerea de la o structură la alta se realizează prin încălzire şi răcire, efectuate în anumite condiţiuni, pentru fiecare din structurile de mai sus, structura de pornire fiind austenita. Principalele transformări în cazul tratamentelor termofizice sunt: - transformarea perlitei în austenită (P → A): are loc la încălzire şi are la bază procesul de difuzie; - transformarea austenitei în perlită (A → P): se desfăşoară la răciri efectuate cu viteză mică, având la bază tot procesul de difuzie; - transformarea austenitei în martensită (A → M): are loc la răcirea austenitei cu viteză mare, deci ară difuzie; - transformarea austenitei în bainită (A → B): are loc la răcirea austenitei cu viteze cuprinse între cele necesare obţinerii perlitei şi martensitei. Această transformare este parţial guvernată de legile difuziei. Din cele de mai sus rezultă clar că majoritatea tratamentelor termofizice au la bază fenomenul de difuzie. 1.2.1. Transformări structurale la încălzire Acestea sunt: transformarea perlitei în austenită sau pe scurt transformarea austenitică şi transformarea martensitei în perlită. Transformarea martensitei la încălzire va fi prezentată în cadrul tratamentului termofizic de revenire. Din diagrama Fe-Fe3C (fig. 1.17) rezultă că austenita începe să apară abia la temperaturi de încălzire ce depăşesc limita Ac1 (727 °C). În cazul unui oţel eutectoid (0,8 %C), având structură perlitică (punctul 1), prin încălzire creşte treptat concentraţia în carbon a feritei, iar peste linia Acl, respectiv punctul S, începe să apară austenita: Fe α (C) + Fe3C → Fe γ (C) ↓ ↓ ↓ 0,02% 6,67% 0,8% perlită

36

austenită

Fig. 1.17. Transformarea austenitei după diagrama Fe-C Se observă că din cele două faze cu concentraţie diferită în carbon se formează o a treia fază de altă concentraţie; această transformare este deci condiţionată de deplasări ale atomilor de fier şi carbon în stare solidă, adică de procese de difuzie. În figura 1.17 este prezentată schematic transformarea austenitică, pe măsură ce evoluează procesul de încălzire, atât pentru structura perlitică lamelară cât şi pentru cea perlitică globulară. Structura nouă - austenita - se formează pe suprafaţa de separare a celor două faze existente (ferita şi cementita); de aceea structura perlitică lamelară se transformă mult mai repede, suprafaţa interfizică fiind mai mare decât în cazul perlitei globulare. ªi într-un caz şi în celălalt, la sfârşitul transformării austenita este neomogenă din punctul de vedere al concentraţiei de carbon. O menţinere la această temperatură va face ca austenita să devină omogenă, datorită fenomenului de autodifuzie, omogenizare extrem de importantă pentru structura ce va rezulta după operaţia de răcire.

37

Factorii care influenţează transformarea austenitică a) Viteza de încălzire: influenţa acesteia se pune în evidenţă pe curba de încălzire, momentul transformării fiind marcat printr-un palier corespunzător reacţiei endoterme ce o caracterizează. Două probe de oţel identice din punctul de vedere al compoziţiei chimice sunt încălzite cu viteze diferite (fig. 1.l 8), peste linia Ac1; se poate observa că la viteze mari de încălzire transformarea începe la temperaturi mai ridicate (∆T2 > ∆T1), interval de timp necesar transformării este mai mic (∆τ2 < ∆τ1), iar procesul transformării se declanşează după un timp τ1 < τ2.

Fig. 1.18. Influenţa vitezei de răcire asupra transformării b) Structura iniţială perlita lamelară se transformă mult mai repede decât cea globulară, având suprafeţele de separare interfazice mult mai mari. pe asemenea timpul de transformare este mult mai mic în cazul structurilor iniţiale care conţin carburi fine, fapt care are aceeaşi explicaţie. c) Compoziţia chimică: viteza transformării creşte odată cu conţinutul de carbon (figura 1.I9), datorită faptului că va creşte şi cantitatea particulelor de carburi, respectiv suprafaţa de separaţie interfazică.

38

Fig. 1.19. Influenţa conţinutului de carbon asupra transformării Elementele de aliere, cu excepţia nichelului, micşorează viteza transformării perlitei în austenită şi influenţează poziţia punctelor critice. Elementele care formează carburi, deplasează punctele critice către valori mai ridicate ale temperaturii. Mărimea grăunţilor de austenită Deoarece grăuntele de austenită nu suferă în cursul răcirii modificării dimensionale important, se poate considera că granulaţia austenitică, formată în cursul procesului de încălzire, rămâne neschimbată până la temperatura . ambiantă. În consecinţă, gradul de fineţe al structurilor ce rezultă din austenită prin răcire, precum şi caracteristicilor mecanice finale vor fi în funcţie de mărimea pe care o au avut-o grăunţii de austenită în faza finală a operaţiei de încălzire. După terminarea transformării P → A, prin încălzirea în continuare a oţelului sau o menţinere mai îndelungată la aceeaşi temperatură (supraîncălzirile), începe fază de creştere a grăunţilor formaţi. Rezultă că pentru o corectă conducere a procesului de încălzire trebuie avută în vedere cea mai potrivită granulaţie a austenitei, pentru scopul urmărit. Factorii care influenţează mărimea grăuntelui de austenită sunt: temperatura de încălzire, durata de menţinere, conţinutul de carbon, condiţiile de elaborare, dacă materialul a fost sau nu deformat plastic la cald, etc. Determinarea mărimii grăunţilor constă în punerea în evidenţă a limitelor lui, existente la sfârşitul operaţiei de încălzire - menţinere de egalizare, pe cale microscopică şi compararea dimensiunilor lui cu etaloane standardizate.

39

1.2.2. Transformări structurale la răcire Procesele care au loc la răcirea austenitei prezintă o mare importanţă teoretică şi practică, deoarece mecanismul şi cinetica acestor procese influenţează natura, forma, mărimea şi distribuţia fazelor în structura oţelului, determinând astfel proprietăţi corespunzătoare după tratamentul termic. Particularitatea cea mai importantă a transformării austenitei la răcire constă în aceea că, în funcţie de o serie de factori structurali, de temperatură, timp, etc., ea se produce în moduri diferite atât în privinţa condiţiilor termodinamice cât şi, mai ales, a mecanismului şi a cineticii. Transformarea austenitei în perlită Răcind austenita cu viteză mică, la temperaturi inferioare liniei Af,, se va transforma în perlită , după schema: Fe γ(C) → Fe α(C) + Fe3C ↓ ↓ ↓ 0,8% 0,02% 6,67% perlită După câte se poate observa, transformarea este însoţită de apariţia unor faze noi cu un conţinut de carbon foarte diferit. Acest lucru dovedeşte că transformarea perlitică are la bază procesul de difuziune, având un caracter evolutiv. Transformarea se caracterizează prin germinarea fazei noi şi creşterea acesteia cu o anumită viteză, fenomen ce se desfăşoară concomitent din clipa când condiţiile necesare sunt îndeplinite.

Fig. 1.20. Declanşarea germinării constituenţilor 40

Germenii de perlită se formează în locurile unde există deranjamente în reţeaua cristalină sau la limitele grăunţilor, precum şi pe suprafeţele formate de diferite incluziuni şi neomogenităţi. Într-un grăunte de austenită (figura 1.20a) să presupunem că declanşarea germinării se datoreşte unei particule submicroscopice de ferită formată în condiţiile arătate mai sus. Pentru a se dezvolta, acest germene preia din masa de austenită ioni de fier şi pe măsură ce creşte, în straturile vecine de austenită va creşte concentraţia de carbon. La un moment dat, în vecinătatea lamelelor de ferită, austenita devine suprasaturată în carbon, creându-se condiţii pentru transformarea ei în cementită (figura 1.20b). Germenii de cementită, contrar celor de ferită, pentru a putea creşte şi ei vor prelua carbonul necesar din austenita înconjurătoare. Aceasta sărăceşte în aşa măsură încât nu mai poate alimenta procesul de creştere a cementitei;

Fig. 1.21. Dezvoltarea coloniilor de perlită se creează în acest fel condiţii favorabile pentru transformarea ei (ferită figura 1.20c). Acest proces continuă, formându-se coloniile de perlită (figura 1.21 ), a căror dezvoltare are loc atât în direcţie frontală F cât şi laterală L. Coloniile dezvoltă până se epuizează întreg grăuntele de austenită considerat (figura 1.20c), putând chiar depăşi limitele acestuia. Dacă faza iniţiatoare nu este ferita şi cementita (problemă încă neelucidată), procesul transformării rămâne în principiu acelaşi. Procesul de transformare a austenitei în perlită poate avea loc atât prin răcirea continuă cât şi prin răcirea izotermă a austenitei. În cel de-al doilea caz transformarea are loc la temperatură constantă, mecanismul rămânând acelaşi. Apar deosebiri în ceea ce priveşte uniformitatea şi fineţea granulaţiei perlitei: la răcire continuă coloniile de perlită care apar în ultima fază a răcirii, sunt mult mai fine decât cele corespunzătoare începutului răcirii, datorită gradului mai mare de subrăcire.(Prin grad de subrăcire se înţelege diferenţa de 41

temperatură - la răcirea austenitei - faţă de linia Ac1 la care începe transformarea austenitei). Structura rezultată va fi deci neuniformă, iar caracteristicile mecanice la fel. În cazul transformării izoterme a austenitei, gradul de subrăcire fiind acelaşi pentru tot intervalul de transformare, granulaţia va fi uniformă pe toată secţiunea piesei, indiferent de masivitatea sa termică. La răcire continuă, în cazul pieselor masive este posibil ca punctele de la suprafaţa piesei să se răcească cu viteză mai mare, iar cele din centru cu viteză mai mică. În asemenea cazuri structura perlitică rezultată este neuniformă pe secţiune, fapt ce impietează asupra caracteristicilor mecanice. Constituenţii care se formează prin descompunerea austenitei în intervalul perlitic, poartă denumiri diferite după forma şi gradul de fineţe a lamelelor de cementită şi ferită: perlită globulară, perlită lamelară, perlită sorbitică, troostită. Factori ce influenţează transformarea austenitei în perlită Factorii mai importanţi sunt: a) viteza de răcire: dacă viteza de răcire este mică, viteza de germinare (numărul de germeni de fază nouă ce apar în unitatea de timp) este mică comparativ cu viteza de creştere a germenilor, iar structura finală va fi grosolană. Dacă viteza de răcire este mare, numărul germenilor ce apar în unitatea de timp este mult mai mare decât în cazul precedent şi nu au timpul necesar pentru a creşte. În consecinţă, la viteze de răcire mari, structura rezultată este mult mai fină, în final numărul coloniilor de perlită fiind mult mai mare. b) condiţiile de austenitizare: este importantă temperatura de încălzire la austenitizare şi gradul de omogenizare a austenitei. Cu cât temperatura este mai ridicată, austenita este mai omogenă, deci numărul de microvolume cu concentraţie diferită de cea medie, precum şi numărul de particule de carburi rămase nedizolvate, care constituie germeni de cristalizare pentru perlită, scade. În consecinţă, structura finală va avea un aspect grosolan. c) gradul de subrăcire: cu creşterea subrăcirii se micşorează distanţa interlamelară a perlitei, deci ea este mult mai fină. Rezultă că, pentru diferite temperaturi de început ale transformării corespund perlite de diferite grade de fineţe, ale căror denumire a fost arătată mai sus. d) elemente de aliere: influenţa lor se manifestă prin modificarea poziţiei punctelor critice şi a intervalului în care are loc transformarea perlitică, precum şi asupra fineţei perlitei. Acest aspect se va analiza în cadrul capitolului destinat diagramelor T.T.T. 42

Transformarea austenitei în martensită (martensitică) (transformare la răcire) Dintre tipurile de transformări în stare solidă, transformarea martensitică prezintă cea mai mare însemnătate teoretică şi practică, stand la baza celui mai important tratament termofizic al oţelurilor - călirea. Această transformare (numită scurt "martensitică") constă în transformarea soluţiei solide de austenită într-o soluţie solidă suprasaturată de carbon în fier a, numită martensită: Fe γ(C) →Fe α' (C) (pentru a nu se confunda cu ferita Fe α(C), soluţia solidă de ferită suprasaturată în carbon se va nota cu Fe α'(C)). Transformarea are loc la grade mari de subrăcire, respectiv la viteze de răcire mai mari decât viteza critică a transformării. Prin viteză critică se înţelege viteza minimă necesară pentru ca această transformare să poată avea loc. Faza nouă rezultată - martensita - are aceeaşi concentraţie ca şi austenita din care a provenit, cu deosebirea că, atomii de fier ocupă poziţii noi în reţeaua cristalină (de la cubică cu feţe centrate la o reţea tetragonală). Procesul având loc cu viteză foarte mare, iar concentraţia în carbon rămânând neschimbată, rezultă clar că procesul de difuzie nu mai are loc, iar transformarea are un caracter revolutiv. Structura rezultată este deci o structură metastabilă (în afară de echilibru), având o duritate foarte ridicată. Referitor la mecanismul acestei transformări s-au emis foarte multe ipoteze. Una din ipotezele mai apropiate de realitate consideră că, germenii de martensită apar pe planele de alunecare ce se nasc datorită stării puternic tensionate a reţelei de austenită supusă răcirii cu viteză mare (figura 1.22a).

Fig. 1.22. Formarea structurii martensitice

43

Prin răcire în continuare apar noi plane de alunecare şi lamele de martensită mereu noi, care vor împărţi grăuntele de martensită în volume din ce în ce mai mici (figura 1.22b). Martensita având un volum specific mai mare decât al austenitei, porţiunile de austenită netransformată vor fi supuse unei compresiuni multilaterale, care în faza finală poate frâna procesul transformării (figura 1.22c). Cantitate de austenită care rămâne netransformată şi apare în structură alături de martensită se numeşte austenită reziduală. Ea poate fi transformată prin răcire în continuare la temperaturi joase sau prin tratamente ulterioare (revenire). Examinând curba cinetică a transformării A → M se constată că transformarea se declanşează la o anumită valoare a temperaturii, când apar primele lamele (ace) de martensită (cca. 1 %); acest punct se numeşte punctul de început al transformării şi se notează cu Ms. Fenomenul se desfăşoară apoi cu viteză mare (0,002 secunde) şi scade din nou, la o anumită temperatură viteza fiind atât de mică încât se poate considera ca punct de sfârşit al transformării, notat cu Mf. Intervalul de temperatură dintre Ms şi Mf se numeşte interval de transformare martensitică şi este caracteristic pentru fiecare aliaj în parte. Factorii ce influenţează transformarea austenitei în martensită a) Viteza de răcire în intervalul de transformare. În cazul a două probe austenitizate în aceleaşi condiţiuni, dar răcite cu viteze diferite V1 >> V2, curbele cinetice ale transformărilor ne arată următoarele (figura 1.23): - în prima fază a transformării Ms - M, în cazul vitezei mai mici V2 se obţine o cantitate mai mare de martensită decât în cazul vitezei V1; - în intervalul M - Mf, cantitatea mai mare de martensită se obţine la viteza mai mare V,. În acest caz cantitatea de austenită reziduală este mai scăzută cu ∆%, fapt important în practica tratamentelor termice de călire. În concluzie, în mod practic ar trebui ca în primul interval Ms - M răcirea să se facă cu viteze mici, iar în intervalul M - Mf cu viteze mari, asigurându-se o cantitate maximă de martensită. Această modalitate de răcire are o mare importanţă practică în cazul acelor aliaje unde austenita prezintă o mare stabilitate. Modalităţile de răcire se vor prezenta la tratamentul termofizic de călire.

44

Punctul M la care se observă ce(e de mai sus se numeşte punct mijlociu şi alături de punctele Ms şi Mf, reprezintă punctele transformării martensitice. b) Întreruperea procesului de răcire în intervalul de temperatură Ms - M nu influenţează cantitatea finală de martensită formată. Sub punctul M, prin oprirea răcirii se opreşte şi transformarea austenitei în martensită; la reluarea răcirii procesul reîncepe, dar cantitatea de martensită ce se formează este mai mică. Deci întreruperea răcirii duce la fenomenul de "stabilizare a austenitei". c) Mărimea grăuntelui de austenită. Cu cât acesta este mai mare, cu atât austenita este mai stabilă, transformându-se mai greu şi necesitând o perioadă de incubaţie mai lungă. Transformarea ei în martensită va necesita o viteză de răcire mai mică. d) Compoziţia chimică a aliajului. Conţinutul de carbon are o influenţă complexă: • cu creşterea conţinutului de carbon se măreşte stabilitatea austenitei; • odată cu creşterea procentajului de carbon, punctele critice ale transformării se deplasează către valori mai scăzute ale temperaturii (figura 1.23);

Fig. 1.23. Intervalul de transformare al martensitei

45

Al şi Co coboară punctele de transformare martensitică şi mai ales stabilizează foarte mult austenita. La o serie întreagă de oţeluri bogat aliate, influenţa elementelor de aliere este atât de puternică încât structura finală după călire, conţine o cantitate extrem de ridicată de austenită reziduală (Rp urile, C 120, etc.). Transformarea austenitei în bainită Prin răcirea austenitei în intervalul de temperatură 400 - 200 °C cu viteze mai mari decât cea necesară transformării perlitice şi mai mici decât viteza critică corespunzătoare transformării martensitice, se va obţine o structură intermediară - bainita. Schema transformării este: Fe γ(C) →Fe α"(C)+ FexC Bainita Acest amestec mecanic constă în ferită suprasaturată Fe α"(C)'(s-a notat din considerente didactice pentru a nu se confunda cu cea a martensitei Fe α'(C)), mai săracă în carbon decât cea martensitică şi carburi de tipul FexC, la rândul lor diferite de Fe3C. transformarea bainitică poate avea loc atât în condiţiile răcirii continue cât şi izoterme a austenitei; în ultimul caz tensiunile termice vor fi aproape nule, fapt deosebit de important în practica tratamentelor termice. Structura bainitei depinde de subrăcire, răcirea austenitei la temperaturi imediat sub 400 °C, favorizează apariţia bainitei superioare. În grăuntele de austenită (figura 1.24) apariţia germenilor de fază nouă şi creşterea lor decurge după aceleaşi legi ca şi în cazul transformării perlitice; apar plachete de ferită în care ulterior precipită, prin difuziune, carburile de tipul FexC după o direcţie ce face un unghi de 60° faţă de direcţia de creştere a plachetei de ferită. Bainita superioară are proprietăţi mecanice mai bune decât perlita, dar este mai fragilă. O răcire a austenitei în zona temperaturilor imediat superioară lui 200 °C, favorizează apariţia unei bainite de formă aciculară, numită bainită inferioară. Ferita suprasaturată în carbon apare sub forma unor ace în care precipită ulterior carburile FexC, ca şi în cazul bainitei superioare. Acele fac unghiuri de 60° ca şi în cazul martensitei, aspectul general fiind foarte asemănător cu al acesteia.

46

Fig. 1.24. Formarea bainitei De altfel şi caracteristicile mecanice sunt mai apropiate de ale martensitei decât de ale perlitei; duritate mai mare ca a perlitei, dar mai mică decât a martensitei, rezilienţă mai bună decât a martensitei. Întrucât structurile bainitice împrumută o serie de caracteristici atât de la structurile perlitice cât şi de la cele martensitice, ele. se mai numesc şi structuri intermediare. De altfel şi mecanismul transformării bainitice poate fii considerat ca intermediar: ferita suprasaturată în carbon apărând prin alunecare ca şi în cazul transformării martensitice, iar carburile FexC prin procesul de difuzie, ce caracterizează transformarea perlitică. Deci transformarea bainitică poate fii considerată ca având loc prin basculare; apar separări de ferită suprasaturată, în care precipită apoi prin difuzie carburile; apare din nou o separare de ferită suprasaturată şi procesul continuă după această schemă. Cinetica transformării A → B prezintă o perioadă de incubaţie şi un maxim al vitezei de transformare în momentul când a apărut deja o cantitate de aproximativ 20% bainită: Transformarea nefiind completă, rămâne o cantitate de austenită netransformată, care poate fii transformată fie izoterm în perlită, fie continuu în martensită. Dintre factorii mai importanţi ce influenţează transformarea austenitei în bainită trebuiesc amintiţi: condiţiile de austenitizare, mărimea grăuntelui de austenită, compoziţia chimică, gradul de suprarăcire, starea tensională a reţelei, viteza de răcire, etc.

47

În afara celor patru transformări analizate, mai există o transformare importantă şi anume: transformarea la încălzire a martensitei în perlită, transformare ce caracterizează în general procesul de revenire al aliajelor fier - carbon. Din considerente pur didactice, aspectul teoretic al transformării va fi studiat la revenirea oţelurilor. Diagramele de transformare izotermă şi continuă a austenitei (T.T.T) Importanţa diagramelor de transformare a austenitei la răcire constă în faptul că precizează modalităţile de descompunere a soluţiei solide de austenită în funcţie de condiţiile de răcire, precum şi natura şi proprietăţile structurilor ce rezultă. În timpul răcirii austenitei acţionează doi factori: temperatura şi timpul, care de fapt constituie şi coordonatele acestor diagrame. Prin menţinerea constantă a temperaturii şi urmărirea modului cum evoluează structura în timp, se obţin "diagramele de transformare izotermă a austenitei". Dacă variază ambii parametrii, diagramele ce rezultă se numesc "diagrame de transformare continuă a austenitei" sau anizotermă. Simbolizarea prescurtată a lor - T.T.T. - arată tocmai această interdependenţă: temperatură, timp, transformare. Construirea diagramelor T.T.T. se poate face prin mai multe metode: - prin cercetare metalografică: se urmăreşte natura structurii obţinute pentru diferite grade de subrăcire; - prin dilatometrie asociată cu cercetarea metalografică: prin înregistrarea curbelor dilatometrice se determină punctele critice, pe baza palierelor şi inflexiunilor acestora; - prin metoda magnetică; - prin iradiere cu raze X. Metoda cea mai folosită este cea dilatometrică, asociată cu cercetarea metalografică şi măsurătorile de duritate. Diagramele de transformare izotermă a austenitei Se consideră "n" probe (epruvete) de oţel, identice din punctul de vedere al compoziţiei chimice şi al dimensiunilor, încălzite şi menţinute în asemenea condiţii încât să se obţină o structură austenitică omogenă. Una din probe se trece cu mare viteză din utilajul de încălzire într-o baie de săruri a cărei temperatură este constantă, T1, urmărindu-se timpul la care începe şi

48

se termină transformarea. Cu aceste rezultate se construieşte curba cinetică a transformării, corespunzătoare temperaturii de menţinere izotermă T1 (figura 1.25). Cu altă probă se procedează la fel, dar la temperatura T2 şi aşa mai departe până la temperatura Tn. Proiectând şi unind între ele punctele de început şi sfârşit ale transformării într-o diagramă având coordonatele temperatură - timp (în coordonate logaritmice) se obţin două curbe: curba 1 reprezintă locul geometric al punctelor de început ale transformării, iar curba 2 al punctelor de sfârşit ale transformării. În cazul cel mai general, o diagramă de transformare izotermă a austenitei arată ca cea din fig. 1.25

Fig. 1.25. Cinetica transformării izoterme

49

Fig. 1.26 Diagrama de transformare izotermă a austenitei De regulă, între curbele de început şi sfârşit ale transformării se mai trasează cu linie întreruptă şi curba corespunzătoare unei transformări de 50%. Cadrul acestor diagrame este delimitat la partea superioară de izoterma corespunzătoare punctului critic Ac1, sau Ac3 (în funcţie de conţinutul de carbon), iar la partea inferioară de izoterma corespunzătoare punctului de început al transformării martensitice, Ms. Aceste linii nu fac parte din diagrama propriu-zisă, dar delimitează zonele de existenţă ale austenitei stabile şi instabile. La dreapta curbei 3 se găsesc structurile perlitice şi bainitice ce rezultă din descompunerea izotermă a austenitei, la diferite temperaturi. Porţiunea cuprinsă între curbele 1 şi 3 se numeşte interval de transformare izotermă; pentru o temperatură dată T, intervalul de transformare este IT, cuprins între punctele a şi b. Durata necesară transformării se determină prin proiectarea punctelor a şi b pe abscisa diagramei. Distanţa de la ordonată până la punctul a, se numeşte interval de stabilitate al austenitei IST; intervalul de stabilitate minimă ISm, reprezintă distanţa de la ordonată până la punctul de inflexiune al curbei de început a transformării. Toate aceste elemente sunt caracteristice şi diferă de la oţel la oţel, având o deosebită importanţă în practica tratamentelor termice. Tipuri de diagrame T.T.T. de transformare izotermă a austenitei Varietatea mare de diagrame T.T.T., permite gruparea acestora din foarte multe puncte de vedere. După alura curbelor ce compun aceste diagrame şi modul în care sunt dispuse cele trei zone ale transformărilor - de 50

echilibru, intermediare şi în afară de echilibru - se disting patru tipuri de diagrame. a) Diagrame de tipul I: se caracterizează prin faptul că prezintă un singur interval de stabilitate minimă a austenitei (perioadă de incubaţie) atât pentru transformarea perlitică cât şi pentru cea bainitică (figura 1.27.a). Aceste diagrame sunt caracteristice oţelurilor carbon de construcţie. b) Diagrame de tipul II: perioada de incubaţie a celor două transformări are aproximativ aceeaşi valoare, dar transformarea apare la temperaturi diferite. Curba de sfârşit a transformării prezintă două inflexiuni, corespunzătoare celor două transformări. Diagramele de acest tip sunt caracteristice oţelurilor aliate cu Cr-Mo, Cr-V, Cr-Mo-V-W. c) Diagramele de tipul III : transformările perlitic şi bainitic apar distincte, fiecare din ele fiind caracterizată printr-o perioadă de incubaţie proprie. Aceste diagrame sunt de o mare varietate, în funcţie de poziţia relativă a celor două transformări. Aceste diagrame sunt specifice oţelurilor complex aliate cu Mn -Ni-Mo-V.

Fig. 1.27. Tipuri de diagrame T.T.T d) Diagramele de tipul IV: cele două transformări sunt distincte şi separate de un interval de mare stabilitate a austenitei, iar perioadele de incubaţie sunt diferite. Oţelurile care sunt aliate cu elemente carburigene (care formează carburi), Cr, Mo, V, Ti, au astfel de diagrame.

51

Un caz particular al acestor diagrame este acela în care transformarea bainitică lipseşte; sub curbele transformării perlitice apare un câmp mare de stabilitate a austenitei. Acest gen de diagrame sunt caracteristice oţelurilor inoxidabile. Factori ce influenţează aspectul diagramelor a) Compoziţia chimică: în primul rând, conţinutul de carbon influenţează substanţial poziţia curbelor. La oţelurile hipoeutectoide odată cu creşterea conţinutului de carbon, curbele se deplasează spre dreapta, comparativ cu diagrama unui oţel eutectoid, fără a-şi modifica însă forma. În cazul celor hipereutectoide, efectul este invers, mai ales atunci când temperatura de austenitizare este scăzută, iar carburile nu trec toate în soluţia solidă. Influenţa elementelor de aliere este mult mai complexă, ele deplasând curbele de început şi sfârşit a transformării, modificând alura lor, precum şi poziţia relativă a celor două transformări, perlitic şi bainitic. Majoritatea elementelor de aliere, cu excepţia cobaltului, deplasează curbele spre dreapta, faţă de ordonata diagramei, influenţă proporţională cu conţinutul procentual. Elementele care formează carburi, Cr, Mo, W, V, Ti, etc., deplasează curbele spre dreapta, duc la apariţia celor două coturi, perlitic şi bainitic, separate între ele printr-un domeniu de stabilitate a austenitei. Cobaltul deplasează toate curbele spre stânga. O serie de elemente au efecte parţiale asupra diagramei: - Mo deplasează spre dreapta cotul perlitic, fapt important în practica tratamentelor termice izoterme, având acces uşor la domeniul bainitic. În tabelul 1.7 se prezintă o schemă privind influenţa pe care o au principalele elemente de aliere asupra diagramelor. b) Condiţiile de austenitizare: prin ridicarea temperaturii de austenitizare şi menţinerea îndelungată o oţelului la această temperatură, grăuntele de austenită creşte foarte mult, iar carburile (în cazul în care există) trec în soluţie solidă. Acţiunea rezultantă este creşterea stabilităţii austenitei, mărirea perioadei de incubaţie, respectiv deplasarea spre dreapta a curbelor din diagramă.

52

Tabelul 1.7. Influenţa unor elemente de aliere asupra diagramelor Elementul de aliere C < 0,8 C > 0,8 Ni, Mn

Transformarea perlitică Începutul Viteza Temperatura ∀ & ! & ∀ ∋ ∀

Transformarea bainitică Începutul Viteza Temperatura ∀ ∋ ∀ ∋ ∀

∋

Cu, Si

∀

∋

∀

∋

Co

!

&

!

&

Cr Mo

∀ ∀ ∀ ∀ ∀

V

∀

B

∀ ∀

Mărimea grăuntelui

∀

∋

&

∋∋

&&

∀ ∀ ∀ ∀ ∀

∋∋

∀

53

Influenţa mai slabă ca Ni şi Mn Singurul element ce deplasează curbele spre stânga

∋

∋

∋∋

∋∋

Separarea transformării perlitice de cea bainitică

∋∋ Pentru conţinuturi de cca. 0,003% Încetineşte procesul de germinare

∀ ∀

∀ deplasare spre dreapta ! deplasare spre stânga

Observaţii

creştere & scădere ∋

Modul de utilizare al diagramei de transformare izotermă a austenitei Înainte de toate trebuie precizat faptul că aceste diagrame sunt valabile numai pentru oţelurile pentru care au fost determinate şi numai pentru condiţiile în care au fost determinate: temperatura de austenitizare şi durata de menţinere la această temperatură. În consecinţă, pentru efectuarea unui tratament termic izoterm, este necesar să cunoaştem aliajul din care este confecţionată piesa, să dispunem de diagrama de transformare izotermă a austenitei pentru acest aliaj şi să cunoaştem caracteristicile finale impuse, respectiv structura ce trebuie obţinută.

Fig. 1.28. Diagrama TTT pentru un oţel aliat Presupunând că oţelul din care este confecţionată piesa are diagrama din figura 1.28 iar structura dorită este cea perlitică, se procedează după cum urmează: - se stabilesc condiţiile de austenitizare în conformitate cu cele care au servit la ridicarea diagramei (temperatura TA); - se stabileşte temperatura de menţinere izotermă T1 în aşa fel încât să corespundă cotului perlitic (transformării perlitice); - se determină durata de menţinere la temperatura T1 în aşa fel încât să avem certitudinea că piesa traversează intervalul de transformare corespunzător a1 b1. Pentru aceasta se alege un interval de timp mai mare ca Ob1, τ1, dar nu prea lung pentru a nu avea dezavantaje de ordin economic.

54

Realizarea practică presupune o austenitizare într-un utilaj de încălzire la TA, introducerea rapidă a piesei într-o baie de săruri aflată la T1, o menţinere τi, la aceasta temperatură şi apoi răcirea ei în aer sau apă (condiţiile răcirii nu mai au importanţă în acest caz). Ciclul acestui tratament este cel notat cu 1 şi va putea fi întâlnit la recoaceri (se vor trata la capitolul respectiv). Dacă se impune obţinerea unei structuri bainitice, se procedează analog, dar menţinerea se va face la temperatura T2, un timp T2, urmând ciclul 2. Acest tratament se mai numeşte călire izotermă şi va fi studiat la tratamentul termofizic de călire. Pe baza acestor diagrame se pot face o serie întreagă de alte tratamente, cu transformări parţiale şi structuri mixte, etc. Tratamentele izoterme prezintă un mare avantaj şi anume: faptul că tensiunile termice care însoţesc în mod normal un tratament termofizic, de data aceasta sunt foarte mici sau lipsesc cu desăvârşire. De asemenea, prin acest procedeu se pot obţine structurile bainitice în condiţii foarte comode, parametrii tehnologici fiind foarte uşor de stabilit şi controlat. Un dezavantaj al acestora îl constituie faptul că la mare parte din oţeluri, curbele de început ale transformării sunt situate atât de aproape de ordonată încât aplicarea tratamentului izoterm devine imposibilă. De aceea, aceste diagrame sunt foarte utile numai în cazul oţelurilor aliate, ale căror curbe sunt mult deplasate la dreapta. De asemenea, realizarea tratamentului izoterm necesită două utilaje: unul de încălzire, iar altul de menţinere izotermă. Diagramele de transformare a austenitei la răcire continuă Deoarece în practica tratamentelor termofizice operaţia de răcire a austenitei se face în diferite medii ce asigură o gamă largă de viteze de răcire, răcirea este continuă şi presupune variaţia concomitentă a temperaturii şi timpului. Diagramele de transformare izotermă pierzându-şi valabilitatea în aceste condiţii, s-a trecut la întocmirea unor diagrame care să conţină curbele de început şi sfârşit ale transformărilor în condiţiile unei răciri continue a austenitei. Construirea diagramelor de transformare a austenitei la răcire continuă se face prin metoda dilatometrică, asociată cu cercetarea metalografică şi măsurători de duritate. Mai multe probe confecţionate din acelaşi oţel şi de aceleaşi dimensiuni sunt austenitizate în condiţii identice. Probele sunt răcite

55

continuu în aşa fel încât să acopere un câmp larg de viteze, începând cu răciri rapide şi terminând cu răciri foarte lente. Mediile utilizate sunt: apa, soluţiile apoase, uleiurile minerale şi vegetale, aer liniştit, mufle, atmosfera din cuptoare, etc. Pentru fiecare din condiţiile de răcire se determină coordonatele punctelor de început şi sfârşit a transformării (temperatură timp), natura constituenţilor care se formează, precum şi duritatea lor. Locurile geometrice ale punctelor de început şi sfârşit a tuturor transformărilor vor constitui diagrama căutată (se mai numeşte şi diagrama CCT - Continuos Cooling Transformation). Calitativ, o astfel de diagramă arată ca cea prezentată schematic în figura 1.29, unde:

Fig. 1.29 Curbele de început şi sfârşit ale transformării a - este curba de început a formării feritei pro-eutectoide; b şi c - curbele de început, respectiv de sfârşit a transformării perlitice; d şi e - curbele corespunzătoare transformării bainitice; f - limita de început a transformării martensitice Ms. Domeniile de stabilitate şi instabilitate ale austenitei sunt cele haşurate. Spre deosebire de diagramele de transformare izotermă, în acest caz limita Ms face parte integrantă din diagramă; în consecinţă, diagrama va conţine transformările perlitic, bainitic şi o porţiune din transformarea martensitică (peste 0° C). În funcţie de compoziţia chimică poate apare sau nu domeniul de separare al feritei proeutectoide.

56

Vitezele de răcire din figura 1.29 sunt în aşa fel alese încât traversează diagrama prin punctele nodale 1 ...4 şi delimitează nişte câmpuri de viteză în care structura finală va fi prezentată în figură. Dacă răcim piesa cu o viteză V, care V1 > V > V2, se observă că structura finală va fi compusă din bainită şi martensită, întrucât traversează atât câmpul transformării bainitice cât şi pe cel martensitic. Dacă viteza V este V3 > V > V4, structura va fi compusă din ferită, perlită, bainită şi martensită. Din familia de viteze prezentate în figură, V1 şi V4 prezintă o importanţă deosebită: - V1 se numeşte viteză critică superioară, întrucât la valori mai mari structura este compusă numai din martensită, iar la valori mai mici, structura se compune din martensită, iar la valori mai mici, structura se compune din martensită şi din altă fază. Această viteză este extrem de importantă la tratamentul termic de călire (viteza critică de călire); - V4 se numeşte viteză critică inferioară, întrucât ea delimitează domeniul structurilor în afară de echilibru. Factorii ce influenţează aspectul diagramei Ca şi diagramele TTT de transformare izotermă a austenitei, cele de transformare continuă pot avea forme foarte diferite; domeniul de apariţie a feritei proeutectoide (între liniile a şi b) poate să apară sau nu; forma domeniilor perlitic şi bainitc pot fi separate printr-un domeniu de stabilitate a austenitei, etc. Factorii care influenţează aspectul diagramei sunt: a) Compoziţia chimică - este factorul cel mai important şi influenţa sa se manifestă ca şi în cazul diagramelor de transformare izotermă. La oţelurile hipoeutectoide apare domeniul de separare al feritei proeutectoide. Elementele de aliere deplasează curbele spre dreapta; Mn şi Ni produc şi o deplasare în jos. Cr şi Ni favorizează apariţia unor domenii pentru transformările distincte pentru transformările perlitic şi bainitic. b) Condiţiile de austenitizare în cazul cel mai general, mărimea grăuntelui de austenită influenţează asupra aspectului diagramei. Prin austenitizare la temperaturi ridicate sau menţineri îndelungate, curbele din diagramă se deplasează spre dreapta. La oţelurile hipoeutectoide, influenţa se resimte asupra transformării perlitice , deplasând-o spre dreapta. În cazul celor hipereutectoide, temperaturile ridicate favorizează dizolvarea carburilor în soluţia solidă de austenită şi stabilizarea acesteia. În aceste condiţii toate curbele se deplasează spre dreapta.

57

Modul de utilizare a diagramelor TTT de transformare continuă a austenitei De la bun început trebuie precizat un lucru foarte important o diagramă TTT de transformare continuă a austenitei nu are aplicabilitate industrială decât în condiţii identice cu acelea ce au fost folosite pentru construirea ei (compoziţia chimică, stare structurală iniţială, viteza de încălzire, temperatura şi durata de austenitizare). Pentru fiecare din aceşti factori există limite între care pot varia iară să influenţeze apreciabil rezultatele; reguli generale nu se pot enunţa însă, fiecare aliaj constituind un caz aparte. În practica inginerească procesul de proiectare şi realizare a unei piese presupune următoarele etape: - alegerea materialului corespunzător din punctul de vedere al solicitărilor, mecanice a condiţiilor de prelucrare, pentru o piesă definită geometric (formă dată); - stabilirea tratamentului termic necesar pentru a obţine caracteristicile mecanice impuse; - stabilirea parametrilor tehnologici ai tratamentului şi modalităţile de realizare în condiţii practice a acestuia. Acest ultim aspect este extrem de important, fiind hotărâtor în privinţa rezultatului final. Pe lângă diagrama TTT a materialului din care este confecţionată piesa este necesar să cunoaştem şi curbele de răcire ale piesei în cauză, în condiţiile unor răciri efectuate cu diferite viteze de răcire, deci utilizând diferite medii de răcire. Prin trasarea curbelor de răcire pe un material transparent (plastic, calc, etc.) la scară identică cu a diagramei şi în aceleaşi coordonate ca acesta (semilogaritmice) şi suprapunerea lor peste diagramă, se poate cunoaşte structura finală, în funcţie de intervalele de transformare pe care le traversează. Problema cea mai dificilă şi care creează multe impedimente în practica industrială este cunoaşterea curbelor de răcire ale piesei. Alura acestora, pentru aceleaşi condiţii de austenitizare ca şi cele precizate în diagramă, depinde de configuraţia piesei si de "masivitatea termică" a ei. Ridicarea curbelor de răcire reale fiind foarte laborioasă, pentru a nu limita posibilităţile de utilizare a acestor diagrame, s-au construit prin calcul nişte curbe de răcire teoretice, pentru diferite medii de răcire, diferite condiţii de austenitizare şi diferite grosimi ale piesei (anexa 5). Trasarea lor s-a făcut în coordonate semilogaritmice, atât pentru suprafaţa piesei cât şi pentru centrul ei. Acestea reprezintă o bună concordanţă cu cele determinate experimental şi publicate în diferite lucrări de specialitate, astfel încât ele pot fi utilizate cu rezultate satisfăcătoare în condiţii practice.

58

Fig. 1.30. Factorii de transformare pentru diametrul echivalent De Pentru piese având secţiuni de alte forme decât cele circulare, se pot utiliza factorii de transformare în secţiuni circulare echivalente, ale căror diametru echivalent De se stabileşte cu ajutorul relaţiilor din figura 1.30. La alegerea condiţiilor de călire spre exemplu, pe lângă diagrama T.T.T. este bine să dispunem de banda de călibilitate a oţelului respectiv. Cum la o bună parte din mărcile de oţeluri lipsesc diagramele T.T.T., este bine să se caute nişte mărci de oţeluri echivalente, fabricate în alte ţări şi care dispun de astfel de diagrame. Informaţiile obţinute din diagramele T.T.T. sunt susceptibile de corecturi, din cauza erorilor pe care le introduc în apreciere curbele de răcire ale piesei. În consecinţă, sunt necesare determinările experimentale - mai ales în condiţiile fabricaţiei în serie - în stabilirea definitivă a parametrilor tehnologici.

59

1.3. Tensiuni interne În principiu, tensiunile interne sunt produse pe trei căi principale: - tensiuni termice: produse de dilatarea sau contracţia neuniformă, ca urmare a diferenţelor de temperatură pe secţiune sau în volum; - tensiuni structurale: produse de frânarea modificărilor de volum specifice transformărilor structurale ce au loc la încălzire şi răcire; - tensiuni de lucru: introduse în urma acţiunii mecanice a procedeelor de prelucrare tehnologică (turnare, deformare, sudare, aşchiere). Într-o piesă, tensiunile interne sunt introduse printr-una din căile arătate mai sus sau prin combinarea lor; în cazul aliajelor monofazice, în timpul încălzirii şi răcirii apar doar tensiuni termice; dacă aliajul este deformat plastic la cald apar atât tensiuni termice cât şi de lucru; în cazul unui aliaj fier - carbon, deformat la cald şi tratat termic, apar toate cele trei tipuri de tensiuni. În cazul tratamentelor termice, tensiunile care apar sunt cele termice şi cele structurale la care se mai adaugă şi tensiunile de lucru deja introdusă în piesă în sectoarele de prelucrare mecanică. Tensiunile interne rezultante sunt foarte periculoase, putând atinge valori atât de ridicate încât depăşesc R0,2 şi R la temperatura respectivă şi duc la deformarea piesei, apariţia de fisuri sau chiar ruperea ei. 1.3.1. Tensiuni termice Datorită diferenţei de temperatură pe secţiunea piesei în curs de încălzire sau răcire, dilatarea sau contracţia acesteia este neuniformă.

Fig. 1.31. Schema tensiunilor termice la încălzire 60

Dilatarea sau contracţia straturilor vecine, rigid legate între ele, fiind reciproc frânată, dilatările sau contracţiile posibile, dar nerealizate se transformă în deformaţii elastice locale, cărora le sunt asociate tensiuni interne. Tensiuni interne la încălzire În figura 1.31 sunt prezentate curbele de încălzire ale suprafeţei şi centrului unei piese cilindrice ce urmează a ti tratată termic. Tensiunea maximă ce acţionează asupra elementului considerat se poate calcula cu relaţia: σ max =

β ⋅E ∆T0 1− µ

[daN / mm2 ]

(1.1)

unde: β - este coeficientul de dilatare liniară, [1/k]; E - modulul de elasticitate, [daN/mm2] p - coeficientul de contracţie transversală , caracteristic aliajului din care este confecţionată piesa (Poisson); T0 - diferenţa dintre temperatura medie a piesei şi temperatura volumului considerat: ∆T0 = Tm - TX

(1.2)

Temperatura medie pe secţiune, se calculează cu relaţiile: 1 (TS − TC ) 2 1 Tm = T0 + (TS − TC ) 3 Tm = T0 +

(1.3) (1.4)

Cu aceste relaţii se poate determina uşor valoarea maximă aproximativă a tensiunilor la suprafaţa şi centrul piesei. În figura 1.32, fiind reprezentată şi variaţia în timp a diferenţei de temperatură dintre suprafaţa şi centrul piesei, se poate deduce uşor după un timp i, aceasta atinge valoare maximă. Deci: (1.3) - pentru cilindru; (1.4) - pentru placă; (1.5) - pentru suprafaţa cilindrului; (1.6) - pentru centrul cilindrul ui; (1.7) - pentru piese cilindrice; (1.8) - pentru piese de tip placă.

61

∆T0 S = TC +

1 (TS − TC ) − TS = 1 (TS − TC ) = − 1 (TS − TC ) = 2 2 2

1 = − ∆T max 2 ∆T0C = TC +

(1.5)

1 (TS − TC ) − TC = 1 (TS − TC ) = 1 ∆Tmax 2 2 2

1 β ⋅E σ max S = − ⋅ ∆Tmax 2 1− µ 1 β ⋅E σ max C = ⋅ ∆Tmax 2 1− µ 2 β ⋅E σ max S = − ⋅ ∆Tmax 3 1− µ 1 β ⋅E σ max C = ⋅ ∆Tmax 3 1− µ

(1.6) (1.7)

(1.8)

Semnul diferit al tensiunilor arată că pe secţiunea piesei acestea variază ca sens; astfel, la începutul încălzirii suprafaţa se dilată mai mult, dar dilatarea fiind frânată de miezul mai rece, în suprafaţă apar tensiuni de compresiune, iar în centru de întindere. Acest lucru reiese clar epura tensiunilor pe secţiunea piesei după timpul τ, corespunzător lui ∆Tmax, construită cu ajutorul curbei de variaţie a temperaturii pe secţiune şi a tensiunilor în timpul încălzirii. În straturile intermediare tensiunile scad ca valoare, existând chiar puncte (a căror loc geometric se află pe cercul cu diametrul D0 - figura 1.32) pentru care ∆T0 = 0 şi tensiunile sunt nule, aici producându-se şi schimbarea sensului tensiunilor. Urmărind variaţia lui ∆T în timp, se poate constata că aceasta creşte până atinge ∆Tmax, care va corespunde realizării tensiunilor maxime pe întreaga perioadă a încălzirii (situaţie prezentată grafic în figura 1.32), după care începe să scadă asimptotic la axa T. Din relaţia 1.1 rezultă că tensiunile ce apar în material sunt direct proporţionale cu coeficientul de dilatare liniară β, cu modulul de elasticitate E şi invers proporţionale cu coeficientul de contracţie transversală µ. Valoarea lui β şi E fiind funcţii de temperatură, în calcule se vor introduce valorile corespunzătoare temperaturii pentru care se face determinarea tensiunilor. În cazul oţelurilor, produsul βE ≈ 0,25, iar µ = 0,3, până la temperatura de 500°C, fapt ce permite utilizarea unor formule simplificate:

62

σmax ≈ ± 0,18 ·∆Tmax σmax ≈ - 0,24 ·∆Tmax σmax ≈ 0,12 ·∆Tmax (1.9) - pentru suprafaţă şi centrul cilindrului; (1.10) - pentru suprafaţa plăcii; (1.11) - pentru centrul plăcii.

(1 .9) (1 .10) (1.1 1)

Efectul tensiunilor termice depinde de raportul ce există între mărimea tensiunilor calculate cu relaţiile de mai sus şi proprietăţile de rezistenţă ale materialului la temperatura corespunzătoare lui ∆Tmax. Tensiunile periculoase sunt cele de întindere, întrucât ele sunt capabile să producă fisurarea pieselor. Pericolul creşte atunci când piesele au şi tensiuni remanente de întindere produse de prelucrările tehnologice anterioare, cu care tensiunile termice se însumează, sau atunci când piesa are concentratori de tensiuni. În practică apar următoarele situaţii: - când σmax > R' la temperatura respectivă, piesa fisurează şi se rupe; - când R > σmax > R'0,2, în cazul materialelor moi şi tenace (metale pure soluţii solide omogene, etc.) capabile să suporte o deformare plastică avansată înainte de rupere, efectul este de deformare. În cazul materialelor dure şi fragile (aliaje turnate, fonte, oţeluri călite, etc.), efectul este tot de rupere; - când σmax > R'0,2 piesele fragile se fisurează. În consecinţă, la proiectarea corectă a unei tehnologii de încălzire, se vor respecta condiţiile: (1.12) σmax ≤ 0,7 R'0,2 - în general (1.13) σmax ≤ 0,7 R'0,02 - pentru piesele fragile Tensiunile interne la încălzire sunt periculoase doar în prima parte a încălzirii, deoarece la temperaturi ridicate materialele devin plastice , iar tensiunile se anihilează prin deformare plastică. Pentru evitarea efectului nedorit al tensiunilor termice la încălzire este necesar să se reducă mărimea acestora, lucru posibil prin reducerea neuniformităţii încălzirii, respectiv a valorii lui ∆T0. În consecinţă, se poate acţiona asupra acelor factori tehnologici, care influenţează asupra lui ∆T0:

63

- micşorarea vitezei de încălzire a piesei , mai ales în cazul materialelor aliate a căror coeficient de conductibilitate termică este scăzut şi a pieselor având o secţiune transversală mare; - încălzirea în mai multe trepte, în conformitate cu figura l.5d, - încălzirea piesei împreună cu cuptorul. Tensiuni interne la răcire Operaţia de răcire este însoţită la rândul ei de tensiuni interne, mai ales în cazul tratamentelor termice ce presupun răciri cu viteză mare (cazul tratamentelor termic de călire) şi deci valoarea lui ∆T este mare. Modul de repartizare a tensiunilor în secţiunea piesei variază în timp şi este foarte greu de determinat precis, mai ales că aliajul supus răcirii parcurge succesiv etapele când este în stare plastică (la temperaturi ridicate), elasto - plastică, iar la temperaturi mai joase în stare elastică. La răcire, straturile superficiale ale piesei se răcesc mai repede şi tind să se contracte; dar contracţia lor fiind frânată de centrul piesei, la suprafaţă apar tensiuni de întindere, iar în centru de contracţie. Dacă deformaţiile ar fi numai elastice, tensiunile ar creşte până ar atinge un maxim corespunzător lui ∆Tmax, după care ar scădea asimptotic până la zero. În aceste condiţii se poate observa că tensiunile termice de la răcire au o variaţie în timp similară cu a celor de la încălzire (fig. 1.31), dar sunt de semn contrar. Cum însă, majoritatea materialelor (oţeluri, neferoase) au o plasticitate bună la temperaturi ridicate, pe măsură ce se răcesc trec prin etapa elastico - plastică şi ca urmare structurile superficiale sunt întinse, iar cele interioare sunt comprimate (figura 1.32). Piesa răcindu-se în continuare, straturile interioare tind să se contracte la rândul lor, însă datorită rigidităţii stratului exterior, această contracţie nu este posibilă. În aceste condiţii tensiunile îşi vor schimba sensul; după timpul τ2 ele se anulează, iar la finele răcirii, corespunzător momentului τ3, ele devin de compresiune la suprafaţă şi de întindere în centru. Această distribuţie se va stabili în final ca tensiuni remanente în realitate, procesul analizat este mult mai complex, schimbarea sensului tensiunilor producându-se la temperaturi şi momente diferite, în funcţie de condiţiile în care are loc răcirea, de masivitatea piesei, de neuniformitatea repartiţiei temperaturii, precum şi de alţi factori. De asemenea, tensiunile termice de la răcire nu pot fi analizate fără a ţine seama de tensiunile structurale care însoţesc operaţia de răcire.

64

Fig. 1.32. Variaţia tensiunilor termice la răcire Pentru conducerea justă a procesului răcirii este necesar să se ţină seama de o serie de factori ce depind de materialul piesei şi de natura mediului de răcire folosit: - compoziţia chimică a aliajului, mai ales gradul de aliere al acestuia. Cu cât el este mai puternic aliat, conductibilitatea termică a lui scade, deci diferenţa de temperatură între suprafaţă şi centru va fi mai mare (∆T); - mărimea secţiunii piesei; - complexitatea geometrică a acesteia; - capacitatea de răcire a mediului de răcire folosit (vezi medii de răcire). Modalităţile de a micşora tensiunile termice ce însoţesc operaţia de răcire sunt următoarele: - alegerea unui mediu de răcire potrivit, capabil să asigure viteza de răcire critică necesară transformării structurale dorite, dar care să nu producă diferenţă mare de temperatură ∆T pe secţiunea piesei;

65

- folosirea a două medii de răcire care permit realizarea unor viteze de răcire corespunzătoare etapelor pe care le parcurge piesa în timpul răcirii (evitarea cotului perlitic, traversarea intervalului martensitic); - executarea unor paliere în procesul răcirii, pentru a micşora sau chiar anula diferenţa de temperatură dintre suprafaţă şi centru. 1.3.2. Tensiuni structurale Acestea pot să apară atât la încălzire cât şi la răcire se datoresc volumului specific diferit al constituenţilor structurali; vor apare în momentul în care piesa încălzită sau răcită trece printr-un punct critic sau traversează un interval de transformare. În tabelul 1.9 se prezintă volumele specifice ale constituenţilor structurali ai oţelurilor în funcţie de conţinutul în carbon. Deoarece acestea depind în mare măsură de conţinutul în carbon, cele mai mari modificări de volum remanente (la răcire) se vor produce la oţelurile cu carbon ridicat. Modificarea de volum reflectată în modificarea dimensiunilor liniare ale piesei vor fi cu atât mai mari cu cât diferenţa de volum specific dintre constituenţii iniţiali şi finali va fi mai mare (tabelul 1.10). Tabelul 1 .9 Volumul specific al constituenţilor structurali, funcţie de conţinutul de carbon Volumul specific [m3/kg] (calculat la 20°C) 0,1271·10-3 0,1300 ·10-3 (0,1212 + 0,0033%C)·10-3 (0,1271 + 0,0005%C) ·10-3

Constituentul Ferită Cementită Austenită Ferită + Cementită Perlită lamelară Bainită inferioară Bainită superioară Martensita de călire Martensita de revenire Troostită de revenire Sorbită Perlită globulară.

(0,1271 + 0,0015 %C) ·10-3 (0,1271 + 0,025 %C) ·10-3 0,1271 + 0,0015 (%C – 0,25) ·10-3 (0,1271 + 0,0005%C) ·10-3

66

Tabelul 1.10 Variaţia dimensiunilor liniare şi de volum ale constituenţilor Transformarea Perlită → Austenită Austenită → Perlită lamelară Austenită → Martensită Austenită → Bainită superioară Austenită → Bainită inferioară Perlită globulară → Perlită lamelară Perlită globulară → Martensită Perlită globulară → Bainită superioară Perlită globulară → Bainită inferioară

Variaţia de volum ∆V [%] -4,64+2,21%C 4,64-2,21%C 4,64-0,53%C 4,64-2,21%C 4,64-1,43%C 0 1,68%C 0

Variaţia dimensiunilor liniare ∆l [mm] 0,0155+0,0074%C 0,0155-0,0074%C 0,0155-0,0018%C 0,0155-0,0074%C 0,0155-0,0048%C 0 0,0056%C 0

0,78%C

0,0026%C

Tensiuni structurale la încălzire Pentru a studia modul de apariţie al tensiunilor structurale la încălzire, se presupune o probă dintr-un oţel eutectoid (0,8% C), având diametrul D, care se introduce într-un cuptor având temperatura constantă Tcup. În figura 1.33 sunt prezentate cele două curbe de încălzire, a suprafeţei şi a centrului probei.

Fig. 1.33. Tensiuni la încălzire

67

Până în momentul τ1 nu apar nici un fel de transformări structurale, întrucât temperatura probei este mai mică decât Ac1. În acest interval de timp apar doar tensiunile termice ce însoţesc operaţia de încălzire. Chiar în momentul τ1, suprafaţa epruvetei atinge temperatura Ts1=Ac1. Dacă se face abstracţie de perioada de incubaţie, caracteristică transformării, înseamnă că în acest moment în straturile superficiale se declanşează transformarea perlitei în austenită. În momentul τx, suprafaţa piesei are temperatura TsX > Ac1, în timp ce centrul acesteia are TCX < Ac1; adică suprafaţa piesei a intrat în domeniul austenitic - punctul 2 - centrul rămânând sub temperatura critică Ac1 - punctul 1. În stratul exterior care a depăşit Ac1 structura va fi deja austenitică, iar în centrul piesei va rămâne perlitică. Făcând calculele necesare pentru determinarea volumului specific al celor doi constituenţi, înlocuind în relaţii (tabelul 1.9) procentajul de carbon al unui oţel eutectoid (0,8%), se observă că structura austenitică rezultată are un volum specific mai mic decât al perlitei cu 0,0045·10-3 m3/kg. În consecinţă, stratul exterior tinde să se contracte (∆V=35 %). Cum acest lucru nu se poate realiza din cauza centrului piesei, în el va apare tensiuni de întindere, iar în straturile centrale tensiuni de compresiune. Variaţia temperaturii, precum şi repartizarea tensiunilor pe diametrul piesei, în momentul τX, se vede în figura 1.33. Dacă materialul are o plasticitate bună la temperatura TsX, tensiunile de întindere care apar în straturile exterioare se anulează pe seama deformaţiilor care apar. Dacă plasticitatea este redusă, este posibil ca tensiunile de întindere din strat să dea naştere la fisuri care ulterior, în procesul de răcire, ar putea agrava situaţia. În consecinţă, din punctul de vedere al tensiunilor structurale ce însoţesc operaţia de încălzire, momentul τX poate fi considerat un moment critic. Încălzirea având loc în continuare, în momentul τ2 şi centrul piesei atinge temperatura Tr2=Ac1, deci teoretic se încheie procesul de transformare a perlitei în austenită. Partea centrală tinde să se contracte la rândul ei. Dacă stratul exterior are o plasticitate redusă, tensiunile rămase din momentul τX se vor anula şi îşi vor schimba sensul. Dar cum întreaga probă are o structură austenitică, iar aceasta are în general o bună plasticitate, tensiunile vor scădea sau chiar anula pe seama deformaţiilor plastice care apar. Printr-un raţionament similar se poate urmări modul de apariţie al tensiunilor structurale şi în cazul încălzirii oţelurilor hipoeutectoide şi hipereutectoide. în aceste cazuri, procesul presupune două momente critice, corespunzătoare traversării liniei Ac1, şi Ac3, respectiv Ac1 şi Acem; în cazul

68

oţelurilor hipoeutectoide, de exemplu, vor apare tensiuni structurale în momentul trecerii perlitei în austenită (Ac1), respectiv în momentul trecerii feritei în austenită (Ac3). Valoarea tensiunilor este destul de mare, depăşind cu uşurinţă valoarea limitei de curgere R0,2 sau uneori chiar a rezistenţei la rupere R, apărând în mod inevitabil fisurile. Tensiuni structurale la răcire Mecanismul de apariţie al tensiunilor structurale în procesul de răcire trebuie bine cunoscut, întrucât acesta generează cele mai mari valori ale tensiunilor, diferenţa de volum specific între structura iniţială austenitică şi cele rezultate - bainite, martensite - este foarte mare. De asemenea, aceste tensiuni vor rămâne în piesă (dacă nu se face un tratament de detensionare) şi vor crea multe neajunsuri la eventualele prelucrări mecanice ulterioare (de finisare, rectificare). Tensiunile structurale la răcire sunt maxime în cazul transformării austenită → martensită (călirii), austenita având volumul specific cel mai mic, iar martensita cel mai mare (tabelul 1.9). În consecinţă, mecanismul de apariţie al acestora se va analiza în ipoteza călirii la martensită. Raţionamentul de mai sus este valabil în cazul când transformarea are loc în toată secţiunea epruvetei (călire pătrunsă). În practică însă, în majoritatea cazurilor, piesele au o configuraţie şi o masivitate termică ce nu permit atingerea vitezei critice de transformare în toată secţiunea, în exterior piesele vor avea un strat martensitic (călit), iar în interior vor avea o altă structură (ferito - perlitică, perlitică, etc.). O astfel de situaţie este chiar dorită la piesele care la exterior trebuie să aibă o duritate ridicată pentru a rezista la uzare, iar centrul să aibă o tenacitate ridicată. În asemenea situaţie este greu de urmărit modul de variaţie în timp al tensiunilor structurale. Valoare finală a lor depinde de diferenţa de volum specific dintre constituenţii rezultaţi şi austenitici, respectiv între martensită şi constituentul din centrul piesei. Valoarea tensiunilor remanente mai depinde de: - adâncimea stratului cu structura martensitică (călibilitatea materialului); - compoziţia chimică a aliajului; - capacitatea de răcire a mediului folosit, etc. În cele prezentate până acum, s-a arătat modul de apariţie al tensiunilor interne, separat în cazul celor termice şi celor structurale, pentru a putea fi mai uşor urmărite fenomenele ce se succed. Cum în practica tratamentelor

69

termice fenomenele ce produc apariţia tensiunilor nu pot fi separate, variaţia lor în timpul încălzirii şi mai ales a răcirii este mult mai complexă, iar determinarea tensiunilor remanente foarte dificilă. Comparând tensiunile termice şi cele structurale ce însoţesc operaţia de încălzire. Se poate observa că ele sunt de semne contrare; cu toate acestea nu poate fi vorba de o compensare a efectului lor nici măcar atunci când ar fi egale în valoare absolută. Ele acţionează în etape diferite ale procesului de încălzire: tensiunile termice apar în intervalul 0-600 °C, în timp ce tensiunile structurale apar la temperaturi mai ridicate (depăşirea lui Ac1 în cazul oţelurilor), acolo unde cele termice sunt neglijabile. Şi în cazul răcirii, tensiunile termice şi cele structurale sunt de semne contrare, dar situaţia este puţin diferită; în cazul transformării martensitice, care începe la temperaturi joase (linia Ms), unde materialul nu mai este plastic, este posibil ca la un moment dat să apară o oarecare compensare sau chiar anulare a lor. Dar în faza finală, tensiunile remanente vor fi datorate mai ales celor structurale. Dacă la cele arătate mai adăugăm şi posibilitatea ca în structura finală a piesei să apară şi austenită reziduală (în cazul oţelurilor aliate), se poate conchide că este foarte dificil să se determine valoarea tensiunilor remanente. Uneori tensiunile interne au un rol pozitiv şi se caută chiar obţinerea lor, conferind pieselor condiţii avantajoase de comportare în exploatare. Este cazul tensiunilor de compresiune de la suprafaţa unor piese călite superficial prin inducţie. 1.3.3. Efectul tensiunilor interne Efectele observabile şi măsurabile ale tensiunilor interne sunt deformările şi fisurile (crăpăturile). Dacă deformările mai pot fi remediate ulterior prin operaţii suplimentare de îndreptare, calibrare, fisurile şi crăpăturile duc la rebutarea piesei. Deformarea pieselor Se datoreşte repartizării neuniforme a tensiunilor termice şi structurale în diferitele secţiuni ale piesei. Deformările sunt de două feluri: - modificări dimensionale (cu variaţia de volum); - modificarea geometriei iniţiale (încovoiere, răsucire). Modificări de dimensiuni, care să nu fie însoţite şi de modificări ale formei se produc numai în cazul când răcirea s-a făcut simultan şi uniform pe toată secţiunea produsului şi în toată masa acestuia.

70

Dar această situaţie se întâlneşte rar în practica tratamentelor termice. Deformările care se produc sunt ireversibile şi la repetarea tratamentului ele cresc în valoare, păstrându-şi sensul. Valoarea şi sensul deformărilor depinde de raportul existent între tensiunile termice şi cele structurale. În cazul oţelurilor cu conţinut scăzut de carbon, care practic sunt necălibile, în mod evident, tensiunile termice vor fi acelea care vor determina valoarea şi sensul deformării. Ele tind să aducă piesa (fig.1.34a) spre forma sferică (fig. 1.34b) caracterizată prin cel mai redus potenţial termodinamic.

Fig. 1.34. Deformarea diferitelor secţiuni sub influenţa tensiunilor În cazul oţelurilor care pot fi călite pătruns (numite autocălibile) de exemplu predominante vor fi tensiunile structurale rezultate pe urma transformării martensitice. Efectul acestora este invers faţă de cel precedent (fig. 1.34). În cazul cel mai general când călirea este nepătrunsă efectul final (fig. 1.35) este determinat de raportul existent între tensiunile termice şi cele structurale.

Fig. 1.35. Deformarea unei table O placă de grosime 8, care este supusă unui tratament termic de călire superficială pe una din feţe (fig. 1.35a) în final va avea forma din figura 1.35b, datorită tensiunilor structurale generate de stratul martensitic de 71

grosime δM. Există piese de configuraţie complexă, a căror geometrie finală este greu de prevăzut; de aceea se fac experimente prealabile. Problema deformaţiilor ce însoţesc un tratament termic trebuie să fie analizată în funcţie de poziţia tratamentului termic în fluxul de fabricaţie al pieselor. Dacă tratamentul termic aplicat permite o prelucrare ulterioară a piesei, el poate fi intercalat între operaţiile de degroşare, prelucrare şi finisare. Eventualele deformaţii care apar pot fi încadrate în adaosurile de prelucrare, neprezentând nici o problemă. Dacă tratamentul termic sau termochimic conferă o duritate foarte ridicată structurilor superficiale ale piesei, făcând posibilă o prelucrare ulterioară prin aşchiere (călire, cementare, nitrurare, etc.), tratamentul termic trebuie să constituie operaţia finală; dar în acest caz eventualele deformaţii rămân. Factorii ce influenţează deformarea pieselor Din cele arătate până acum rezultă că modul de deformare şi valoarea deformaţiilor depind de o serie de factori care pot influenţa într-un sens sau altul şi în măsură diferită, tensiunile termice şi cele structurale. Factorii mai importanţi şi dependenţi de material (aliaj) sunt următorii: a) compoziţia chimică: - conţinutul de carbon influenţează puternic deformaţiile, mai ales în cazul călirii. La conţinuturi mici de carbon, deformaţiile produse de tensiunile structurale sunt neglijabile, efectul tensiunilor termice fiind predominant. Pe măsura creşterii conţinutului de carbon creşte continuu valoarea şi rolul tensiunilor structurale; - elementele de aliere micşorează conductivitatea termică a aliajului, respectiv duc la creşterea rolului tensiunilor termice. b) călibilitatea oţelului: - materialul este cu atât mai susceptibil la deformare cu cât călibilitatea sa este mai scăzută; apar variaţii ale structurii pe secţiunea piesei. c) creşterea grăuntelui de austenită: - favorizează creşterea deformaţiilor. Dintre factorii mai importanţi legaţi de tehnologia tratamentului termic se pot aminti: a) Neuniformitatea încălzirii piesei în diferitele porţiuni ale ei provoacă transformări structurale decalate în timp şi apariţia deformaţiilor. b) Viteza de răcire: măreşte, în general, tendinţa de deformare, deoarece creează condiţii favorabile pentru creşterea tensiunilor atât termice cât şi structurale. În fapt, se subînţelege influenţa mediului de răcire folosit(vezi cazul călirilor): mediul de răcire considerat a da cele 72

mai mari deformaţii, este apa. c) Modul de introducere a piesei în mediul de răcire influenţează foarte puternic asupra geometriei iniţiale a piesei. Porţiunile imersate se răcesc brusc, depăşesc linia Ms începând transformarea martensitică, valoarea tensiunilor structurale şi termice fiind ridicate comparativ cu cele din porţiunea rămasă în afara mediului. Modalităţile de preîntâmpinare a deformării pieselor rezultă chiar din analiza factorilor mai sus subliniaţi. Materialul având o compoziţie chimică bine precizată, iar piesa o configuraţie dată, se pune problema alegerii parametrilor tehnologici ai tratamentului termic de aşa manieră încât deformările să fie de aşa manieră încât deformările să fie minime sau să nu apară. Pentru aceasta se stabilesc în primul rând regimul încălzirii şi durata de menţinere, având în vedere "masivitatea" şi compoziţia chimică, pentru a reduce diferenţa de temperatură dintre suprafaţa şi centrul piesei. Condiţiile de răcire se rezumă în primul rând la alegerea mediului de răcire şi apoi la condiţiile de imersare a piesei în mediul respectiv. Fisurarea pieselor Crăpăturile sau fisurile se produc sub acţiunea tensiunilor de întindere, care local depăşesc rezistenţa la rupere a materialului din care este confecţionată piesa. Ele pot apare îndată după tratamentul termic sau ulterior după un interval de timp, piesele fiind în exploatare. Fisurile pot avea ca sursă o serie de defecte existente în material sau operaţii premergătoare tratamentului termic, cum ar fi : - incluziuni nemetalice sau fisuri ascunse în semifabricate; - proiectarea greşită din punct de vedere constructiv (diferenţe de grosimi de perete mari, concentraţii de tensiuni, lipsa racordărilor); - alegerea necorespunzătoare a materialului din punctul de vedere al tratamentului termic sau indicarea unor parametrii tehnologici eronaţi; - defecte şi tensiuni introduse în material prin diferite operaţii de prelucrare (aşchiere, turnare, deformare plastică). Fisurile se pot datora şi efectuării în condiţii necorespunzătoare ale tratamentului termic: - parametrii ciclului de tratament termic greşit aleşi; - folosirea unor utilaje necorespunzătoare; - mediu de răcire nepotrivit, etc.

73

Fisurile pot fi grosolane (vizibile cu ochiul liber) sau microscopice. Fisurile longitudinale adânci (figura 1.36a), apar pe generatoarea piesei, având o adâncime mare şi sunt caracteristice pieselor călite pătruns. Din epura tensiunilor se vede că tensiunile de întindere apar la adâncimi destul de mari.

Fig. 1.36. Formarea fisurilor Fisurile pot apare şi în interiorul pieselor (fig. 1.36b) atunci când acolo tensiunile sunt de întindere; au formă de arc şi apar la materialele unde transformarea structurală nu are loc pe toată secţiunea. Fisurile sub formă de reţea (solzi) (fig.l.36c) apar în cazul când se însumează tensiunile remanente după tratamentul termic de călire şi cele ce însoţesc operaţia de rectificare ulterioară. Două piese cilindrice, având diametrul exterior D (fig. 1.37) şi cel interior d1, respectiv dc, (d2 < d1), confecţionate din acelaşi material şi supuse tratamentului termic de călire. La piesa la care călirea a pătruns în toată secţiunea, se produc fisuri la colţuri, datorită efectului de concentrator de tensiuni; în cazul piesei ai cărei pereţi sunt mai groşi decât adâncimea de pătrundere a călirii, nu se produc fisuri. În cazul pieselor compuse din două sau mai multe tronsoane de diferite diametre (fig. 1.38) situaţia se prezintă astfel: dacă numai în cilindrul cu diametru mai mic d s-a produs o călire pătrunsă şi în cel cu diametrul mare nu, se formează fisuri la trecerea de secţiune, după linia de intersecţie a celor doi cilindrii. Dacă materialul are o călibilitate mare şi ambii cilindrii

74

s-au călit, apar fisuri atât la trecerea de secţiune cât şi longitudinal în cilindrul cu diametrul mai mare.

Fig. 1.37 Apariţia tensiunilor

Fig. 1.38 Apariţia fisurilor la piese fără rază de racordare de la o secţiune mare la una mică. Dintre factorii mai importanţi ce influenţează fenomenul de fisurare trebuiesc amintiţi: compoziţia chimică, călibilitatea materialului, temperatura de încălzire şi gradul de uniformitate al încălzirii, viteza de răcire, mărimea secţiunilor şi configuraţia pieselor. Aceşti factori, precum şi modalitatea de preîntâmpinare a efectului lor, s-a analizat în cazul deformări lor.

75

Evaluare

1. Câte operaţii are un ciclu de tratament termic? 2. Care sunt parametrii unui ciclu de tratament termic? 3. Câte feluri de regimuri de încălzire cunoaşteţi? 4. Care sunt metodele de transfer ale căldurii de la utilaj la piesă? 5. Cum se exprimă criteriul lui Biot? 6. Care sunt fenomenele ce pot să apară la încălzire? 7. Ce este operaţia de încălzire? 8. Definiţi operaţia de menţinere. 9. Definiţi operaţia de răcire. 10. Care este cel mai energic mediu de răcire? 11. Care sunt factorii care influenţează transformarea perlitică? 12. Când are loc transformarea martensitică? 13. Câte curbe are diagrama TTT? 14. Când apar tensiunile interne? 15. Cum pot fi evitate şi eliminate tensiunile interne? 16. Care este efectul tensiunilor interne?

76

2. ROLUL, DIVERSITATEA ŞI CLASIFICAREA TEHNOLOGIILOR DE TRATA.MENTE TERMICE Scopul tratamentelor termice este de a aduce materialul metalic într-o stare care să asigure proprietăţile optime posibile pentru satisfacerea rolului funcţional al reperului executat din el. Modificări ale proprietăţilor metalelor prin tratamente termice au loc totdeauna în stare solidă a lor, folosind acţiunea fizică şi chimică a conţinutului de căldură, respectiv a modificărilor variate ale acestuia în timp, ceea ce creează astfel diferite stări şi variaţii de temperatură, reprezentând premisele declanşării şi desfăşurării unor procese interioare hotărâtoare în structura şi starea tensională a metalelor şi aliajelor. Prezenţa. unor împrejurări chimice, mecanice, magnetice, electrice, etc. pot influenţa specific aceste procese interioare. Natural că diferite metale şi aliaje se comportă fiecare într-un mod anumit, faţă de aceste stări şi variaţii ale conţinutului de căldură., respectiv de temperatură având eventual prezente şi unele dintre împrejurările amintite. Aceasta impune o diversificare adecvată a tehnologiilor tratamentelor termice, adaptate diferitelor metale şi aliaje pentru a avea efect maxim în obţinerea proprietăţilor dorite. 2.1 Condiţiile aplicabilităţii cu efect a tratamentelor termice Un metal sau aliaj nu se pretează la nici un tratament termic, respectiv acesta ar ineficace, dacă în intervalul de temperatură al tratamentelor termice (limitat ca valoare superioară de temperatura solidusului primar) nu ar prezenta cel puţin una dintre stările sau fenomenele fizico - chimice următoare: a) Transformări alotropice în stare solidă. Tratamentul termic în asemenea cazuri acţionează de obicei prin crearea sau anularea unei stări în afară de echilibru, bazată pe transformarea alotropică. b) Variaţia limitei de saturaţie a unei faze de soluţie solidă cu schimbarea temperaturii. Efectul tratamentului termic poate fi deplasarea liniilor pseudolichidus (GS şi SE la aliajele Fe-C) sau chiar suspendarea parţială sau completă a precipitării fazei în exces la răciri mai rapide. c) Tendinţa de deplasare a punctelor critice, a lichidusului şi solidusului primar precum şi a pseudolichidusurilor şi pseudosolidusurilor secundare, terţiare, etc., cu ocazia solidificării şi răcirii prea rapide a aliajelor mai ales care au faze cu viteze de

77

d) e)

f) g)

h)

difuzie reduse, rezultând astfel cristalizări în afară de echilibru cu faze necorespunzătoare diagramei de echilibru şi cu segregări dendritice. Tratamentele de recoacere de omogenizare şi de aducere în stare de echilibru (mai ales în cazul unor neferoase turnate) acţionează deci la readucerea aliajului în starea corespunzătoare diagramei de echilibru. Starea ecruisată, datorită deformărilor plastice la rece (eventual şi la cald) a metalului. Tratamentul de recoacere de recristalizare reface reţeaua deformată şi microstructura. Starea elastic pretensionată a reţelei cristaline datorită dilatărilor sau contracţiilor termice şi structurale (cauzată de procesele de solidificare, încălziri, răciri eventual legate de transformări fizice etc.) sau datorită deformărilor plastice. Tratamentele de recoaceri de detensionare şi parţial revenirile au rolul de a înlătura această stare. Posibilitatea schimbării compoziţiei chimice prin difuzia atomilor străini în reţeaua atomică. Tratamentele termochimice devin eficace pe această cale. Instabilitatea chimică sau fizică a unor faze în echilibru sau în afară de echilibru la anumite condiţii de temperatură. Este baza tratamentelor de grafitizare, a revenirilor, a tratamentului maraging, tratamente de precipitare etc. Posibilitatea modificării dislocaţiilor şi a domeniilor magnetice în anumite condiţii termice şi fizico - chimice (tratamentele termomagnetice, termomecano - magnetice).

Metalele şi aliajele care nu îndeplinesc cel puţin una din condiţiile arătate, şi la care deci tratamentul termic nu are nici un efect asupra lor, sunt considerate în general inferioare din punct de vedere industrial. Varietatea mare de tehnologii de tratamente termice în cazul unei diversităţi mari de metale şi aliaje existente se explică prin posibilitatea existenţei uneia sau concomitent a mai multor condiţii din cele analizate mai sus, precum şi prin posibilitatea de combinare cantitativ diferită şi multiplă a acestor proprietăţi Ia multe dintre ele. Numărul variantelor în tehnologia tratamentelor termice creşte şi prin faptul că pe lângă acţiunile pur termofizice şi termochimice, proprietăţile metalelor şi aliajelor pot f modificate şi prin prezenţa unor acţiuni mecanice (deformări plastice etc.), magnetice (tratament termic în câmp magnetic), electrice (tratament în câmp electric), etc.

78

2.2 Clasificarea şi terminologia tehnologiilor de tratamente termice Diversitatea metalelor şi aliajelor precum şi posibilităţile multiple de procese modificatoare de proprietăţi (prezentate la punctul precedent) explică varietatea foarte mare a tehnologiilor de tratamente termice cunoscute în stadiul actual al dezvoltării tehnice. Tocmai această mare varietate a tehnologiilor de tratamente termice impune necesitatea sistematizării lor printr-o clasificare cât se poate de completă, bazată pe criterii de clasificare ştiinţifice fenomenologic şi didactic justificate. Concomitent se impune şi precizarea terminologiei corecte, adecvată principiului de clasificare, deoarece multe dintre denumirile unor tratamente termice au un caracter comercial (denumirea de brevet) sau individualiste, provenite de la autorii tehnologiei, fără să fie pusă în concordanţă cu vreun criteriu de clasificare unic, consecvent aplicat. În tabelele următoare se prezintă o propunere de clasificare folosind şi o terminologie adecvată sistemului de clasificare propus. Categoria tehnico-ştiinţifică "tratamente termice" are un conţinut corespunzător unei sfere în care se înglobează totalitatea tehnologiilor de tratamente termice. Clasificările după criteriile de clasificare generală a "tratamentelor termice" trebuie să conţină deci totalitatea tehnologiilor de tratamente termice, independent de materialul prim şi de geometria pieselor pentru care se aplică. După caracterul fundamental sau aplicativ al criteriului de clasificare generală se propune o clasificare generală principală (fundamentală) şi o clasificare generală secundară (aplicativă). În vederea sistematizării tratamentelor din diferite domenii specializate ale tehnologiilor de tratamente termice, cu reducerea sferei şi conţinutului categoriilor de tratamente termice speciale se adoptă şi criterii de clasificări particulare, simplificatoare. Aceste criterii de clasificare particulare pot lua în considerare unele sisteme de aliaje, rolul funcţional, geometria sau natura de provenienţă a pieselor sau a unor semifabricate etc. In aceste clasificări particulare, natural, se înglobează numai o parte a tratamentelor termice. Tabelul 2.1 indică cele două clasificări generale şi câteva exemple de clasificări particulare cu precizarea principiului, respectiv a criteriului de clasificare.

79

Tabelul 2.1 Clasificarea tratamentelor termice după criterii cu caracter: fundamental, aplicativ şi simplificator. I. Clasificarea (fundamentală)

generală

principală: După mecanismul transformărilor interioare şi după natura acţiunilor declanşatoare a 1. Tr. termofizice (propriu-zise). transformărilor. 2. Tr. termochimice. 3.Tr. termomecanofizice (termomecanice). 4. Tr. termomecanochimice. 5. Tr. termomagnetice. 6. Tr. termomecanomagnetice. 7. Tr. termoelectrochimice. II. Clasificarea generală (aplicativă) l. Tr. termice pătrunse. 2. Tr. termice superficiale.

secundară: După adâncimea de pătrundere a efectului tratamentului termic.

III. Clasificări particulare:

După criterii simplificatoare ca:

De exemplu tratamente termice: - ale feroaselor (oţelurilor, fontelor, etc.) - ale neferoaselor - ale oţelurilor refractare, inoxidabile, etc.

- după sisteme de aliaje

- ale arborilor cotiţi - ale arcurilor - ale roţilor dinţate pieselor de tratat termic - după rolul funcţional - ale sculelor aşchietoare, etc. - ale şinelor de cale ferată - ale benzilor de oţel - ale sârmelor de otel . - ale pieselor sinterizate, etc.

- după forma şi natura pieselor - etc.

Fiecare clasificare generală sau particulară conţine denumirea (terminologia) grupelor de tratamente termice cu conţinutul şi sfera astfel reduse. Denumirea grupelor provine de la criteriul de clasificare. 80

În cazul clasificării generale principale (fundamentale, aceasta având un caracter teoretic) criteriul de clasificare este natura mecanismului transformărilor interioare şi felul acţiunilor care declanşează transformările. Denumirea primei grupe "tratamente termofizice" este justificată prin: a) Mecanismul transformărilor, ele fiind procese ale fizicii solidelor (metalelor) ca: - transformări alotropice (fazice), fie prin difuzie (cu caracter evolutiv), fie prin basculări (cu caracter revolutiv, cu salt); - histereze - termice (subrăciri, supraîncălziri); - dizolvări (puneri în soluţie), suprasaturări, precipitări, coalescenţe, coagulări, restaurări, relaxări, reversiune, etc.; b) Cauzele declanşatoare, sunt procesele termice repartizate în timp şi spaţiu. La "tratamentele termochimice" mecanismul transformărilor constă în modificări ale compoziţiei chimice (alieri prin difuzie); cauze declanşatoare, ca mai înainte; procese termice. La "tratamentele termomecanofizice" (sau pe scurt "termomecanice") mecanismul transformărilor constă în procesele fizicii metalelor, ca la tratamentele termofizice; cauzele declanşatoare fiind procesele termice şi mecanice (deformări plastice, vibraţii). La "tratamentele termomecanochimice" mecanismul transformărilor este generat de transformări ale compoziţiei chimice, de fapt ca şi la tratamentele termochimice; cauzele declanşatoare sunt procesele termice şi mecanice (ca şi la tratamentele termomecanice). La "tratamentele termomagnetice" mecanismul transformărilor constă în modificări ale proprietăţilor magnetice, eventual procese fizice; cauzele declanşatoare sunt procesele termice combinate cu acţiunea unui câmp magnetic. La "tratamentele termomecanomagnetice" mecanismul transformărilor constă în modificările proprietăţilor magnetice pe nivelul domeniilor magnetice (texturi orientate); cauzele declanşatoare sunt procesele termice, acţiuni mecanice (deformări plastice) şi acţiunea unui câmp magnetic. La "tratamentele termoelectrochimice" mecanismul transformărilor constă în modificări ale compoziţiei chimice, prin difuzie; cauzele declanşatoare sunt procesele electrotermice şi prezenţa unui câmp electric (activarea adsorbţiei atomilor străini prin electroionizare). Aceste grupe (categorii) de tratamente termice pot fi subclasificate la rândul lor, la fel, după criterii de subclasificare generale (fundamentale, aplicative) sau particulare.

81

Tabelul 2.2 Subclasificarea generală, principală a tratamentelor termice. Tratamente termice T.T.): 1. Tratamente termofizice - recoacerile (T.T.F) - călirile - revenirile După criterii metalografice: - îmbunătăţirea - durificările prin precipitare - reversiunea - maraging - cementare (C) 2.Tratamente termochimice - nitrurare (N) dură, anticoroziv; (T.T.Ch.) oxinitrurare (N, O) - carbonitrurare; cianurare joasă (N, C) (nitrurare moale); oxicarbonitrurare (N,C,O) După criteriul elementului - nitrocarburare; cianurare înaltă (C, N) de îmbogăţire. (simbolul (carbonitrurare înaltă) chimic al elementului de - sulfizare (S) îmbogăţire în paranteză): - sulfocianurarea (S, C, N) - metalizările prin difuzie (Al, Cr, Si, B, Zn, etc.) - maleabilizarea în mediu oxidant - feroxarea 3. Tratamente termomecanofizice -Tr. termomecanice cu deformare la rece: -Tr. termomecanic prealabil(T.T.M.P.) (T.T.M.F.) -Tr. de precipitare (T.T.M.Pr.) (tratamente termomecanice) -Tr. termomecanice cu deformare la cald -Tr. termomecanic la temperaturi joase După criteriul temperaturii (T.T.M.Tj.) de deformare plastică -Tr. termomecanic la temperaturi înaintea sau în timpul înalte(T.T.M.Tî.) tratamentului termofizic, -Tr. termomecanice cu ultrasunete sau după natura energiei (T.T.M.Us.) vibrante comunicate:

82

Tabelul 2.2 (continuare): 4. Tratamente termomecanochimice (T.T.M.Ch.) (cu deformare prealabilă sau cu ultrasunete) 5. Tratamente termomagnetice (T.T.Mg.) 6. Tratamente termomecanomagnetice(T.T.M.Mg.) 7. Tratamente termoelectrochimice (T.T.E.Ch.)

- cementare - nitrurare - cianurare joasă, carbonitrurare - cianurare înaltă, nitrocarburare - sulfizare, sulfocianurare - recoacerea în câmp magentic a aliajelor magnetice - normalizare, călire în câmp magnetic - tratamentul de orientare al texturii magentice a aliajelor magnetice - nitruare ionică (cu descărcări luminiscente) - sulfizare electrolitică

Tabelul 2.2 conţine subclasificarea grupelor de tratamente termice după clasificare generală principală (tabelul 2.1 ), indicând la fiecare grupă de tratament termic ( 1 ÷ 7) un simbol prescurtat (în paranteză) şi criteriul de subclasificare. Denumirea (terminolgia) subgrupelor se conformează criteriilor de subgrupare. La tratamentele termochimice (2), cele cu acelaşi efect de îmbogăţire, dar realizate în medii gazoase sau lichide, pot avea denumiri diferite, acceptabile, iar cele trecute în paranteză trebuiesc abandonate, deoarece nu mai corespund criteriului de subclasificare. Cianurării (ev. cianizării) joase (se înţelege la temperatură joasă) îi corespunde cu acelaşi tratament în mediul gazos: carbonitrurarea unde verbul "a nitrura" indică efectul termochimic preponderent de nitrurare faţă de cementare. Cianurării înalte îi corespunde în mediul gazos nitrocarburarea cu efect preponderent de carburare. Clasificarea secundară generată (aplicativă) a tuturor tratamentelor termice împarte pe acestea în două grupe mari după un criteriu de clasificare semnificativ din punctul de vedere al practicii industriale (deci cu caracter aplicativ); adâncimea de pătrundere preconizată a efectului tratamentului termic în secţiunea perpendiculară pe suprafaţa pieselor de tratat termic. Adică, dacă se caută o pătrundere a efectului tratamentului termic, cât se poate până la centrul de simetrie a piesei (tratamente termice pătrunse),

83

sau numai într-o adâncime relativ mică faţă de secţiunea (grosimea) totală a piesei (tratamente termice superficiale) - aşa cum cere rolul funcţional al reperului tratat termic. Natural, tratamentele termice pătrunse şi superficiale se înglobează în clasificarea generală principală, de la care provine şi denumirea principală a lor. La acestea se poate adăuga denumirea secundară ("pătrunsă" sau "superficială"). Tabelul 2.3 Tratamente termice pătrunse: l. Tratamente termofizice - Recoacerile: - recoacerea de omogenizare - recoacerea de echilibru - recoacerea de normalizare - recoacerea de înmuiere (globulizare) - recoacerea de recristalizare - recoacerea de detensionare - recoacerea de stabilizare - recoacerea de resturare la grăunţe mari - recoacerea de grafitizare - recoacerea de maleabilizare - recoacerea pentru eliminarea fragilităţii de decapare, etc. - Călirile: - călire cu răcire continuă - călire izotermă (austempering) - călire etajată (în trepte, martempering) - călire în băi calde sub MF ( l 50 - 180 °C) - tratament sub 0 °C - Revenirile: - revenire joasă - revenire medie - revenire înaltă - revenire pentru durificare secundară - Maraging - Îmbunătăţirea - Durificări prin precipitare: - tratament de punere în soluţie + tratament de precipitare (îmbătrânire) 2. Tratamente termochimice 3. Tratamente termomecanofizice 4. Tratamente termomagnetice 5. Tratamente termomecanomagnetice (Toate variantele din tabelul 2.2)

84

Tabelul 2.4 Tratamente termice superficiale (T.T.s.) 1. Tratamente termofizice superficiale: - Călirile superficiale: A. Metoda continuă (succesivă) a) rotativă b) translatorie c) rotativ - translatorie B. Metoda intermitentă (simultană) a) staţionară b) rotativă c) oscilatorie - călirile O.Ce. - călirile prin scăldare (imersie) - călire cu flacără: - oxiacetilenică - oximetanică - cu plasmă - călire cu role (prin rezistenţă de contact) - călire în electrolit - călire prin inducţie 2. Tratamente termochimice superficiale: - feroxarea (Fe304) - cementarea (C) - nitrurarea (N) (dură, anticorozivă), oxinitrurare (N,O) - carbonitrurarea, cianurarea joasă (N,C) (nitrurare moale), oxicarbonitrurare (N,C,O) - nitrocarburarea, cianurarea înaltă (C,N) (carbonitrurare înaltă) - sulfizarea (S) - sulfocianurare (S, C, N) joasă, medie, înaltă, borurare (B) - metalizări prin difuzie: alitare (Al), cromare (Cr) siliciere (Si), titanare (Ti), etc. - carbometalizări prin difuzie: carbonitrurare (Ti,C), etc. 3. Tratamente termomecanochimice superficiale: - toate tratamentele termochimice superficiale - cu deformare plastică prealabilă sau concomitentă - cu vibrare prin ultrasunete 4. Tratamente termoelectrochimice superficiale: - nitrurare ionică (cu descărcări luminiscente) - sulfizare electrolitică - borurare cu electroliză, etc. - metalizări în câmp electric (prin pulverizări catodice, prin evaporări în vid) 85

Deoarece, unele tratamente termice actualmente se aplică numai pătruns, altele (practic) numai superficial, iar o parte atât pătruns cât şi superficial, subclasificarea lor se continuă în tabelele 2.3 şi 2.4. Acestea combină clasificarea generală principală cu cea secundară. Tabelul 2.3 conţine subclasificarea primei grupe de tratamente termice (grupa tratamentelor termice pătrunse) după clasificarea generală, secundară (aplicativă). Subclasificarea se face după criteriile clasificării generale, principale (fundamentale), din tabelul 2.2. În acest tabel, din motive de spaţiu disponibil se continuă subclasificarea (sub - subclasificare) generală, principală a tratamentelor termice, folosind ca şi criteriu de sub subclasificare: starea structurală şi tensională, existentă după efectuarea tratamentului termic (Ia recoaceri), modul (curba) răcirii (la căliri), după intervale de temperatură pentru cele trei grade de revenire a martensitei, respectiv după tipul revenirii (la reveniri) etc. Tabelul 2.4 prezintă subclasificarea celei de-a doua grupă de tratamente termice (grupa tratamentelor termice superficiale), după clasificarea generală secundară (aplicativă). Şi aici subclasificarea se face după criteriile clasificării generale, principale (fundamentale) din tabelul 2.2. Din tabelul 2.4 reiese că dintre toate tratamentele termofizice, doar călirea se aplică superficial. Călirile superficiale prezintă însă o importanţă deosebită în construcţia de maşini. Deoarece ta sub - subclasificarea călirilor se prezintă şi sistematizarea (cu terminologia unică recomandată) metodele de realizare a acesteia, cu variantele lor. Subclasificarea călirilor superficiale se face după natura sursei de energie calorică, necesară încălzirii, respectiv călirii superficiale. La denumirea finală (în cazul unui reper) se adaugă însă şi metoda de executare cu precizarea variantei acesteia. Evident, că toate tratamentele termochimice, inclusiv cele termomecanochimice şi termoelectrochimice, sunt în primul rând tratamente termice superficiale.

86

Evaluare

1. Cum se clasifică tratamentele termice? 2. Ce sunt tratamentele primare? 3. Care sunt tratamentele secundare şi care sunt?

87

3. TEHNOLOGIA TRATAMENTELOR TERMICE Este greu de făcut o clasificare general valabilă, care să fie acceptată de toţi specialiştii şi care să cuprindă toate tratamentele cunoscute până astăzi. Criteriile de clasificare sunt mai multe: - după mecanismul transformărilor interioare există: - tratamente termofizice; - tratamente termochimice; - tratamente termomecanice; - în funcţie de adâncimea de penetrare a efectului tratamentului termic: - tratamente termofizice pătrunse; - tratamente termofizice superficiale; - tratamente termochimice superficiale. - după natura aliajelor, se poate vorbi despre: - tratamentele termice ale oţelurilor; - tratamentele termice ale fontelor; - tratamentele termice ale neferoaselor. În afara criteriilor de mai sus, tratamentele termice pot fi clasificate şi după natura organelor de maşini sau a semifabricatelor folosite, după locul pe care îl ocupă în fluxul tehnologic de fabricaţie al piesei, etc. În cele ce urmează se vor prezenta tratamentele termice mai importante, după natura aliajului şi după mecanismul transformărilor interioare. 3.1. Tratamentele termice ale oţelurilor 3.1.1. Tratamente termofizice Acestea sunt tratamentele termice propriu-zise şi sunt cele mai frecvent utilizate în practica industrială. Prin aplicarea de încălziri şi răciri controlate în stare solidă se pot obţine diferite structuri de echilibru sau în afară de echilibru, a căror caracteristici mecanice diferă de la caz la caz. Tratamentele termofizice pot modifica atât proprietăţile tehnologice ale aliajului (prelucrabilitate) cât şi cele finale ale piesei (de exploatare). După locul pe care îl ocupă în fluxul tehnologic de fabricaţie, tratamentele termofizice pot fi: - tratamente termofizice preliminare; - tratamente termofizice finale. ţinând seama de mecanismul transformărilor interioare, se poate face o clasificare după schema următoare:

88

de omogenizare de înmuiere de normalizare de recristalizare de detensionare

recoacere

tratamente termofizice

călirea

pătrunsă superficială la temperaturi joase

prin inducţie cu flacără în electroliţi cu role

joasă medie înaltă

revenirea

În cadrul acestui capitol vor fi tratate principalele tratamente termofizice care se aplică oţelurilor. 3.1.1.1. Recoacerea oţelurilor Semifabricatele, piesele şi sculele sunt supuse în succesiunea operaţiilor tehnologice de fabricaţie, unor prelucrări ta cald sau ta rece, cum ar fi: turnarea, deformarea plastică, tratamentul termic, etc. În urma acestor prelucrări, structura materialului suferă numeroase transformări în stare solidă, dintre care unele nu pot fi totdeauna dirijate în scopul obţinerii unei structuri care să asigure cele mai favorabile caracteristici tehnologice sau de exploatare. Astfel, în cazul turnării şi deformării plastice parametrii tehnologici sunt aleşi în aşa fel încât turnarea şi deformarea plastică să se poată executa în condiţiuni cât mai grele, transformările structurale ce au loc fiind luate în considerare numai ca efect secundar. În consecinţă, piesele, semifabricatele, etc., vor avea o structură neomogenă din punct de vedere chimic, neuniformă din punctul de vedere al formei, dimensiunii şi distribuţiei constituenţilor şi în afară de echilibru din punctul de vedere energetic şi structural. Scopul recoacerii este tocmai acela ca, prin încălzire şi răcire în anumite condiţii să se dirijeze transformările ce au loc în stare solidă, de aşa manieră încât aliajul să se apropie cât mai mult de structura de echilibru, de

89

o omogenizare chimică corespunzătoare, de a se obţine constituenţi cu un grad de fineţe dat, având o uniformitate dimensională şi de distribuţie corespunzătoare. Cerinţele sus menţionate se pot obţine prin îmbinarea mai multor recoaceri, realizându-se succesiv câte una din ele, sau uneori printr-o singură recoacere se pot obţine mai multe efecte. După criteriul scopului principal pentru care se aplică, recoacerea se efectuează în condiţii diferite de temperatură şi timp purtând denumiri diferite: recoacere de omogenizare, de înmuiere, de normalizare, de recristalizare, de detensionare. Recoacerea de omogenizare Se aplică lingourilor şi pieselor turnate; în timpul solidificării şi răcirii ulterioare cu sau fără transformări în stare solidă, carbonul, elementele însoţitoare şi cele de aliere nu pot difuza în condiţii corespunzătoare, datorită vitezei mari de răcire, neputând asigura o distribuţie uniformă a lor în diferite puncte ale masei metalice de bază şi între diferite faze ale oţelului (soluţii solide, carburi, etc.). De asemenea, în timpul procesului de solidif care, compoziţia chimică a cristalelor primare este neomogenă, fapt ce conduce la apariţia segregaţiei dendritice. În aceste condiţii, în masa metalică apar insule de concentraţie mărită în diferite elemente, apar zone foarte bogate în carburi (segregaţii de carburi) etc. Readucerea aliajului la structura de echilibru, sau cât mai aproape de ea, se poate realiza prin reinstalarea proceselor de difuzie, care fuseseră frânate în procesul de solidificare. În acest scop, piesele turnate sau lingourile se încălzesc la o temperatură suficient de ridicată pentru a conferi atomilor energia de activare necesară şi se menţin la această temperatură un timp îndelungat, necesar desfăşurării procesului de difuzie. Această operaţie reprezintă în fapt recoacerea de omogenizare. Teoretic, încălzirea pentru recoacerea de omogenizare se face la temperaturi cât mai apropiate de curba solidus a diagramei (fig. 3.1 ) pentru a asigura o energie de activare cât mai mare. În practică, încălzirea se face în intervalul 1000 ≈ 1200 °C - domeniul haşurat din figură - indiferent de natura oţelului. La concentraţii în carbon mai mari de 1,4 % limita superioară a temperaturii trebuie redusă pentru a nu atinge temperatura solidus. Cantitatea de material difuzat fiind proporţională cu timpul de menţinere la temperatura de încălzire, durata menţinerii în cazul acestui tratament este mare, de ordinul 20-100 de ore.

90

Fig. 3.1. Recoacerea de omogenizare În fiecare caz este bine ca acesta să se determine experimental. Dacă omogenizarea obţinută nu este corespunzătoare, este neeconomică menţinerea suplimentară peste 25-30 ore; în acest caz se va repeta omogenizarea, dar la temperaturi mai mari cu 30-50 °C. Încălzirea pieselor se face lent, cu viteze care nu trebuie să depăşească 100 °C/h, pentru a nu adăuga tensiuni termice la cele deja existente după turnare. Din aceleaşi considerente, răcirea se va face şi mai lent, cu viteze de ordinul 30-50 °C/h, până sub linia Ac1, apoi în aer. Se poate constata deci, că recoacerea de omogenizare comportă încălziri la temperaturi ridicate, menţineri îndelungate, implicând un consum mare de energie şi utilaje de construcţie speciale , care permit şi un reglaj foarte precis al temperaturii. În consecinţă se poate conchide că recoacerea de omogenizare este un tratament termofizic costisitor, care trebuie aplicat numai în cazuri bine justificate: - în cazul oţelurilor aliate, unde neomogenităţile în concentraţie sunt inevitabile; - în cazul pieselor mari de mare responsabilitate (din industria termo şi hidroenergetică, din siderurgie, construcţii navale, etc.). Acest tratament prezintă şi un mare neajuns, care trebuie avut în vedere; datorită temperaturii ridicate şi duratei lungi de menţinere, grăuntele de austenită creşte foarte mult. În cazul lingourilor, acest efect este puţin

91

dăunător, deoarece ele urmează a fi deformate plastic (laminare, forjare), operaţie ce asigură o mărunţire a grăunţilor. În cazul pieselor însă, se impune corectarea granulaţiei şi a tenacităţii printr-un alt tratament termofizic (recoacerea de normalizare). Recoacerea de înmuiere Fiecare dintre constituenţii structurali se comportă diferit în procesul de prelucrare şi acest lucru trebuie bine cunoscut şi în cazul când ei sunt asociaţi. O sinteză a prelucrabilităţii constituenţilor structurali ai oţelurilor, apreciată calitativ prin duritatea şi comportarea la aşchiere este prezentată în tabelul 3.1. Problema prezintă importanţă în cazul structurilor de echilibru şi de revenire, care sunt supuse operaţiilor de prelucrare mecanică şi mai puţin în cazul structurilor de călire, care practic sunt neprelucrabile. Deşi ferita are duritatea cea mai scăzută, prelucrabilitatea sa este îngreunată de valoarea ridicată a plasticităţii care generează aşchii foarte lungi şi aderente la scule. Perlita în schimb, are duritate destul de ridicată şi în cazul oţelurilor cu un conţinut de carbon mai mare de 0,4%, unde perlita este în cantităţi mari, respectiv în cazul oţelurilor hipereutectoide, unde este însoţită de cementită secundară, prelucrabilitatea este net corespunzătoare. Recoacerea de înmuiere se aplică tocmai acestor oţeluri, având drept scop transformarea perlitei laminare într-o perlită globulară, a cărei prelucrabilitate este bună (fig.3.2). În cazul perlitei lamelare scula trebuie să taie lamele de cementită perlitică şi reţeaua de cementită secundară, a căror duritate este foarte ridicată; în cazul structurii globulizate, scula taie o masă feritică, separările de cementită globulizată întâlnite în cale fiind dislocate. Această recoacere, ţinând seama de transformarea structurală ce are loc se mai numeşte şi recoacere de globulizare.

Fig. 3.2. Recoacerea de înmuiere

92

Tabelul 3.1. Prelucrabilitatea structurilor de echilibru, călire şi revenire

Structura

Structuri de echilibru Structuri de călire

Prelucrabilitatea

Oţeluri tipice şi starea corespunzătoare obţinerii constituenţilor structurali

80-100HB

Extra moi şi moi cu C ≤ 0,2%. - Deformate la cald. - Turnate.

120-200HB

Scăzută

Semidure 0,3-0,7%C - Deformate la cald - Turnate - Normalizate

Perlită lamelară

200-300HB

Scăzută către satisfăcător

Perlită lamelară + carburi secundare

300-350HB

Foarte greu prelucrabilă

Bainită superioară

35-45HRC

Scăzută

Bainită inferioară

45-55 HRC

Foarte rea

Martensită

40-66HRC

Practic neprelucrabile

Troostită

40-50HRC

Redusă

Ferită

Structuri de revenire

Duritatea

Ferită + Perlită lamelară

Dure cu 0,7 – 0,9%C - deformate la cald - Normalizate - Cementate Extradure 0,9 – 1,4%C - deformate la cald - recoapte - cementate Semi dure, slab aliate - Deformate la cald - Turnate Dure. Mediu aliate - Deformate la cald - Turnate Dure. Mediu şi înalt aliate - Deformate la cald - Turnate - Cementate

Exemple de oţeluri tipice OL34, OL37, OLC 10, OLC 15, OLC 20, OT40, OT45, Feritic înalt aliate OL50, OL60, OL70, OLC35, OLC45, OLC60, Slab aliate de îmbunătăţire OSC 7, OSC 8, OSC 9 Slab aliate de scule OSC10, OSC11, OSC12, OSC13 Slab aliate de scule

Oţeluri autocălibile (bainitice, martensitice, ledeburitice) Oţeluri rapide C 120 etc.

Oţeluri semi dure carbon şi aliate de îmbunătăţire Sorbită

300-340HB

Satisfăcător spre bună

Perlită globulară

160-220HB

Bună

Oţeluri dure, extradure şi ledeburitice

93

a) Recoacerea subcritică, numită şi recoacere incompletă (unii o numesc eronat chiar revenire înaltă), se aplică oţelurilor hipoeutectoide având un conţinut de carbon de 0,4 ≈ 0,6% (aliate sau nu). Tratamentul constă dintr-o încălzire în intervalul 680-720 °C. O menţinere de ordinul 3 - 10 ore, în funcţie de gradul de globulizare dorit, urmată de o răcire lentă cu o viteză de 20 - 30 °C/h până la temperatura de 600 °C, apoi în aer (curba 1 din figura 3.3).

Fig. 3.3. Recoacerea subcritică În aceste condiţii se obţine un amestec de perlită lamelară şi globulară, care îmbunătăţeşte calitatea suprafeţei prelucrate, precum şi durabilitatea sculelor. Recoacerea subcritică are dezavantajul că durează foarte mult. b) Recoacerea peste Ac1 - la temperatura de 750 - 780 °C, o menţinere de t - 5 ore, urmată de o răcire cu viteza de 10 - 15 °C/h în , cuptor până la 600 °C, apoi în aer (curba 2, fig. 3.3). Acest tratament se aplică oţelurilor eutectoide şi hipereutectoide, nealiate şi aliate (OSC-uri, oţeluri de rulmenţi, etc.). În cazul oţelurilor aliate încălzirea se face până la temperatura de 750 °C. Dacă oţelul are o concentraţie în carbon mai mare, 1,0 ≈ 1,4%, având în structură reţea de cementită secundară, înainte de recoacerea de globulizare se recomandă o încălzire peste Acem, pentru a dizolva în austenită cementita secundară.

94

c) Recoacerea pendulară are drept scop reducerea perioadei de globulizare şi constă din următoarele: încălzire cu 10 ~ 20 peste A~~, o menţinere scurtă de cca. 10 - 12 minute, răcire sub A~,, cu 10 - 20 °C, o altă menţinere de ordinul 10 - 12 minute şi ciclul se repetă timp de 1- 2 ore. Răcirea finală se realizează cu cuptorul până la 600 °C, apoi în aer (curba 3). Recoacerea pendulară are dezavantajul că poate fi aplicată mai ales la piesele subţiri în cuptoare mici cu inerţie termică redusă, capabile să urmărească ciclul termic arătat. d) Recoacerea izotermă: are drept scop reducerea perioadei recoacerii de globulizare. Pentru aplicarea ei este necesară cunoaşterea diagramei de transformare izotermă a austenitei a oţelului respectiv.

Fig. 3.4 Recoacerea izotermă Tehnologia tratamentului este următoarea: încălzirea pentru austenitizare la 750 ≈ 770 °C, o menţinere scurtă τA (vezi fig. 3.4) pentru egalizare, o răcire rapidă până la temperatura de menţinere izotermă de 650 - 700 °C, o menţinere τiz în conformitate cu diagrama TTT, apoi o răcire în aer. Acest tratament termic se poate realiza cel mai bine în băi de săruri topite, la temperatura de menţinere izotermă. În cazul semifabricatelor deformate plastic, ciclul de fabricaţie se poate scurta prin utilizarea caldului de la deformarea plastică, piesele deformate plastic se introduc direct în baia de săruri.

95

Recoacerea de globulizare este un tratament termofizic preliminar (pregătitor), care se face de către furnizor în scopul asigurării unei prelucrabilităţi corespunzătoare. Recoacerea de normalizare Are drept scop obţinerea unei structuri caracterizată. printr-o granulaţie fină, uniformitate dimensională şi o dispersie corespunzătoare, precum şi anularea efectului tratamentelor termice suferite anterior. Normalizarea se aplică după deformarea plastică la cald, turnare şi sudare. Deformarea plastică la cald se face în domeniul austenitic, deci mărimea grăunţilor depinde, în esenţă, de temperatura de sfârşit a deformării. În cazul pieselor turnate, grăunţii de austenită sunt foarte mari, deoarece provin direct din solidificare. Viteza cu care are loc răcirea pieselor sau a semifabricatelor după deformare plastică şi turnare duce în mod inevitabil la modificări structurale, uneori neconvenabile pentru prelucrările ulterioare sau pentru utilizarea în exploatare. Acest tratament termofizic, în principiu, constă din încălzirea materialului până în domeniul austenitic, o menţinere scurtă pentru egalizarea temperaturii, apoi o răcire liberă în aer sau dirijată cu cuptorul (fig. 3.5).

Fig. 3.5. Recoacerea de normalizare Recoacerea de normalizare se aplică mai ales oţelurilor hipoeutectoide. Temperatura de încălzire este Ac3 + 30 ≈ 50 °C şi nu mai mult, pentru a nu favoriza creşterea grăuntelui austenitic. Durata de menţinere este practic egală cu durata de egalizare termică; orice prelungire a ei este dăunătoare şi neeconomică, mai ales la oţelurile cu tendinţă de

96

creştere a granulaţiei austenitice. Răcirea se execută cu cuptorul sau în aer liber, astfel încât viteza de răcire în intervalul Ar3 – Ar1 să fie de domeniul 50 - 100 °C/h. Piesele subţiri se recomandă a fi răcite în cuptorul oprit din funcţiune şi cu uşile deschise (ciclul 1 din figura 3.5). Se observă că în cazul oţelurilor hipoeutectoide temperatura de încălzire pentru normalizare scade cu creşterea conţinutului de carbon. În cazul oţelurilor hipereutectoide încălzirea se face peste Ac1 cu 20-50 °C, condiţiile de menţinere şi răcire fiind identice cu cele din cazul oţelurilor hipoeutectoide. Dacă oţelul prezintă în structură reţea de cementită secundară, aceasta trebuie eliminată în prealabil întrucât împiedică mărunţirea grăunţilor la normalizare. În acest caz (aliajul X3) piesa este supusă întâi unei încălziri peste linia Acem cu 20 - 30 °C pentru a dizolva cementita în soluţia solidă de austenită, o menţinere corespunzătoare şi o călire care să nu permită reapariţia ei. După călire se aplică o normalizare ca şi în cazul aliajului X2 (ciclul 3). În general, în cazul oţelurilor hipereutectoide se recomandă ca după normalizare să se facă o recoacere de globulizare, structura perlitică globulizată fiind corespunzătoare atât din punctul de vedere al prelucrabilităţii cât şi a rezultatelor ce se obţin la tratamentele ulterioare. Recoacerea de normalizare se aplică oţelurilor nealiate şi slab aliate. Nu poate fi aplicată oţelurilor bogat aliate, deoarece acestea în marea lor majoritate se călesc în aer (sunt autocălibile), structura rezultată fiind în afară de echilibru. Recoacerea de normalizare poate fi socotită ca un tratament termofizic preliminar sau pregătitor pentru operaţiile următoare din fluxul tehnologic de fabricaţie al pieselor: prelucrări mecanice şi tratamente termice finale. Poate fi considerată şi ca un tratament termofizic final în cazul pieselor de mai mică responsabilitate, având în vedere că duritatea în general creşte, iar caracteristicile mecanice se îmbunătăţesc pe seama finisării granulaţiei. Recoacerea de recristalizare Prin deformare plastică la rece oţelurile îşi măresc duritatea şi rezistenţa şi îşi micşorează alungirea, gâtuirea (scade plasticitatea). La nivelul reţelei apar defecte, grăunţii se alungesc şi devin fragili, făcând imposibilă continuarea prelucrării prin deformare plastică; apare aşa numita stare de ecruisare a materialului. Această stare a materialului deranjează procesele de laminare, trefilare, etc., care presupun mai multe treceri consecutive. Pentru a elimina starea de ecruisare şi a aduce

97

materialul într-o stare care să permită deformarea lui în continuare, se aplică recoacerea de recristalizare. Fenomenul de recristalizare este acela care reface structura şi el are loc prin încălzirea materialului ecruisat peste o valoare limită a temperaturii, numită prag de recristalizare şi care poate fi calculat cu suficientă aproximaţie cu relaţia: T prag = 0,4 Ttopire [°C] Temperatura de recristalizare depinde şi de gradul de deformare aplicat materialului; cu cât gradul de deformare este mai mare, cu atât fărâmiţarea grăunţilor este mai accentuată instabilitatea sistemului este mai pronunţată şi recristalizarea va avea loc la temperaturi critice mai scăzute (fig. 3.6). Există şi un grad de deformare critic (8 - 12%) deasupra căruia după recoacere se produce recristalizarea. Dacă deformarea are loc în apropierea acestuia, după recoacerea de recristalizare vor apare grăunţi grosolani; această zonă trebuie evitată. În cazul oţelurilor cu conţinut mare de carbon şi a celor bogat aliate nu apare acest pericol.

Fig. 3.6. Temperatura de recristalizare funcţie de gradul de deformare Fenomenul de recristalizare presupune trei faze: restaurarea reţelei, germinarea şi creşterea grăunţi-lor (fig. 3.7). În faza de germinare (fig. 3.7b) apar primele centre de recristalizare în locurile puternic deformate ale reţelei. Aceşti germeni încep să crească (fig. 3.7c) până se epuizează complet vechii grăunţi (fig. 3.7d).

98

Fig. 3.7. Restaurarea reţelei, germinarea şi creşterea grăunţilor Grăunţii nou apăruţi sunt mult mai fini şi uniformi din punct de vedere dimensional. Paralel cu fenomenul de germinaţie se elimină şi distorsiunile şi tensiunile introduse în reţea prin deformarea plastică. Prin menţinere în continuare la temperatura de recristalizare, are loc şi faza de creştere foarte accentuată a grăunţilor (fig. 3.7e). grăunţii mai mari înglobează pe cei mai mici, structura finală devenind grosolană, iar caracteristicile ce se obţin ulterior prin alte tratamente vor fi scăzute. Temperatura la care se face încălzirea pentru recoacerea de recristalizare, trebuie să fie mai mare decât pragul de cristalizare, pentru a accelera desfăşurarea proceselor mai sus arătate.

Fig. 3.8. Domeniul temperaturilor de recristalizare

99

În figura 3.8 se prezintă domeniul de temperaturi în care se face recoacerea de recristalizare. Banda de temperaturi este cuprinsă între 500-700 °C. Ca regulă în continuare se poate considera că temperatura de încălzire este: T = Trecrist + ( 100 - 250 )°C

sau

T = 0,4 Ttop + ( 100 - 250 )°C. Nu se recomandă depăşirea liniei Ac1 pentru a nu obţine o structură grosolană de perlită lamelară; peste Ac1 perlita se transformă în austenită, iar la răcire apare din nou perlita lamelară. Sub Ac1 după o recristalizare corectă, se obţine perlită globulară. În cazul oţelurilor aliate se recomandă încălzirea la temperaturi mai ridicate. Durata de menţinere scade odată cu creşterea temperaturii şi depinde de compoziţia chimică şi calitatea granulaţiei iniţiale. În cazul oţelurilor carbon se pot folosi duratele de mai jos: - la 500 °C → 5 ore; - la 700 °C → 2 ore; - la 700 °C → 0,5 ore. Duratele mai scurte sunt recomandate în cazul temperaturilor de recoacere mult mai mari decât cea de recristalizare, iar cele lungi, atunci când temperatura de recoacere este apropiată cu cea de recristalizare. Din punct de vedere teoretic al transformărilor care au loc, răcirea după recoacerea de recristalizare nu are nici o importanţă. De aceea se recomandă răcirea în aer liniştit, ca fiind cea mai comodă şi economică. Recoacerea de detensionare Problema tensiunilor interne, care apar în piese în timpul diverselor tratamente termofizice sau ca urmare a unor prelucrări mecanice (deformare plastică, sudare, diferite operaţii de aşchiere), a fost analizată în mod amănunţit în cadrul capitolului 1 .3. Eliminarea tensiunilor interne se poate realiza în diferite moduri: - prin diferite recoaceri sau reveniri aplicate în alte scopuri, dar care comportă încălziri la temperaturi suficient de ridicate pentru a elimina tensiunile interne şi răciri suficient de lente pentru a nu cauza apariţia altor tensiuni. Astfel de recoaceri sunt cea de normalizare, globulizare, revenire

100

joasă şi în acest caz nu mai este necesară aplicarea unui tratament termofizic anume pentru acest scop; - printr-un tratament termofizic destinat acestui scop, numit recoacere de detensionare. Gradul de înlăturare a tensiunilor interne depinde de temperatura şi durata încălziri. Domeniul de temperaturi în care se face încălzirea este cuprins în intervalul 600 - 700 °C, iar durata de menţinere la această temperatură este cca. 1 oră pentru fiecare 25 mm. grosime de perete (în cazul oţelurilor). Având în vedere scopul urmărit, atât încălzirea cât şi răcirea trebuiesc realizate cu viteze mici, pentru a nu introduce tensiuni suplimentare. Se recomandă valori de maximum 100 °C/h, mai ales în cazul produselor "groase". Până la temperatura de 200 - 300 °C se recomandă răcirea cu cuptorul, apoi în aer (fig. 3.9).

Fig. 3.9. Recoacerea de detensionare Trebuie subliniat faptul că recoacerea de detensionare nu este însoţită de transformări structurale. În practica industrială este foarte important să se cunoască locul de plasare al recoacerii de detensionare în fluxul tehnologic de fabricaţie, cunoscând aportul - în ceea ce priveşte tensiunile interne - fiecărei operaţii de prelucrare mecanică sau de tratament. Principiul general este acela de a aplica detensionarea imediat după operaţia care generează tensiuni interne; deformarea plastică la rece sau la cald, turnarea în forme temporare sau permanente, degroşarea prin aşchiere, călire, revenire sau răcire în apă pentru evitarea "fragilităţii de revenire". Utilajele recomandate pentru recoacerea de detensionare sunt cuptoarele electrice cu rezistenţe spiralate, prevăzute cu agitatoare pentru

101

recirculaţia aerului (cuptoarele de revenire), cu vatră fixă sau mobilă, sau de construcţie verticală. 3.1.1.2. Călirea Tratamentul termofizic numit călire are drept scop ridicarea durităţii materialului prin încălziri şi răciri făcute în anumite condiţii, procese care influenţează structura în sensul obţinerii altor constituenţi fie modificând doar fineţea şi distribuţia celor existenţi. Prin încălzire se obţine o soluţie solidă omogenă şi stabilă la temperatură ridicată. În funcţie de transformările ce se produc la răcire, se pot distinge: - călirea de punere în soluţie, în care caz soluţia solidă este răcită cu viteză mare şi adusă la temperatura ambiantă fără a avea loc vreo transformare. Acest tip de călire se aplică unor oţeluri (austenitice şi feritice) şi mai ales unor aliaje neferoase (pe bază de aluminiu), unde constituie o fază a tratamentului de durificare prin precipitare. Acest tip de călire va fi tratat amănunţit în cadrul tratamentelor termice aplicate aliajelor neferoase; - călirea martensitică, în care caz soluţia solidă stabilă la temperaturi ridicate, prin răcire se transformă într-o altă soluţie solidă, cu reţea cristalină proprie. Structura nou obţinută este în afară de echilibru din punct de vedere termodinamic şi se caracterizează printr-o duritate ridicată. Acest tip de călire este caracteristic oţelurilor (şi câtorva aliaje neferoase) şi constituie "călirea propriu-zisă", care va fi tratată în cadrul acestui capitol. Ţinând seama de adâncimea de penetrare a efectului călirii se disting: - călirea pătrunsă, care are drept scop obţinerea unei structuri martensitice pe toată secţiunea piesei sau cât mai adânc posibil, în funcţie de călibilitatea materialului. În cazul călirii pătrunse încălzirea piesei în vederea călirii (austenitizarea) se face în toată masa ei; - călirea superficială, prin care se urmăreşte obţinerea structurilor de călire numai într-un strat cu o adâncime dată. În acest caz, austenitizarea se realizează numai pentru stratul ce urmează a fi călit. Călirea pătrunsă În condiţiile răcirii la călirea pătrunsă, secţiunea transversală a unei piese nu se răceşte cu aceeaşi viteză în orice punct al său; viteza de răcire este maximă la suprafaţă şi scade rapid către valoarea minimă în centrul secţiunii (datorită conductibilităţii termice a materialului). Cantitatea de

102

martensită care se formează la răcire va fi funcţie de raportul în care se află vitezele de răcire ale suprafeţei şi centrului cu viteza critică de călire. Se numeşte viteză critică inferioară de călire Vcri (figura 3.10), viteza la care austenita începe să se transforme în martensită (apar primele plăci de martensită); viteza la care austenita se transformă total în martensită se numeşte viteză critică superioară de călire, Vcrs. Răcirea piesei cu viteze intermediare Vcrs > V > Vcri conduce la apariţia unor structuri cu proporţii variabile de martensită şi alţi constituenţi structurali (ferito - perlitici, bainite).

Fig. 3.10. Răcirea piesei cu temperaturi mai mari decât viteza critică de călire Este importantă din punct de vedere practic viteza de călire, pentru care austenita se transformă în 50% martensită şi 50% alţi constituenţi, numită viteză de călire semimartensitică şi notată cu V50M. Dacă dorim obţinerea unei structuri finale complet martensitice, vom răci piesa cu viteze mai mari ca Vcrs (domeniul dublu haşurat din figura 3.10); pentru o structură cu minimum 50% martensită este suficientă o viteză V > Vcri. În cazurile reale din practică se întâlnesc următoarele situaţii (fig.3.11 ): - piesa este subţire şi are o călibilitate mare; atât centrul cât şi suprafaţa se răcesc cu viteză mai mare ca Vcrs, deci structura va fi complet martensitică; - piesa este masivă; viteza de răcire a suprafeţei Vs2 > Vcrs, deci pe o anumită adâncime structura va fi martensitică, în cazul centrului Vs2< Vcrs, structura va fi de tip perlitic. Acest caz este cel mai frecvent întâlnit

103

în practica industrială, adâncimea stratului călit fiind funcţie de o serie întreagă de factori legaţi de material şi tehnologia călirii.

Fig. 3.11. Diferite viteze de călire Se defineşte ca strat călit acel strat care în urma călirii are o structură cel puţin semimartensitică (conţine minimum 50% martensită). De la această regulă fac excepţie oţelurile carbon de scule, în care structura trebuie să fie în întregime martensitică. Călibilitatea unui oţel este proprietatea sa de a se căli pe o anumită adâncime, în condiţiile mai sus amintite. Duritatea stratului călit diferă de la un oţel la altul şi este funcţie de compoziţia chimică, parametrii tehnologici ai călirii, etc. Duritatea maximă care se poate obţine în cazul unui oţel, se numeşte capacitate de călire şi ea nu trebuie confundată cu călibilitatea acestuia. Călibilitatea oţelurilor Cunoaşterea călibilităţii unui oţel are o importanţă practică deosebită, deoarece permite determinarea parametrilor tehnologici ai călirii, necesari obţinerii unor straturi călite cu o adâncime şi duritate prescrise, sau pentru o adâncime şi duritate date să se aleagă materialul corespunzător, atât din punctul de vedere al solicitărilor la care este supusă piesa în ansamblul din care face parte, cât şi din punctul de vedere al tratamentului termic. Metodele de determinare a călibilităţii sunt mai multe.

104

a) Determinarea directă

Fig. 3.12. Stratul călit la o piesă cilindrică Se supune călirii o bară de diametrul D (fig. 3.12) şi o lungime L = (4 - 6)D. Se taie din mijlocul ei (cu ajutorul unui disc abraziv) un disc şi se şlefuieşte pe părţile frontale pentru a se putea măsura duritatea pe secţiune. Valorile obţinute se trec într-un sistem de coordonate duritate - distanţă, obţinându-se curba de variaţie a durităţii pe secţiune. Duritatea zonei semimartensitice variază cu conţinutul de carbon şi este în general cunoscută (figura 3.13). Cunoscând procentul de carbon al oţelului studiat, pe diagrama de variaţie a durităţii se fixează valoarea durităţii semimartensitice "a" şi se determină adâncimea "b" a stratului călit, în conformitate cu definiţia dată acestuia. Călibilitatea se exprimă fie prin adâncimea "b" a stratului călit, fie prin raportul Dn/D. Alura curbei din figura 3.12 fiind influenţată de parametrii tehnologici ai călirii şi de dimensiunea piesei, rezultatele obţinute sunt valabile numai pentru condiţiile în care s-a făcut determinarea. De aceea trebuiesc indicate dimensiunile barei, precum şi condiţiile tehnologice în care s-au făcut experimentele; din această cauză metoda este foarte puţin uzitată.

105

Fig. 3.13. Duritatea zonei semimartensitice funcţie de conţinutul de carbon b) Determinarea directă a diametrului critic real Un set de epruvete cu diametrul D1, D2, ...Dn sunt austenitizate apoi răcite în acelaşi mediu de răcire. După călire sunt rupte şi se examinează adâncimea stratului călit. Diametrul maxim care s-a călit integral (fig. 3.14) se numeşte diametru critic real de călire; în figură deci, Dc = D2.

Fig. 3.14. Diametrul maxim călit

106

Metoda este empirică şi presupune executarea unui mare număr de epruvete cu diametre din aproape în aproape. c) Metoda călirii frontale (Jominy) Acest procedeu este standardizat şi constă din călirea la partea frontală a unei epruvete de construcţie specială, austenitizată în prealabil. Presiunea este menţinută constantă. printr-o ţeavă de preaplin (fig. 3.15), iar debitul apei este reglat cu o vană. După răcire, pe probă se rectifică două suprafeţe plan paralele, pe care se măsoară apoi duritatea din aproape în aproape, începând de la partea frontală. Punctele de coordonate duritate - distanţă x, de la partea frontală sunt trecute într-o diagramă. Fixând pe ordonată duritatea zonei semimartensitice se poate determina distanţa "b" până unde proba se consideră ca fiind călită (fig. 3.16).

Fig. 3.15. Schema de principiu pentru determinarea călibilităţii

Fig. 3.16. Determinarea distanţei "b"

107

Călibilitatea se exprimă printr-un indice: J a/b (c) unde: J - simbolul determinării (Jominy); a - duritatea zonei semimartensitice, [HRC]; b - lungimea zonei călite, [mm]; c - duritatea medie a stratului călit: c=

c max + a 2

cmax - duritatea maximă măsurată.

Călibilitatea unui oţel se exprimă de regulă printr-un domeniu care cuprinde rezultatele mai multor determinări, numit bandă de călibilitate. Este o caracteristică foarte importantă, care alături de diagramele TTT (la răcire continuă şi izotermă) ne creează o imagine de ansamblu asupra oţelului respectiv. Călibilitatea fiind influenţată de mediul de răcire folosit, ca măsură a ei, independentă de mediul de răcire, serveşte diametrul critic ideal, DI, cu a cărui valoare se compară între ele diferitele oţeluri. Diametrul critic ideal, DI (sau D∞), reprezintă valoarea diametrului pentru care, în condiţiile unei răciri cu o viteză infinit de mare, se obţine în centrul probei o structură semimartensitică.

Fig. 3.17. Determinarea diametrului critic Diametrul critic real, Dc, poate fi determinat din diagrama prezentată în figura 3.17, în funcţie de distanţa "b", determinată experimental.

108

Factorii care influenţează asupra călibilităţii sunt legaţi de piesă şi tehnologia călirii. Dintre factorii legaţi de piesă trebuiesc amintiţi: - compoziţia chimică: atât carbonul cât şi elementele de aliere cu excepţia Co, influenţează favorabil călibilitatea. Elementele de aliere au efect favorabil numai când sunt trecute în soluţia solidă de austenită; - masivitatea termică a materialului; - structura iniţială. Factorii legaţi de tehnologie sunt: - temperatura de austenitizare: la temperaturi mari, grăunţii de austenită cresc mult şi influenţează favorabil călibilitatea. Duratele de menţinere îndelungate au acelaşi efect; - mediul de răcire folosit (capacitatea de răcire); - dacă între piese şi mediul de răcire există sau nu o mişcare relativă, etc. Banda de călibilitate caracterizează foarte bine un oţel: un oţel cu o călibilitate redusă are o bandă de tipul celei din figura 3.18a, cu duritate mare la suprafaţă şi o cădere bruscă pe adâncime. Un oţel cu călibilitate bună are o bandă ca cea din figura 3.18b, duritatea mare menţinându-se pe o adâncime relativ mare. În cazul oţelurilor autocălibile (oţeluri bogat aliate), banda de călibilitate nu oferă nici un fel de indicaţii, întrucât ea arată ca cea din figura 3.18c.

Fig. 3.18. Banda de călibilitate Când se fixează duritatea şi adâncimea stratului călit - la proiectarea tehnologiilor de execuţie a pieselor - trebuie avută în vedere neapărat banda de călibilitate a oţelului respectiv. Dacă aceste două elemente sunt corect corelate, punctul de intersecţie al celor două coordonate trebuie să cadă în bandă (punctul l, og3.l8a), aceşti parametrii vor fi imposibil de realizat pentru oţelul dat. În astfel de situaţii, fie că se modifică adâncimea şi duritatea stratului, fie că se alege un alt oţel care permite obţinerea lor.

109

Cunoaşterea călibilităţii unui oţel permite şi alegerea mediului de răcire cel mai potrivit în concordanţă cu cerinţele impuse stratului călit. Stabilirea parametrilor tehnologici a) Temperatura de austenitizare Încălzirea pentru călire (austenitizare) are o importanţă deosebită; scopul este obţinerea în faza finală a încălzii a unei structuri austenitice omogene din punct de vedere chimic, cu o granulaţie cât mai fină şi uniformă, alături de o suprafaţă "curată" a produsului (fără oxidare sau decarburare). În cazul oţelurilor carbon, temperatura se alege cu ajutorul diagramei de echilibru (fig. 3.19). Pentru oţelurile hipoeutectoide: Tpf= Ac3 + (30 - 50) °C

Fig. 3.19. Domeniul temperaturilor de călire pentru oţelurile carbon Dacă încălzirea s-ar face între liniile Ac1 şi Ac3 (punctul 2 al aliajului de concentraţie X1), rezultatul final ar fi o călire incompletă; în structură ar apare, alături de martensită, şi ferită rămasă netransformată în austenită, la încălzire. Prezenţa feritei înrăutăţeşte caracteristicile mecanice şi conduce la scăderea durităţii sau apariţia aşa numitelor "pete moi". Pentru oţelurile eutectoide şi hipereutectoide: Tpf = Ac1 + (20 - 40) °C După o încălzire corectă (punctul 3, aliajul X2) în structură vor fi austenita şi cementita secundară. Dacă aceasta din urmă este în stare globulizată, are chiar un efect favorabil, mărind rezistenţa la uzare a structurii finale. Încălzirea peste Acem (punctul 4) este neindicată, din următoarele considerente:

110

- granulaţia austenitei creşte foarte mult (fenomenul de supraîncălzire) şi apare pericolul decarburării straturilor superficiale ale piesei; - se obţine o structură martensitică grosolană, care înrăutăţeşte proprietăţile mecanice finale (după revenire); - la temperaturi ridicate, cementita secundară trece în soluţie solidă de austenită şi o stabilizează; în consecinţă, în structura finală va apare şi austenita reziduală, deci o scădere a durităţii; - temperaturile ridicate măresc foarte mult pericolul de deformare şi fisurare a piesei la operaţia de răcire. În cazul oţelurilor aliate, la stabilirea temperaturii de austenitizare nu se poate folosi diagrama de echilibru Fe - Fe3C, deoarece elementele de aliere modifică temperatura şi concentraţia corespunzătoare punctelor critice. În asemenea situaţii temperatura de austenitizare se determină v experimental, având în vedere necesitatea de a trece în soluţia solidă de austenită a unui procentaj corespunzător de carburi. Se mai ţine seama de banda de călibilitate a oţelului, de proporţia de austenită reziduală şi deci de duritatea care trebuie obţinută. b) Durata de menţinere În cazul călirii, condiţia necesară este aceea de a avea în toată masa metalică o structură austenitică, deci este necesar ca şi centrul piesei să depăşească linia Ac3 sau Ac1. Durata de menţinere se alege în funcţie de durata de egalizare termică şi cea necesară transformărilor structurale ce au loc la încălzire. În cazul călirii durata transformărilor structurale este inclusă în cea de egalizare termică şi se determină în conformitate cu cele arătate în paragraful 1.2.2. c) Condiţiile de răcire În cazul tratamentului termofizic de călire operaţia de răcire este cea mai importantă, ea determinând în final structura care se obţine şi implicit caracteristicile mecanice. Condiţiile de răcire se rezumă în ultimă instanţă la alegerea acelui mediu de răcire care poate asigura o viteză de răcire bine determinată (mai mare ca viteza critică de răcire), în aşa fel încât să obţinem un strat călit pe o adâncime bine determinată şi în condiţiile evitării pericolului de deformare şi fisurare. În consecinţă, pentru fiecare oţel există un mediu de răcire potrivit, care poate asigura proprietăţile dorite. La alegerea lui, în principiu, trebuiesc respectate următoarele: - pentru obţinerea unei structuri martensitice este necesar ca mediul de răcire să asigure o viteză de răcire mai mare ca cea critică şi cât mai mare în

111

intervalul de stabilitate minimă a austenitei, pentru a nu intersecta curba de început a transformărilor perlitice sau bainitice; - în intervalul de transformare martensitică Ms - Mf, răcirea trebuie făcută cu o viteză minimă posibilă, pentru a evita tensiunile interne. Mediile de răcire folosite în condiţii industriale, pentru călire, sunt: apa, soluţiile apoase, uleiul mineral, săruri şi metale topite, aerul. Cele mai folosite sunt apa şi uleiul. Caracteristicile acestora, precum şi o serie de fenomene ce însoţesc răcirea pieselor în medii lichide, sunt expuse în detaliu în cadrul paragrafului 1.1.3 (operaţia de răcire). Metode de călire pătrunse În funcţie de modalitatea de realizare a răcirii în intervalul de transformare a austenitei suprarăcite şi metastabile se disting două tipuri de călire: - călirea continuă, la care răcirea piesei în intervalul de transformare se face după o curbă continuă (viteza de răcire fiind o funcţie continuă), structura rezultată fiind martensitică; - călirea discontinuă, la care curbele de răcire ale piesei fac un palier în intervalul de transformare (viteza de răcire fiind nulă), structura finală fiind martensitică sau bainitică. În cele ce urmează se prezintă principalele metode de călire folosite în practica industrială. a) Călirea continuă simplă sau convenţională, este cea mai folosită (fig.3.20).

Fig. 3.20. Călirea simplă continuă

112

Piesa austenitizată la temperatura Tpf este introdusă într-un mediu de răcire, agitată puternic şi menţinută până la răcirea ei completă. Dacă piesa este subţire, iar mediul de răcire posedă o capacitate de răcire ridicată, vitezele de răcire ale suprafeţei şi centrului vor fi mai mari ca Vcrs, structura finală fiind pur martensitică. Dacă mediul de răcire are o capacitate de răcire mai scăzută, iar piesa este masivă şi confecţionată dintr-un oţel aliat ,este posibil ca alături de martensită să apară şi structuri intermediare şi chiar perlitice. Metoda este foarte comodă, din punctul de vedere al tehnologiei, dar prezintă o serie de dezavantaje: - în intervalul de transformare martensitic, viteza de răcire este mare, iar tensiunile termice au valori ridicate; - transformarea austenitei la suprafaţă şi centru este decalată în timp, apărând tensiuni structurale mari ce pot duce la deformarea şi fisurarea piesei; - metoda nu poate fi aplicată pieselor cu geometrie complexă şi variaţii mari de grosime de perete. Aceste neajunsuri au determinat punerea la punct a unor variante ale călirii continue, care să evite cele arătate. a.1) Călirea în două medii este cea mai eficientă în privinţa evitării tensiunilor interne (fig. 3.21). Piesa austenitizată se introduce în primul mediu, care asigură o viteză suficient de mare pentru a nu intersecta cotul perlitic sau cel bainitic, unde este menţinută până la temperatura T > Ms. Se introduce apoi într-un al doilea mediu, care asigură o viteză de răcire mai mică în intervalul de transformare martensitică, unde se menţine până la răcire completă.

Fig. 3.21. Călirea în două medii

113

Pentru prima fază a răcirii se recomandă apa, sărurile topite, pentru a doua, uleiul, aerul. Metoda se recomandă pentru călirea oţelurilor carbon de scule, care sunt foarte sensibile la tensiunile interne. Dezavantajul metodei constă în aceea că se apreciază foarte greu durata de menţinere în primul mediu de răcire, fiind necesare o serie de încercări. a.2) Călirea în trepte sau martenpering este o variantă, ce permite reducerea deformaţiilor şi evitarea fisurilor de călire.

Fig. 3.22. Călirea în trepte Metoda constă din introducerea pieselor într-o baie de ulei sau săruri, a cărei temperatură Tiz este cu puţin superioară punctului Ms (fig. 3.22). În cursul răcirii în baie, atât suprafaţa cât şi centrul piesei trebuie să evite coturile perlitic şi bainitic al diagramei, piesa trebuind să ajungă în baie cu o structură de austenită subrăcită. Durata de menţinere în baie este scurtă, ea fiind necesară numai pentru egalizarea temperaturii pe secţiunea piesei; nu trebuie să depăşească perioada de incubaţie la temperatura respectivă. Răcirea cu o viteză mică în intervalul de transformare (chiar în aer sau în aer suflat), permite obţinerea unei structuri martensitice, lipsită de tensiuni. Metoda este aplicabilă acelor oţeluri a căror diagramă permite această menţinere scurtă fără a intersecta curba de început a transformării bainitice. Dacă acest lucru nu este posibil şi durata de egalizare termică este mai mare ca perioada de incubaţie la temperatura respectivă, structura finală va conţine şi bainită (metoda marquenching). Metoda călirii în trepte se recomandă în cazul oţelurilor carbon şi celor slab aliate.

114

a.3) Călirea cu revenire joasă dintr-un cald (fig. 3.23) este o metodă care permite obţinerea după răcire direct a structurii martensitice de revenire.

Fig. 3.23. Călire cu revenire joasă dintr-un cald Metoda este aplicabilă doar în cazul oţelurilor a căror punct MF este aproape de Ms (peste 273°C) şi cărora li se aplică revenire joasă. Piesa austenitizată la Tpf este rapid introdusă într-o baie de săruri, aflată la temperatura: Tiz = MF - (20-40) °C şi unde este menţinută până la atingerea durităţii şi a gradului de detensionare dorit, ca şi în cazul unei reveniri joase obişnuite. Prin această metodă de călire - revenire se exclude o operaţie de încălzire (cea de la revenirea clasică), fapt deosebit de important din punct de vedere economic. b.1 ) Călirea izotermă este o metodă de călire discontinuă, întrucât traversarea intervalului de transformare al austenitei se face la temperatura constantă. Piesele austenitizate se introduc într-o baie de săruri aliată la o temperatură Tiz mai mare ca Ms şi cuprinsă între 300 - 400 °C, şi sunt menţinute un timp τm (fig. 3.24) suficient de lung pentru a avea certitudinea că au traversat intervalul de transformare, deci τm > τs. În cazul călirii izoterme este necesară diagrama TTT de transformare izotermă a austenitei, pentru oţelul respectiv. Temperatura odată fixată, se stabileşte im în aşa fel încât să fie mai mare de 1,5 ori ca durata transformării totale la temperatura respectivă. Duratele mai lungi nu au efect negativ, dar sunt neeconomice. În mod curent τm = 5 - 45 min.

115

Fig. 3.24. Călirea izotermă Structura finală după călirea izotermă este bainitică. Piesa este lipsită de tensiuni interne periculoase, întrucât la traversarea intervalului de transformare, diferenţa de temperatură dintre suprafaţă şi centru este teoretic nulă. Metoda este aplicabilă numai pieselor relativ subţiri (maximum 20 mm. grosime), deoarece la grosimi mari, centrul piesei se poate răci după altă lege decât cea izotermă, rezultatul final fiind altul. Structurile de tip bainită inferioară permite obţinerea unor durităţi de ordinul 40 - 45 HRC asociate cu o tenacitate mai bună ca a celor martensitice (după călirea continuă). Principial, călirea izotermă se poate aplica oţelurilor aliate ale căror curbe de transformare din diagrama TTT sunt deplasate către dreapta, permiţând răcirea pieselor până la Tiz fără a intersecta cotul bainitic sau perlitic. Exemple: - fabricaţia pieselor sau a arcurilor din oţeluri ARC; - în cazul oţelurilor de rulmenţi; - piese din industria constructoare de maşini, ca: roţi dinţate, arbori mici, piese mărunte solicitate dinamic, piese de mecanică fină, etc. În afara faptului că piesele sunt lipsite de tensiuni interne, metoda are şi alte două mari avantaje: - după călirea izotermă nu se mai aplică tratamentul termofizic de revenire, care este obligatoriu în cazul celorlalte metode;

116

- procedeul se pretează foarte bine la mecanizare, piesele fiind deplasate între diversele cuptoare şi băi de săruri cu ajutorul unor transportoare suspendate speciale. b.2) Călirea la temperaturi joase poate fi asimilată cu o călire discontinuă, întrucât se face o scurtă menţinere izotermă (la temperatura ambiantă) chiar în intervalul de transformare MS - MF; prima parte a tratamentului este chiar o călire continuă clasică (fig. 3.25).

Fig. 3.25. Călirea la temperaturi joase La oţelurile carbon cu peste 0,6%C şi cea mai mare parte a oţelurilor aliate, punctul MF este situat sub 0 °C (MF = -73...-93 la oţelurile carbon de construcţie şi MF = -100 ...-121 la oţelurile aliate), deci prin călire continuă şi răcire până la temperatura ambiantă nu se încheie procesul de transformare a austenitei în martensită, în structură rămânând o însemnată cantitate de austenită reziduală. Dacă se continuă procesul de răcire până la temperaturi mai joase ca MF sau apropiate de acesta, se desăvârşeşte procesul de transformare a austenitei reziduale (după călire) în martensită. Călirea la temperaturi joase este cu atât mai eficace cu cât punctul Ms se află la temperaturi mai scăzute. Tehnologia călirii la temperaturi joase este următoarea: se austenitizează piesele la temperatura corespunzătoare unei căliri corecte, apoi se călesc continuu într-un mediu corespunzător (apă, ulei, aer, etc.) şi apoi se introduc - cât mai rapid posibil, pentru a nu se stabiliza austenita într-un mediu refrigerent gazos sau lichid, astfel ales încât temperatura să fie apropiată sau sub punctul MF al oţelului. Durata de menţinere la temperaturi

117

joase variază între 1 - 3 ore, după care "încălzirea" la temperatura ambiantă se face în aer. Câteva din mediile refrigerente lichide, utilizate pentru călirea la temperaturi joase, sunt date în tabelul 3.2. Tabelul 3.2 Medii refrigerente şi temperatura acestora Compoziţia amestecului Temperatura °C Zăpadă carbonică cu alcool – 40 ... – 73 Zăpadă carbonică cu azot lichid – 100 ... – 150 Aer lichid – 173 Oxigen lichid – 183 Azot lichid – 196 După călirea la temperaturi joase se recomandă executarea unei reveniri joase. Dacă piesele tratate sunt de complexitate mai mare, trebuie avut în vedere pericolul deformării şi fisurării care însoţeşte acest proces de răcire atât de energic. Domenii recomandate: - la stabilizarea dimensională a pieselor confecţionate din oţeluri speciale şi care au o cantitate mare de austenită reziduală în structură; - la durificarea oţelurilor rapide şi a celor înalt aliate cu crom (205 Cr 120); - în general pentru eliminarea austenitei reziduale. Călirea superficială În construcţia de maşini sunt cazuri când pieselor şi sculelor li se impune o rezistenţă ridicată la uzare deci un strat superficial cu duritate mare şi în acelaşi timp un miez tenace şi rezistent la solicitări dinamice. O asemenea asociere de proprietăţi se poate realiza prin alegerea corespunzătoare a oţelului şi apoi aplicarea unui tratament termofizic sau termochimic de durificare superficială. În cele ce urmează se vor studia metodele termofizice de durificare superficială, cele termochimice constituind un capitol aparte. Spre deosebire de călirea pătrunsă, călirea superficială presupune încălzirea numai a stratului superficial, care va fi călit şi prezintă următoarele avantaje: - viteza de încălzire a stratului este mult mai mare decât în cazul călirii pătrunse, deci oxidarea minimă a suprafeţei; - consumul de energie mult mai scăzut;

118

- stare de tensiuni de compresiune la suprafaţă foarte favorabilă în cazul solicitărilor dinamice; - productivitate mare şi posibilităţi de mecanizare şi automatizare. Prezintă şi unele dezavantaje: - procedeul nu este aplicabil pieselor cu pereţi subţiri; - necesită instalaţii destul de costisitoare, justificate doar în cazul producţiilor de serie mare şi masă; - aplicabilitatea procedeului este limitată de geometria pieselor; se pretează piesele cu geometrie simplă: de revoluţie, plane, etc. În principiu călirea superficială constă din aceleaşi faze ca şi călirea continuă: austenitizare, răcirea cu viteză mare. În funcţie de modul în care se realizează încălzirea stratului superficial, se disting următoarele tipuri de căliri superficiale: - călire superficială cu încălzire în băi de săruri; - călire superficială cu încălzire în electroliţi; - călire superficială cu flacără oxi-gaz (cu flacără); - călire superficială cu încălzire prin curenţi de înaltă frecvenţă (prin inducţie). Dintre cele patru metode arătate mai sus, ultimele două sunt cele mai răspândite şi vor fi tratate în cele ce urmează. Călirea superficială cu flacără Încălzirea stratului superficial ce urmează a fi călit se face cu arzătoare specializate sau, în cazuri limită, cu arzătoare folosite la sudură.

Fig. 3.26. Călirea superficială cu flacără

119

Arderea intensă a amestecului de gaz - combustibil şi oxigen produce o mare cantitate de căldură concentrată pe o mică suprafaţă a piesei ( 1000 W/cm2), fapt ce face ca straturile superficiale să se încălzească cu o viteză foarte mare la temperaturi mai mari decât cele necesare în mod normal austenitizării (fig. 3.26). În urma arzătorului se deplasează un duş de răcire cu apă, realizând călirea propriu-zisă; răcirea rapidă imediat după terminarea încălzirii împiedică transmiterea căldurii la adâncime mare, călindu-se numai straturile superficiale. Temperatura de austenitizare, datorită vitezei mari de încălzire, este: Tpf = Ac3 + ( 100 ... 150) °C, iar variaţia ei pe secţiunea piesei, la sfârşitul încălzirii şi înaintea răcirii, este prezentată în figura 3.27.

Fig. 3.27. Temperatura de austenitizare pe secţiunea piesei Oţelurile pentru călirea superficială cu flacără trebuie să conţină între 0,3 şi 0,7% C, pentru a obţine o duritate a stratului călit de 50...60 HRC. În

120

figură se prezintă variaţia temperaturii pe secţiunea piesei, pentru un oţel cu 0,5% C şi structurile corespunzătoare: - straturile a căror temperatură este mai mare ca Ac3 (de grosime δM), deci sunt austenitizate complet (zona I), la răcire vor avea o structură martensitică; - straturile cu temperatura Ac1 < Tpf < Ac3 vor avea în final o structură compusă din martensită şi ferită; - iar centrul piesei a cărei temperatură a rămas sub Ac1 va rămâne cu structura ferito - perlitică. Duritatea variază aşa cum se vede în figură, iar ca strat călit se va considera: δC = δM + 1/2 δT a) Metode de călire superficială cu flacără Sunt două metode principale de călire superficială cu flacără: - metoda călirii simultane; - metoda călirii succesive, fiecare dintre ele având mai multe variante. Metoda călirii simultane, presupune încălzirea simultană sau succesivă a suprafeţei de călit şi răcirea simultană a întregii suprafeţe; după atingerea temperaturii de austenitizare se întrerupe încălzirea şi se răceşte piesa, fie prin intermediul unui duş de răcire cu apă (fig. 3.28), fie prin scufundarea în mediu de călire. Arzătorul circular A face o simplă mişcare de acoperire a suprafeţei ce urmează a fi călită. Piesa P este necesar să fie rotită în jurul axei, pentru a preîntâmpina efectul nedorit al unor eventuale excentricităţi.

Fig. 3.28. Metoda călirii simultane

121

Fig. 3.29. Metoda călirii simultană cu încălzire succesivă În fig. 3.29 se prezintă o variantă a metodei de călire simultană unde încălzirea se face succesiv cu ajutorul unui arzător fix A, a cărui lăţime corespunde lăţimii suprafeţei de călit. În timpul încălzirii piesa se roteşte până se încălzeşte întreaga circumferinţă. După terminarea încălzirii arzătorul se retrage şi se aduce pe suprafaţa piesei, care continuă să se rotească, duşul R care execută călirea. Poziţia arzătorului faţă de piesă trebuie astfel aleasă încât flacăra să atace perpendicular suprafaţa piesei, inima caldă a flăcării fiind cât mai aproape, dar iară să o atingă. În practică se alege o distanţă între piesă şi arzător de 6 - 8 mm. În cazul pieselor având un diametru mai mare se pot utiliza două sau trei arzătoare, care atacă piesa sub unghiuri de 180°, respectiv 120°, mărind în felul acesta productivitatea instalaţiei. Timpul de încălzire şi consumul de energie faţă de încălzirea cu un singur arzător de aceeaşi putere se reduce cu 20 - 30 %. Numărul de rotaţii trebuie să fie cuprins între 80 - 120 rot/min., iar viteza periferică a piesei nu trebuie să fie sub 10 m/min, pentru a evita încălzirea straturilor centrale şi supraîncălzirea celor superficiale. Metoda simultană se aplică cu succes la călirea superficială a fusurilor palier şi manetoanelor de la arborii cotiţi, ai axelor şi arborilor cilindrici. Metoda călirii succesive presupune o încălzire şi răcire succesivă prin deplasarea arzătorului şi răcitorului până la epuizarea suprafeţei ce trebuie călită.

122

Fig. 3.30. Călire succesivă

Fig. 3.31. Mişcarea de rotaţie a piesei şi a arzătorului de translaţie În figura 3.30 se prezintă metoda de călire succesivă, unde arzătorul inelar A, precum şi duşul de răcire R se deplasează printr-o mişcare de translaţie în lungul piesei P, aflată în mişcarea de rotaţie. Metoda este potrivită pentru piese lungi cilindrice (axe, arbori), având diametrul cuprins între 20 - 1500 mm. Dacă arzătorul folosit nu este de tip inelar, el trebuie să execute o mişcare de translaţie paralelă cu axa piesei, iar piesa o mişcare de rotaţie (figura 3.31). Suprafaţa călită se compune dintr-o fâşie elicoidală, având lăţimea arzătorului. În cazul pieselor cilindrice cu diametru mare şi lungime mică, se poate aplica metoda călirii succesive din figura 3.32; atât arzătorul cât şi duşul de răcire sunt staţionare, acoperind întreaga lăţime a suprafeţei de călit, iar piesa execută o mişcare de rotaţie în jurul axei.

123

Fig. 3.32. Călire succesivă pentru piese cu diametru mare

Fig. 3.33. Călirea succesivă cu translaţie Călirea succesivă cu translaţie (fig. 3.33) se aplică suprafeţelor plane: plăci de uzură, ghidajele batiurilor diverselor maşini unelte, etc. ansamblul arzător - răcitor se deplasează în lungul plăcii, călind fâşie cu fâşie piesa, executând o mişcare de avans transversală şi intermitentă, corespunzător lăţimii arzătorului. În cazul călirii succesive prin translaţie se recomandă ca distanţa dintre arzător şi piesă să fie 5 - 10 mm, iar la începutul călirii arzătorul pus în funcţiune să stea în repaus cca. 10 secunde pentru a realiza şi încălzirea porţiunii de capăt. La ieşire, viteza arzătorului trebuie mărită pentru a nu supraîncălzi muchia respectivă. b) Combustibili folosiţi la călirea cu flacără La călirea superficială se utilizează flacăra ce rezultă din arderea în oxigen a diferitelor gaze combustibile, amestecarea şi arderea realizându-se în arzătoare speciale.

124

În ţara noastră se folosesc drept gaze combustibile acetilena, gazul metan, propanul şi butanul, a căror caracteristici principale sunt date în tabelul 3.3. Pentru obţinerea unor adâncimi mici de călire se recomandă acetilena, întrucât viteza de ardere şi temperatura sunt foarte ridicate, durata de încălzire fiind scurtă. Gazele cu viteză de ardere mai mică, cum este gazul metan, sunt recomandabile pentru obţinerea unor adâncimi de călire mai mari. Tabelul 3.3 Caracteristicile unor gaze combustibile Caracteristici Puterea calorică superioară Puterea calorică inferioară Cantitatea de oxigen teoretică pentru ardere Cantitatea de oxigen practică, % din cantitatea teoretică Temperatura maximă de ardere pentru o cantitate de oxigen în amestec(%O2) Presiunea de gaz necesară Raportul gaz/oxigen în amestecul combustibil

U/M

Metan

Acetilenă

Propan

kJ/Nm3

39.835

58.896

101.657

kJ/Nm3

35.780

56.848

93.423

Nm3/Nm3

2,0

2,5

5,0

%

100

40-60

80-100

3203

3.373

3.026

55%O2

55%O2

-

N/m2

(0,5-0,8)104

(0,8-1,0) 104

1 · 104

-

1 :20

1:1-1:1,5

1:4-1:5

°C

c) Factorii ce influenţează rezultatele călirii superficiale cu flacără Rezultatele călirii superficiale cu flacără se apreciază mai ales după valorile durităţii superficiale şi adâncimii superficiale şi adâncimii stratului obţinut. Factorii mai importanţi sunt: - compoziţia chimică: oţelurile trebuie să conţină 0,3 - 0,7% C pentru a obţine o duritate superficială de minimum 50 - 60 HRC. Elementele de aliere înrăutăţind conductibilitatea termică a aliajului, adâncimea stratului călit scade. - structura iniţială: în general structura de îmbunătăţire - sorbita - măreşte adâncimea stratului călit în timp ce structura perlitică lamelară şi

125

globulară are un efect contrar. În consecinţă, înaintea călirii superficiale cu flacără se recomandă un tratament termofizic de îmbunătăţire. - mărimea grăuntelui de austenită: se recomandă o granulaţie cât mai mică şi uniformă, după călirea superficială rezultând o structură martensitică fină, de duritate ridicată. - călibilitatea oţelului: cu cât este mai ridicată cu atât adâncimea stratului călit va fi mai mare, iar duritatea corespunzător mai ridicată. - tensiunile interne: influenţează deformabil procesul călirii superficiale. Tensiunile interne rămase în piesă de la operaţiile anterioare de turnare, deformare plastică, degroşare se pot adăuga la cele ce însoţesc călirea superficială, ducând la rebutarea piesei. Se recomandă executarea în prealabil a unui tratament termic de detensionare sau chiar de îmbunătăţire, dacă se urmăreşte concomitent şi o structură sorbitică. - defectele din material: în cazul unor segregaţii mari de sulf şi fosfor şi a unui conţinut ridicat în incluziuni nemetalice, se produc, în piesele călite superficial, fisuri şi exfolierea stratului călit, fenomene care pot apărea la câteva zile după tratament. În consecinţă se recomandă utilizarea de oţeluri elaborate şi turnate îngrijit. Dintre factorii tehnologici, care pot influenţa rezultatul călirii superficiale cu flacără, trebuie amintiţi următorii: - gazul combustibil folosit: îşi manifestă influenţa prin temperatura şi viteza de ardere a sa. Gazele cu viteză mare de ardere (acetilena), trebuiesc folosite în cazul straturilor de adâncime mică; cele cu viteză mică de ardere pentru straturi mai groase, evitându-se fenomenul supraîncălzirii, datorită duratelor mai lungi de încălzire; - forma şi parametrii arzătorului, numărul orificiilor sau fantelor de scurgere a amestecului combustibil; - distanţa dintre arzător şi suprafaţa piesei: influenţează asupra vitezei de încălzire a stratului. Distanţele mai mari elimină pericolul supraîncălzirii şi măresc totodată adâncimea de călire. d) Consideraţiuni privind proiectarea tehnologiei Adâncimea stratului călit trebuie să fie δc = 2...8 mm; nu este recomandabilă depăşirea grosimilor de ordinul 10 % din grosimea pieselor. Adaosul de prelucrare pentru suprafeţele ce urmează a fi călite superficial trebuie stabilit în funcţie de grosimea stratului decarburat (dacă este cazul) şi de deformările eventuale ce însoţesc procesul de călire. O importanţă deosebită prezintă proiectarea corectă a formei constructive a piesei, din punctul de vedere al posibilităţii aplicării practice a

126

călirii superficiale cu flacără. În figura 3.34 sunt prezentate câteva exemple de forme corecte şi incorecte al unor piese ce urmează a fi călite superficial. Tabelul 3.4 Aplicaţiile şi duritatea diferitelor oţeluri MARCA OLC 35 OLC 45 OLC 50 OLC 60 40 C 10 36 M 17 35 MS 12 33 MoC 11 MARCA 41 MoC 11 34 MoCN 15 OT 50 OT 55 OT 60 T 35 M 14 T 35 MoC 11 T 30 MoCN 14

DURITATEA HRC D40mm 50 - 56 45 - 52 55 - 60 51 - 57 58 - 63 54 - 59 60 - 65 55 - 60 53 - 58 54 - 58 52 - 57 53 - 58 53 - 58 50 - 57 50-57 DURITATEA HRC D40mm 55 - 60 55 - 60 52 - 57 52 - 52 35 - 40 32 - 40 45 - 50 40 - 48 50 - 60 45 - 55 50 - 55 45 - 53 45 - 55 44 - 55 45 - 50 45 -50

APLICAŢII Axe, roţi de rulare, furci, şuruburi, piuliţe, axe cu came, cuplaje, tije, role de sprijin, roţi dinţate, axe canelate roţi de macarale, pinioane, arbori cotiţi, etc.

APLICAŢII

Roţi de macarale, cuplaje, şaibe, role, pinioane, roţi dinţate.

În tabelul 3.4 sunt prezentate oţelurile româneşti, care se pretează călirii superficiale cu flacără, duritatea care se obţine, precum şi reperele care se pretează acestui tratament şi pot fi realizate din oţelurile respective. După călirea superficială cu flacără se recomandă aplicarea unui tratament termic de revenire joasă, în special la piesele care se rectifică sau sunt supuse în exploatare la solicitări dinamice prin şoc. Temperatura de detensionare este cuprinsă între 150 - 200 °C şi se alege în funcţie de duritatea dorită. Utilajele recomandate sunt cuptoarele

127

electrice pentru revenire cu recirculaţie sau băile de ulei cu încălzire electrică.

Fig. 3.34. Exemple de piese călite corect şi incorect Călirea superficială cu încălzire prin inducţie Călirea propriu-zisă se realizează ca şi în cazul călirii superficiale cu încălzire prin flacără; diferă doar modul de încălzire al stratului ce va fi călit. Procedeul se bazează pe proprietatea curenţilor de înaltă frecvenţă de a circula la suprafaţa conductorilor, cu adâncime cu atât mai mică cu cât frecventa este mai înaltă. Inducerea unui asemenea curent în suprafaţa piesei prin plasarea ei într-un câmp magnetic alternativ, produs de o înfăşurare prin care circulă curent de înaltă frecvenţă, în condiţii determinate de frecvenţă şi putere, conduce la obţinerea unui efect Joule corespunzător, care va încălzi acest strat.

128

Fig. 3.35. Schema încălzirii prin inducţie Instalaţiile de încălzire prin inducţie se compun dintr-un generator de frecvenţă medie sau înaltă G (fig. 3.35), o baterie de condensatoare C pentru compensarea reactanţei inductive a circuitului, un transformator T, care reduce valoare tensiunii la bornele inductorului şi inductorul I, care înconjoară piesa P ce urmează a fi încălzită. În esenţă sistemul inductor piesă poate fi asimilat cu un transformator a cărui bobină primară este inductorul, iar piesa constituie secundarul (o bobină cu o singură spiră masivă şi scurtcircuitată ). Densitatea curenţilor induşi în piesă nu este uniformă pe secţiune; în straturile superficiale ea este mai mare, scăzând treptat spre centrul piesei. Acest efect pelicular face ca straturile exterioare ale piesei să se încălzească rapid, concentraţia de energie calorică la suprafaţă putând atinge 10000 W/cm2. Viteza de încălzire este foarte mare şi poate atinge 10000 K/sec. Acest lucru face posibilă obţinerea de straturi, încălzite la temperatura de călire, foarte subţiri, transmiterea căldurii spre straturile interioare fără să mai aibă loc avea loc. Adâncimea de penetrare a curentului indus în piesă este: P=

ρ [mm] µr ⋅ f

unde: ρ - este rezistivitatea electrică a materialului piesei [Ω mm2/m). µr- permeabilitatea magnetică relativă a materialului; f - secvenţa curentului alternativ în [Hz]. Din relaţia de mai sus se desprinde o concluzie foarte importantă; penetraţia este independentă de geometria şi dimensiunile piesei. Ea depinde de unele caracteristici fizice ale materialului, precum şi de frecvenţa curentului folosit. Penetraţia călirii (sau adâncimea stratului călit ) δ, după

129

răcirea stratului încălzit nu va fi întotdeauna identică cu penetraţia curentului indus P (fig. 3.36). Valoarea lui δ depinde în primul rând de repartizarea temperaturii pe secţiunea piesei. Structura ce se obţine după călire depinde de temperatura avută de strat în momentul începerii călirii (situaţie similară cu cea de la călirea superficială cu flacără) (figura 3.27).

Fig. 3.36. Strat călit prin inducţie Straturile a căror temperatură este mai mare ca Ac3 vor fi martensitice, stratul cu temperatura Ac3 > T > Ac1 va fi compus din martensită şi ferită, iar stratul cu T = Ac1 va rămâne cu structura iniţială. a) Parametrii tehnologici ai încălzirii prin inducţie Aceştia trebuiesc corect determinaţi, având în vedere o serie de condiţii impuse iniţial: - adâncimea 8 a stratului călit, duritatea sa ; - utilizarea unei instalaţii existente în dotare, deci adaptarea parametrilor impuşi la posibilităţilor ei; - seria în care se fabrică piesa, etc. Materialele care se pretează la călirea prin inducţie Sunt oţelurile de construcţie nealiate, cu un conţinut în carbon cuprins între 0,35=0,55 %, iar suma S+P HRC1 corespunzătoare călirii. Acest maxim se numeşte duritate

135

secundară şi se datoreşte transformării austenitei în martensită de revenire şi apariţiei unor carburi complexe de mare stabilitate până la temperaturi de 547 °C. Aşa se explică faptul că aceste oţeluri îşi păstrează caracteristicile mecanice şi duritatea până la temperaturi corespunzătoare unor regimuri de aşchiere intense. Alegerea parametrilor tehnologici ai revenirii Aceştia se aleg în funcţie de caracteristicile mecanice dorite, ştiind că ele variază cu temperatura de revenire; în cazul cel mai general proprietăţile de rezistenţă, R, R0,2, R0,02, precum şi duritatea scad cu creşterea temperaturii, în timp ce proprietăţile plastice, A, şi tenacitate, Z, KCU scad. De la această regulă fac excepţie unele oţeluri la care duritatea poate să crească (oţelul rapid) sau rezilienţa poate să prezinte unele valori minime (unele oţeluri aliate). Parametrii revenirii care trebuiesc bine stabiliţi, sunt: temperatura de revenire, durata menţinerii şi condiţiile răcirii. a) Temperatura de revenire Se alege în funcţie de asociaţia de proprietăţi ce trebuie să fie realizată la piesele respective, pe baza cunoaşterii modului de variaţie a acestor proprietăţi cu temperatura de revenire. Spre exemplu, dacă piesa este realizată din OLC 45 şi sunt necesare caracteristicile: - rezistenţa la rupere R > 80 daN/mm2 T = 490 °C 2 - limita de curgere R0,2 > 60 daN/mm T = 490 °C 2 - duritate HB 200 daN/mm T = 600 °C 2 - rezilienţa 240 Nm/cm T = 600 °C - alungirea relativă A = 15% T = 450 °C pentru ele corespund temperaturile din dreptul lor. Corelând rezultatele de mai sus, rezultă că temperatura de revenire trebuie să fie cuprinsă între limitele 600 °C > Trev > 450 °C. În acest caz pentru siguranţă se alege Trev = 520 °C, acoperitoare pentru asociaţia de proprietăţi impusă. De regulă, temperatura revenirii se alege în concordanţă cu durata revenirii deoarece procesele de transformare sunt influenţate de ambii parametrii. În funcţie de transformările care au loc şi structura ce rezultă, se disting trei tipuri de reveniri: - revenirea joasă: ea corespunde acelor parametrii tehnologici care asigură o structură compusă din martensită de revenire, carburi ε, şi

136

permit transformarea austenitei reziduale. Acest tip de revenire se aplică acelor piese şi materiale unde primează duritatea: oţeluri carbon, oţeluri carbon de scule, oţeluri aliate de scule. - revenirea medie: corespunde parametrilor tehnologici ce asigură o structură compusă din martensită de revenire cu troostită de revenire sau numai troostită de revenire. Are ca scop eliminarea fragilităţii structurii cu caracter martensitic, păstrând totodată o duritate ridicată corespunzătoare troostitei de revenire. Este caracteristică unor oţeluri slab aliate şi mai ales oţelurilor pentru arcuri. - revenirea înaltă: conduce la obţinerea structurii sorbitice de revenire, caracteristică pieselor ce sunt puternic solicitate dinamic. Duritatea scade mult în schimb rezilienţa atinge valori foarte ridicate. Tratamentul termofizic complex constând dintr-o călire şi o revenire înaltă se numeşte îmbunătăţire şi este caracteristic oţelurilor cu un conţinut de carbon între limitele 0,35 - 0,65%, oţeluri care de altfel poartă chiar denumirea de oţeluri e îmbunătăţire. Temperaturile corespunzătoare acestor trei tipuri de reveniri, depind de natura oţelului şi ele nu pot constitui un criteriu de clasificare a revenirilor, cunoscută fiind influenţa puternică a elementelor de aliere asupra punctelor critice. Temperaturile corespunzătoare unei reveniri înalte pentru oţelurile carbon, de exemplu, pot să constituie domeniul revenirilor joase în cazul unui oţel bogat şi complex aliat, cum este oţelul rapid. În consecinţă trebuie evitată greşeala care se face în terminologia curentă din uzine de a extinde domeniile de temperatură corespunzătoare celor trei tipuri de reveniri ale oţelurilor carbon la toată gama de oţeluri. În cazul oţelurilor carbon şi acelor carbon de scule , domeniile de temperaturi corespunzătoare celor trei tipuri de reveniri sunt: - revenire joasă: 100 - 350 °C. În cazul oţelurilor carbon de scule domeniul este mai îngust, 100 - 200 °C, în structură nefiind austenită reziduală, structura finală trebuind să fie alcătuită numai din martensită de revenire. - revenirea medie: 350 - 500 °C, structura fiind troostită de revenire, uneori putând apare şi puţină sorbită de revenire, dacă temperatura este apropiată de limita superioară. - revenirea înaltă: 500 - 650 °C; structura fiind sorbita de revenire. Domeniul de temperaturi la care se face revenirea oţelurilor aliate şi a celor cu destinaţii speciale va fi indicat la capitolul respectiv.

137

La alegerea temperaturii de revenire trebuie avut în vedere şi fenomenul numit fragilitate de revenire. Revenirea oţelurilor de îmbunătăţire fiind un proces de înmuiere ar fi de aşteptat ca rezilienţa să crească continuu cu temperatura de revenire. În realitate, la anumite oţeluri, revenite în domenii de temperaturi bine precizate, se constată o scădere a rezilienţei şi chiar a altor caracteristici de tenacitate şi plasticitate, care - în ansamblu conduc la fragilizarea oţelului (figura 3.41 ).

Fig. 3.41. Fragilitatea oţelurilor Se disting două tipuri de fragilitate la revenire: a) fragilitatea la temperaturi joase (200 - 400 °C) sau ireversibilă, mai puţin importantă în cazul oţelurilor de îmbunătăţire cărora li se aplică o revenire la temperaturi mai ridicate. Ea trebuie luată în seamă în cazul unor oţeluri pentru arcuri unde datorită conţinutului ridicat de carbon şi alierii cu siliciu, intervalul de fragilitate se deplasează mai sus. b) fragilitatea la temperaturi înalte (500 - 600 °C) sau reversibilă care este tipică oţelurilor de îmbunătăţire , intervalul de temperaturi încadrându-se în domeniul revenirilor înalte. Oţelurile susceptibile din acest punct de vedere sunt cele slab aliate cu Mn, Cr, Cr - Mn, Mn - Si, Cr - Si, Cr - Mn - Si, Cr - Ni. Pentru a evita neplăcerile cauzate de fragilitatea la revenire este necesar ca intervale de temperatură respective să fie evitate. b) Durata de menţinere Este în general corelată cu temperatura la care are loc revenirea şi trebuie să fie suficient de mare pentru a avea loc transformările structurale, pe baza fenomenului de difuzie.

138

Diagramele de variaţie a caracteristicilor mecanice cu temperatura de revenire, de cele mai multe ori sunt întocmite prin încercări pe epruvete prelucrate din probe cu φ 25 mm, călite la martensită şi menţinute timp de 1 oră la temperatura de revenire. În consecinţă durata de menţinere la revenire a pieselor trebuie să corespundă acestor condiţii în sensul că durata de încălzire - menţinere trebuie să corespundă regulii 1 oră/25 mm grosime de încălzire a piesei. Această regulă dă rezultate corespunzătoare numai pentru piese cu diametrul sub 100 de mm. În cazul pieselor mai groase se poate folosi şi relaţia empirică: τm = 4 + (D - 100)/50 [ore], unde: τm - este durata de menţinere, care include şi pe cea de încălzire şi egalizare termică; D - diametrul piesei, în [mm].

Fig. 3.42. Duritatea funcţie de durata revenirii Transformările structurale la revenire fiind guvernate de legile difuziei, temperatura şi durata revenirii sunt hotărâtoare; cu cât temperatura revenirii este mai ridicată cu atât durata va fi mai scurtă (figura 3.42). Duritatea impusă după revenire HRC2 poate fi obţinută prin mai multe regimuri echivalente (T1/ τ1, T2/τ2, T3/τ3), care poartă numele de regimuri izosclere (de egală duritate). Deoarece metoda de calcul expusă se referă la perioada de menţinere izotermă, durata totală de menţinere în cuptor va fi:

139

τmt = τî + τe + τm, unde: τî - durata încălzirii calculată conform principiilor arătate la operaţia de încălzire; τe - durata de egalizare termică; τm - durata de menţinere calculată. În cazul oţelurilor de îmbunătăţire echivalenţa regimurilor de revenire poate fi extinsă şi asupra celorlalte proprietăţi de rezistenţă. Folosind acelaşi parametru al revenirii, dar cu temperaturi mai ridicate şi durate mai scurte, proprietăţile de plasticitate şi tenacitate (rezilienţa mai ales) se îmbunătăţesc. În general folosirea regimurilor echivalente de revenire prezintă un deosebit interes practic, prin posibilitatea pe care o creează de a mări productivitatea revenirii, de a elimina consumurile inutile de energie termică şi de evita retratările. c) Condiţiile răcirii În principiu, după revenire răcirea trebuie făcută cu viteză cât mai mică, pentru a evita tensiunile termice la răcire. De aceea se face împreună cu cuptorul, în cazul pieselor mai complexe şi mai masive sau de cele mai multe ori în aer liniştit. De la această regulă se abat oţelurile care prezintă fenomenul de fragilizare la revenire. În astfel de cazuri, dacă nu se poate evita domeniul de temperaturi corespunzători, răcirea se va face cu viteză mare, utilizând ca medii de răcire apa sau uleiul. Fragilitatea la revenire poate fi evitată şi prin acţionarea asupra compoziţiei oţelului încă în faza de elaborare. Oţelurile susceptibile la fragilitatea de revenire se aliază cu 0,2 - 0,5% Mo sau 1,0 - 1,5% W, elemente care atenuează sau elimină acest efect. Se recomandă de asemenea ca procentajul de fosfor să fie sub 0,01% concomitent cu scăderea manganului la 0,12 - 0,15%. Dacă se recurge la o viteză de răcire mare, după revenire este necesară o recoacere de detensionare la temperaturi situate la limita inferioară a intervalului de fragilitate, răcirea făcându-se în aer. Revenire reprezintă un tratament termofizic final, mai puţin în cazul oţelurilor ce prezintă fragilitate la revenire, când este urmată de o recoacere de detensionare. În schimb revenirea înaltă poate fi urmată de o călire superficială sau un tratament termochimic.

140

Structura

Structuri de echilibru Structuri de călire

Prelucrabilitatea

Oţeluri tipice şi starea corespunzătoare obţinerii constituenţilor structurali

80-100HB

Extra moi şi moi cu C ≤ 0,2%. - Deformate la cald. - Turnate.

120-200HB

Scăzută

Semidure 0,3-0,7%C - Deformate la cald - Turnate - Normalizate

Perlită lamelară

200-300HB

Scăzută către satisfăcător

Perlită lamelară + carburi secundare

300-350HB

Foarte greu prelucrabilă

Bainită superioară

35-45HRC

Scăzută

Bainită inferioară

45-55 HRC

Foarte rea

Martensită

40-66HRC

Practic neprelucrabile

Troostită

40-50HRC

Redusă

Ferită

Structuri de revenire

Duritatea

Ferită + Perlită lamelară

Dure cu 0,7 – 0,9%C - deformate la cald - Normalizate - Cementate Extradure 0,9 – 1,4%C - deformate la cald - recoapte - cementate Semi dure, slab aliate - Deformate la cald - Turnate Dure. Mediu aliate - Deformate la cald - Turnate Dure. Mediu şi înalt aliate - Deformate la cald - Turnate - Cementate

Exemple de oţeluri tipice OL34, OL37, OLC 10, OLC 15, OLC 20, OT40, OT45, Feritic înalt aliate OL50, OL60, OL70, OLC35, OLC45, OLC60, Slab aliate de îmbunătăţire OSC 7, OSC 8, OSC 9 Slab aliate de scule OSC10, OSC11, OSC12, OSC13 Slab aliate de scule

Oţeluri autocălibile (bainitice, martensitice, ledeburitice) Oţeluri rapide C 120 etc.

Oţeluri semi dure carbon şi aliate de îmbunătăţire Sorbită

300-340HB

Satisfăcător spre bună

Perlită globulară

160-220HB

Bună

Oţeluri dure, extradure şi ledeburitice

141

3.2 Tratamentele termice ale fontelor Fontele a căror conţinut de carbon este mult mai mare decât în cazul oţelurilor şi variază între limitele 2,5 - 4 % (teoretic între 2,06 - 6,67 %) au structura masei metalice de bază similară cu a oţelurilor, apărând însă în plus separările de grafit de diferite forme. Deci tratamentele termofizice ce se aplică vor avea acelaşi efect ca şi în cazul oţelurilor; ele afectează masa metalică de bază fără a influenţa forma separărilor de grafit. Aspectul grafitului, în afara influenţei pe care o are asupra proprietăţilor mecanice, fizice şi chimice, poate influenţa asupra unor tratamente termofizice cum este călirea, datorită efectului de concentrator de tensiuni pe care îl are (grafitul lamelar) şi asupra condiţiilor de difuzie a carbonului din incluziunile de grafit. Tratamentele termice se aplică pieselor turnate din fontă cu scopul de a înlătura tensiunile interne şi a stabiliza dimensiunile lor, îmbunătăţirii prelucrabilităţii prin aşchiere, reducerii durităţii, sporirea unor caracteristici mecanice, etc. Fontelor li se pot aplica atât tratamente termofizice cât şi termochimice. 3.2.1. Recoacerea de detensionare Este un tratament termofizic caracteristic pieselor turnate din fontă (indiferent de tipul fontei) în care, după solidificare se acumulează tensiuni interne însemnate, ce pot duce la deformarea sau chiar la ruperea lor în exploatare. Valoarea tensiunilor interne remanente depinde de mulţi factori: de gradul de aliere şi elementele de aliere, de conţinutul în carbon al fontei, de geometria piesei, tehnologia de formare utilizată, de forma de turnare, temperatura de turnare, etc. Sursele mai importante de tensiuni sunt: - viteza de răcire diferită pe secţiunea piesei; straturile superficiale se răcesc cu viteză mai mare decât restul piesei, deci fenomenul de contracţie ce însoţeşte procesul de solidificare este decalat în timp; - diferitele porţiuni ale piesei răcindu-se cu viteze diferite, în funcţie de grosimea pereţilor şi poziţia din formă, se frânează reciproc în procesul de contracţie (fig. 3.43.a). Porţiunile 1 solidificându-se mai repede, împiedică contracţia liberă a porţiunii 2 (care este mai masivă) prin traversele 3 deja solidificate. Starea de tensiuni la sfârşitul solidificării este de întindere în 2 şi de compresiune în 1;

142

Fig. 3.43. Contracţia liberă - contracţia liberă a diferitelor porţiuni ale piesei este frânată de formă (fig. 3.43.b), mai ales dacă turnarea se face în forme permanente (cochile); - modificările structurale care însoţesc faza finală a procesului de răcire a pieselor. Starea de tensiuni rezultată va fi funcţie şi de alţi parametrii tehnologici ai procesului de turnare. Având în vedere că la aceste tensiuni se mai pot adăuga şi cele ce însoţesc operaţiile ulterioare de prelucrare mecanică şi tratament termic, recoacerea de detensionare trebuie aplicată imediat după turnare sau ori de câte ori este necesar, ţinând seama de fluxul de fabricaţie al piesei. Procesul de înlăturare a tensiunilor se desfăşoară şi de la sine la temperatura ordinară, prin simpla depozitare a pieselor timp de 3-8 luni. Aceasta se mai numeşte şi îmbătrânire naturală şi ea permite înlăturarea tensiunilor în măsură de 40-50 %. Pentru accelerarea procesului, detensionarea se face la temperaturi mai ridicate; înlăturarea tensiunilor se face complet sau aproape complet, iar duratele procesului sunt de ordinul orelor. În principiu, încălzirea şi răcirea pieselor se face cu viteză cât mai mică, pentru a nu introduce tensiuni termice suplimentare. La răcire se recomandă răcirea cu cuptorul până la temperatura ambiantă (în cazul pieselor mai pretenţioase), sau până la 247-297 °C şi apoi în aer a restului pieselor. Procesul de detensionare nefiind însoţit de transformări structurale, pe de o parte, şi având loc cu atât mai repede şi mai complet cu cât temperatura este mai ridicată, pe de altă parte, temperatura de detensionare trebuie să fie: Tpf = Ac1 - ( 100 ... 150) °C

143

La stabilirea duratei de menţinere pentru detensionare se recomandă încercarea de încercări experimentale. Acestea se pot efectua cu ajutorul unor epruvete, având forma şi dimensiunile din figura 3.44.a. Se toarnă un lot de probe din fonta respectivă după schema din figura 3.44.b.

Fig. 3.44. Stabilirea duratei de menţinere la detensionare Prin secţionarea probei după direcţia AA, distanţa S0 măsurată iniţial între porţiunile rectificate se va modifica cu: ∆S = S – S0 [mm]; a cărui valoare este proporţională cu valoarea tensiunilor remanente din probă. Introducând în cuptorul de detensionare lotul de probe, la temperatura respectivă, şi scoţând din oră în oră câte o probă, făcându-i-se apoi măsurătorile arătate, se poate ridica o curbă de detensionare (fig. 3.45), pe baza căreia se determină durata de menţinere necesară pentru un grad de detensionare dorit. Starea de tensiune şi valoarea acestora diferă în cazul probelor şi a pieselor; dar ele constituie totuşi un reper foarte util din punct de vedere practic. În cazul fontelor cu grafit sferoidal (nodulare), se recomandă durate de menţinere mai îndelungate, valoarea tensiunilor interne remanente fiind de 2-3 ori mai mare decât în cazul fontelor cenuşii. Un ciclu corect de recoacere de detensionare pentru o fontă cu grafit sferoidal nealiată se prezintă în figura 3.46.

144

Fig. 3.45. Curba de detensionare Fontelor maleabile nu li se aplică un tratament de detensionare în mod separat, ele parcurgând faza de detensionare chiar în procesul de maleabilizare ce urmează după turnare, unde temperaturile sunt mult mai ridicate, iar duratele de menţinere sunt mai lungi.

Fig. 3.46. Recoacerea de detensionare Deoarece piesele turnate sunt susceptibile la deformări şi crăpări în timpul manipulării, se recomandă ca acest tratament termofizic să se execute în cuptoare tip cameră cu vatră mobilă.

145

3.2.2. Recoacerea pentru îmbunătăţirea prelucrabilităţii Se aplică tuturor fontelor care au o duritate ridicată, ca urmare a formării la suprafaţă a unui strat cu un conţinut ridicat de cementită (albit), viteza de răcire în formă fiind prea mare. Se aplică şi în cazul când în întreaga masă metalică apare cementita liberă sau chiar ledeburita. Prin acest tratament se urmăreşte descompunerea cementitei sau chiar a perlitei - dacă este cazul şi obţinerea unei structuri perlitice, perlito-feritice sau feritice. Fenomenul care stă la baza acestui tratament este procesul de grafitizare; de aceea în cazul fontelor cu grafit sferoidal recoacerea de înmuiere se numeşte şi recoacere de grafitizare, iar în cazul fontelor albe se numeşte recoacere de grafitizare pentru maleabilizare sau pe scurt, recoacere de maleabilizare. Recoacerea de înmuiere Este tratamentul termofizic de îmbunătăţire a prelucrabilităţii fontelor cenuşii cu crustă albă sau cu cementită liberă în structură. În principiu, acest tratament trebuie să creeze condiţiile necesare pentru descompunerea cementitei, iar apoi a perlitei, dacă scopul final este structura feritică. În practică se pot aplica mai multe variante pentru recoacerea de înmuiere, ţinând seama de tipul fontei şi de structura finală dorită (fig. 3.47): - ciclul 1 se aplică în cazul fontelor cenuşii nealiate sau slab aliate, unde se urmăreşte descompunerea cementitei şi perlitei şi obţinerea unei structuri feritice cu grafit. Asigură o duritate scăzută, corespunzătoare din punctul de vedere al prelucrabilităţii, însă caracteristicile mecanice sunt scăzute. Pentru evitarea tensiunilor interne, răcirea pieselor în intervalul 750300 °C se face împreună cu cuptorul, apoi în aer. - ciclul 2 urmăreşte acelaşi lucru ca mai sus, dar în cazul fontelor mediu aliate sau a celor nealiate, unde ciclul 1 nu a corespuns. Prezenţa elementelor de aliere necesită temperaturi mai ridicate (780-900 °C). - ciclul 3 este destinat descompunerii cementitei şi ledeburitei din structură, care poate apare la piesele turnate din şarje a căror compoziţie prezintă abateri (carbon şi siliciu puţin sau mangan şi crom mult). Încălzirea se face în trepte şi la temperatură mai ridicată (900-950 °C), durata de menţinere mai lungă pentru a avea loc procesul de descompunere al cementitei. Operaţia de răcire se poate realiza în două variante: - 3.a: când se urmăreşte obţinerea unor caracteristici mecanice mai ridicate şi o prelucrabilitate acceptabilă; - 3.b: în cazul când se urmăreşte numai o prelucrare uşoară a pieselor.

146

Fig. 3.47. Recoacerea de înmuiere Dacă piesele turnate şi albite la suprafaţă sau cu cementită liberă în structură au o duritate de 350-400 HB, după recoacerea de înmuiere duritatea scade la 160-210 HB. Recoacerea de grafitizare Se aplică fontelor cu grafit sferoidal în a căror structură se găseşte cementită secundară (fig. 3.48.a), având o prelucrabilitate scăzută datorită durităţii ridicate. În funcţie de structura finală dorită - perlitică sau feritică se poate aplica unul din ciclurile prezentate în figura 3.49: - în cazul când se doreşte o structură compusă din perlită sorbitică şi cca. 10 % ferită aşezată în jurul separărilor de grafit (fig. 3.48.b), se aplică ciclul de tratament l. Răcirea pieselor se face împreună cu cuptorul până la 300 °C, apoi se continuă în aer. Cementita se descompune, având loc prima fază sau primul stadiu al grafitizării. Duritatea finală a materialului va fi în jur de 285 HB. - când se urmăreşte încheierea procesului de grafitizare, deci şi al doilea stadiu al grafitizării, se aplică unul din ciclurile 2 sau ciclul 3.

147

Fig. 3.48. Structura fontelor cu grafit sferoidal În fond, după descompunerea cementitei, se continuă cu descompunerea cementitei din perlită, obţinându-se în final o structură feritică (fig. 3.48.c). Pieţele au o duritate de 150-170 HB, deci o prelucrabilitate bună, plasticitate bună. Temperatura de încălzire, precum şi condiţiile răcirii sunt legate de compoziţia chimică a fontei. Elementele Mn, P, Cr, Ni, Mo sunt antigrafitizante, încetinind mai ales al doilea stadiu al grafitizării.

Fig. 3.49. Cicluri de maleabilizare

148

Recoacerea de grafitizare pentru maleabilizare (sau recoacerea de maleabilizare) Se aplică pieselor turnate din fontă albă hipoeutectoidă cu scopul de a descompune cantitatea mare de cementită din structură şi formarea unor separări de grafit caracteristice (în cuiburi sau în nodule) într-o masă de bază cu structură feritică, ferito-perlitică sau perlitică. Fontele care se obţin ca urmare a acestei recoaceri, se numesc fonte maleabilă. Această recoacere poate fi considerată, în. fond, ca un caz particular al recoacerii de înmuiere aplicată pieselor turnate din fontă albă.

Fig. 3.50. Structura fontelor maleabile În procesul de încălzire, la depăşirea liniei Ac1 perlita se transformă în austenită (fig. 3.50.b), în structură rămânând formaţiuni de cementită. La menţinere îndelungată, cementita se descompune, eliberând o mare cantitate

149

de carbon; îmbogăţind austenita în carbon până la limita de saturaţie corespunzătoare temperaturii de menţinere, apare o cantitate suplimentară de carbon liber, care creează condiţii pentru apariţia primilor germeni de grafit la limita de separaţie dintre formaţiunile de cementită şi austenită. Cementita descompunându-se în continuare, se creează condiţiuni pentru difuziunea carbonului spre formaţiunile de grafit deja existente şi creşterea acestora până la descompunerea completă a cementitei. În faza finală (fig. 3.50.f), a menţinerii, structura pieselor turnate constă din soluţia solidă de austenită saturată în carbon şi formaţiunile grafit în cuiburi, caracteristice fontelor maleabile. S-a parcurs primul stadiu al grafitizării. În funcţie de condiţiile în care se realizează răcirea pieselor în intervalul de temperaturi de 630-800 °C, se pot obţine diferite tipuri de fonte maleabile: - după o menţinere de 12-15 ore la 940-980 °C', piesele se răcesc lent cu cuptorul până la 750-900 °C, iar în intervalul 750-900 până la 680 °C şi mai lent, cu o viteză corespunzătoare transformării perlitice. Structura ce rezultă este perlitică lamelară cu formaţiuni de grafit în cuiburi. - dacă se urmăreşte obţinerea unei structuri feritice, se continuă procesul de grafitizare prin crearea de condiţii pentru desfăşurarea celui de al doilea stadiu al grafitizării (ciclul 1.b). Piesele urmează acelaşi itinerar ca şi în cazul 1.a, pentru primul stadiu al grafitizării, apoi se face un palier de cca. 30 de ore la temperatura de 730-900 °C, pentru al doilea stadiu. Datorită cantităţii mari de grafit din structura fontelor maleabile feritice şi perlitice, casura are o culoare închisă. Aceste fonte se mai numesc fonte maleabile cu miez negru şi se obţin pornind de la o fontă albă hipoeutectică cu compoziţia chimică urmărind de la o fontă albă hipoeutectică cu compoziţia chimică următoare: 2,1-2,8 % C; 1,7-1,0 % Si; 0,3-0,65 % Mn; 0,06-0,2 % S; 0,08-0,5 % P. Piesele turnate din această fontă se încălzesc într-un mediu neutru, solid sau gazos (metodă recentă), folosind cuptoare tip cameră cu vatră mobilă sau cuptoare continue. Dacă piesele se toarnă dintr-o fontă albă hipoeutectică cu 2,7-3,2 % C; 0,6-0,9 Si; 0,2-0,5 % Mn; 0,08-0,25 % S; 0,05-0,15 % P şi sunt tratate conform ciclului 2 din figura 3.51, încălzirea făcându-se într-un mediu oxidant (minereu de fier), stratul superficial se decarburează foarte puternic. La exterior, piesele vor avea o structură feritică lipsită de grafit iar în rest perlită sau perlită şi ferită cu grafit în cuiburi. Datorită aspectului casurii aceste fonte se numesc fonte maleabile cu miez alb.

150

Fig. 3.51. Cicluri de maleabilizare a fontelor albe hipoeutectice Trebuie reţinut un fapt important: fontele maleabile nu se obţin prin turnare ci prin tratamentul termofizic de maleabilizare aplicat fontelor albe hipoeutectice. Au o largă utilizare în construcţia de maşini din cauza caracteristicilor mecanice superioare şi a uşurinţei cu care se prelucrează, putând înlocui în bune condiţiuni (după o tratare termică corectă) oţelul carbon cu un conţinut mediu de carbon. 3.2.3 Recoacerea de normalizare Are drept scop mărirea durităţii şi caracteristicilor mecanice ale pieselor turnate de fontă, a căror masă metalică de bază este feritică sau ferito-perlitică. De asemenea, recoacerea de normalizare are şi efecte secundare, dar foarte importante: detensionarea pieselor şi îmbogăţirea în carbon a soluţiei solide de austenită cu o cantitate suplimentară de 0,1-0,2 %, fapt foarte important pentru călirea care se aplică după normalizare. În principiu, la recoacerea de normalizare, încălzirea pieselor se face la temperaturi mai ridicate, corespunzătoare domeniului austenitic, şi o răcire în aer sau împreună cu cuptorul. Spre deosebire de oţeluri, durata de menţinere a fontelor la temperatura de normalizare este mai lungă şi este cuprinsă între 1-3 ore.

151

Fig. 3.52. Recoacerea de normalizare În cazul fontelor cenuşii se aplică ciclurile de tratament din fig. 3.52. La fontele cu 2,0-2,2 % Si, austenitizarea se face la 850-870 °C, iar în cazul când au 2,6-2,8 % Si temperatura este de 900-920 °C. Durata de menţinere este de 1-3 ore şi se calculează după regula, 1 oră la 25 mm grosime de perete. Menţinerile îndelungate sunt contraindicate datorită decarburării intense a straturilor superficiale. Condiţiile răcirii diferă pentru piesele subţiri şi complexe susceptibile la deformare sau fisurare; piesele scoase din cuptor se răcesc în curent de aer până la 500 °C (când materialul este ceva mai plastic şi permite relaxarea tensiunilor) şi apoi cu un cuptor până la temperatura ambiantă (viteza recomandată este de 30-40 °C/h). Duritatea fontelor cenuşii după normalizare creşte de la 130-160 HB la 250-270 HB. Pentru recoacerea de normalizare a fontelor cu grafit sferoidal se recomandă ciclul din fig. 3.52.b, care permite obţinerea unor rezistenţe la rupere de 70-80 daN/mm2 şi alungiri de 3-4 % (fig. 3.53).

152

Fig. 3.53 Rezistenţa la rupere şi alungirea fontelor nodulare Fontele maleabile feritice sau ferito-perlitice li se aplică ciclul din fig. 3.52.c. Elementele de aliere influenţează asupra parametrilor tehnologici şi asupra caracteristicilor mecanice finale; modifică domeniul temperaturilor de austenitizare, durata menţinerii şi mai ales duritatea finală. Dintre elementele de aliere, Ni, Ni-Mo şi Ni-Mo-V sunt cele care măresc substanţial duritatea după recoacerea de normalizare. Având în vedere că majoritatea pieselor turnate din fontă sunt destul de complexe, răcirea în aer este suficient de mare pentru a introduce tensiuni în piese. În consecinţă, se recomandă ca după normalizare să se aplice o recoacere de detensionare. Pentru piesele mai puţin pretensionate, recoacerea de normalizare poate fi considerată ca un tratament termofizic final. Dacă piesele trebuiesc călite, se recomandă efectuarea în prealabil a unei recoaceri de normalizare.

153

3.2.4. Călirea Se aplică fontelor cu acelaşi scop ca şi în cazul oţelurilor: durificarea structurală sau obţinerea ulterioară (prin revenire înaltă) a unor structuri de îmbunătăţire. Călirea continuă Se aplică numai fontelor cenuşii perlitice cu lamele de grafit fine şi uniform dispersate, fontelor cu grafit sferoidal perlitice şi uneori fontelor maleabile perlitice. Se poate aplica şi fontelor albe hipoeutectoide, dar sporul de caracteristici mecanice nu justifică economic tehnologia. În toate cazurile, fonta turnată trebuie să aibă un con ţinut de minim 0,5 % C legat, care poate fi mărit la 0,6-0,7 % prin conducerea corectă a procesului de austenitizare. Pentru a obţine un efect maxim după călire, se recomandă ca în prealabil fontele feritice sau ferito-perlitice să fie supuse unei recoaceri de normalizare. Ciclurile de tratament recomandate sunt arătate în figura 3.54.

Fig. 3.54. Recoacerea fontelor maleabile feritice înaintea călirii În toate cazurile, încălzirea trebuie efectuată în trepte (cu ajutorul băilor de săruri pentru piese mici sau a cuptoarelor specializate pentru piese mari), având în vedere complexitatea geometrică a pieselor turnate şi pericolul apariţiei tensiunilor interne de întindere, respectiv a fisurilor.

154

Pentru fontele nealiate, temperatura de austenitizare poate fi determinată cu suficientă aproximaţie, folosind relaţiile: Tpf = 800 + 25% Si - 20% Mn - pentru fonte cenuşii cu grafit lamelar Tpf = 830 + 25% Si - 20% Mn - pentru fonte cenuşii cu grafit sferoidal. Nu se recomandă depăşirea acestor valori, deoarece conţinutul în carbon poate depăşi 0,6-0,7 %, austenita devenind mai stabilă şi în final crescând cantitatea de austenită reziduală. În cazul fontelor aliate temperatura de austenitizare se modifică; cromul şi siliciul măresc temperatura de austenitizare, în timp ce nichelul o scade. Duratele de menţinere în cazul fontelor cu grafit sferoidal sunt ceva mai lungi decât la cele cu grafit lamelar şi în general mai lungi decât durata de egalizare termică, pentru a permite îmbogăţirea în carbon a masei metalice de bază. Duratele excesiv de lungi pot însă provoca decarburarea straturilor superficiale ale piesei. Călirea propriu-zisă se face în ulei (fig. 3.54); ciclul 1-a arată că este necesară o răcire în ulei până la 150 °C, apoi trecerea imediată la revenire. În cazul oţelurilor aliate, când viteza critică de călire este scăzută, sau în cazul pieselor subţiri din oţeluri aliate, răcirea este suficient dacă se face în aer suflat (comprimat). Piesele călite din fontă au structura compusă din martensită, austenită reziduală (în funcţie de gradul de aliere) şi grafit sub o formă lamelară sau sferoidală, în funcţie de natura fontei. Duritatea pieselor atinge valori de ordinul 450-550 HB, dar rezistenţa la rupere nu creşte prea mult, uneori putând să scadă datorită efectului negativ al tensiunilor interne. Călirea izotermă Este un tratament termofizic de foarte mare interes în cazul pieselor turnate din fontă, datorită avantajelor pe care le are: - asigură o structură bainitică, cu duritate ridicată şi bună rezistenţă la uzură şi o rezistenţă la oboseală superioară structurilor martensitice; - pot a călite piese turnate de mare complexitate, tensiunile interne având eliminate complet, nemaifiind necesară operaţia de revenire - călirea izotermă poate fi aplicată şi unor fonte albe hipoeutectice aliate. Folosirea acestei metode de călire este limitată însă din cauza lipsei diagramelor T.T.T de transformare izotermă a austenitei. În astfel de cazuri trebuie să se recurgă la încercări experimentale. Aceste diagrame se construiesc şi se utilizează la fel ca şi în cazul oţelurilor (fig. 3.55). elementele de aliere influenţează forma şi dispunerea

155

liniilor de început şi sfârşit ale transformării austenitei. În figura 3.56 se prezintă liniile de început ale transformării pentru trei fonte, având compoziţia din tabel.

Fig. 3.55. Diagramă T.T.T pentru fonte În general elementele de aliere - mai puţin cobaltul - deplasează liniile spre dreapta. Aşa cum se poate observa din figura 3.56, molibdenul influenţează mai mult cotul perlitic, iar Mo şi Ni influenţează şi domeniul de transformare bainitic, făcând distincte domeniile bainitei superioare şi a celei inferioare. Domeniul care trebuie avut în vedere la călirea izotermă este cel haşurat. Modalităţile de realizare practică a călirii izoterme sunt prezentate în figura 3.57; încălzirea se face în trepte, iar durata austenitizării după regula 20 de min. / 25 mm grosime de perete. Pentru realizarea menţinerii izoterme se folosesc băile de săruri în cazul pieselor mici şi cuptoarele electrice tip cameră, pentru revenire în cazul pieselor mari.

156

Fig. 3.56. Diagrama T.T.T pentru trei fonte Durata menţinerii izoterme τ, se determină din diagrama fontei respective, în funcţie de cantitatea de bainită dorită în structură. În cazul fontelor duratele de menţinere izotermă sunt mult mai lungi ca în cazul oţelurilor.

Fig. 3.57. Călirea izotermă a fontelor

157

Ciclul 1 din figura 3.57 poate fi utilizat şi pentru călirea izotermă a fontelor cu grafit sferoidal, temperatura menţinerii izoterme fiind 300-350 °C. Metoda de călire "martenpering" (ciclul 2) poate fi folosită cu succes în cazul fontelor cenuşii şi sferoidale, atunci când este necesară o structură martensitică, iar piesele sunt complexe. Palierul acut deasupra liniei M5, la temperaturi de 200-250 °C, are drept scop reducerea diferenţei de temperatură pe secţiunea piesei şi traversarea ulterioară a intervalului martensitic cu o viteză mică (răcire în aer). Structura finală se compune din martensită, austenită reziduală şi grafit; dacă palierul de menţinere izotermă intersectează puţin linia de început a transformării bainitice, în structură poate apare şi puţină bainită. Rezultatele interesante se pot obţine prin călirea izotermă a fontelor albe hipoeutectice-martensitice, aliate cu nichel şi crom. Compoziţia chimică a lor este: 2,7-3,6 % C; 0,4-1,0 % Si; 0,3-1,0 % Mn; 0,08-0,15 % S; 0,100,40 % P; şi 3,5-5 % Ni; 1,5-2,5 % Cr; sub 1,0 % Mo. La aceste procentaje de nichel şi crom, viteza critică de călire a acestor fonte este atât de scăzută, încât piesele, prin simplă răcire în formă (de nisip sau metalică) structura masei de bază devine martensitică. Alături de martensită în structură rămâne şi o însemnată cantitate de austenită reziduală, care poate fi transformată prin călire izotermă în bainită. Printr-o menţinere îndelungată de 20-24 ore la 350-460 °C, austenita reziduală se transformă în bainită în proporţie de 75 %. Din fontele albe de acest gen, se confecţionează: - piese solicitate la uzare abrazivă: filiere, forme metalice pentru turnarea pieselor din sticlă şi ceramică; - rezistente la solicitări mecanice şi uzare: raclete pentru conveioare, rotoarele capetelor aruncătoare, paletele malaxoarelor, plăci pentru cuvele malaxoarelor, plăci pentru transportoarele rulante din industria minieră, etc.; - piese supuse la uzare la cald: filiere, palete; - piese solicitate la uzare şi la şocuri termice: plăci de blindaj pentru cuptoarele fabricilor de ciment, cocserie, etc. Călirea superficială Este recomandată pentru acele piese din fontă cenuşie sau sferoidală, care trebuie să aibă o bună tenacitate a miezului şi o duritate a straturilor superficiale mai mare decât se poate obţine direct prin turnare. Pentru austenitizarea stratului superficial se folosesc metodele de încălzire cu flacără oxiacetilenică şi cele prin inducţie. Flacăra oxiacetilenică

158

este indicată în cazul pieselor mai puţin pretenţioase şi de dimensiuni mari, unde adâncimea stratului ulterior călit nu este necesar să fie riguros uniformă, încălzirea prin inducţie însă, este indicată în cazul pieselor mai mici, cu forme geometrice simple, unde adâncimea stratului călit trebuie precis controlată. Metodele de realizare ale călirii superficiale sunt cunoscute şi au fost prezentate pe larg în cadrul capitolului consacrat călirii superficiale o otelului. Compoziţia chimică recomandată pentru fontele destinate călirii superficiale este dată în tabelul 3.5. Tabelul 3.5. Compoziţia chimică a fontelor destinate călirii suprafeţelor Nr. crt.

Tipul de fontă

1

Fontă cenuşie nealiată

2 3

Fontă cenuşie aliată

Compoziţia chimică % Mn S P

Ctot

Si

2,8-3,1

1,6-1,9

0,7-0,9

≤0,10

≤0,25

-

Cr sau Mo -

3,0

1,9

0,85

≤0,08

≤0,20

1,3

0,25

3,1

1,7

0,85

≤0,08

≤0,20

-

0,15

Ni

Se supun călirii superficiale următoarele piese: diferiţi arbori şi arbori cotiţi din fonte cu grafit sferoidal, ghidajele batiurilor maşinilor unelte de prelucrare prin aşchiere sau deformare plastică, roţi dinţate, cămăşi pentru cilindrii, etc. După călire superficială, pieselor trebuie să li se aplice o revenire joasă la 150-200 °C. Dacă piesei turnate i se aplică unul din procedeele de călire mai sus prezentate, trebuie să se aibă în vedere mai multe elemente: - compoziţia chimică adecvată unui asemenea tratament; - forma geometrică-constructivă a piesei să nu fie prea complicată; - grosimea pereţilor cât mai uniformă, iar trecerile de la o grosime la alta să se facă cu racordări dulci; - înainte de călire piesele să fie detensionate sau normalizate. 3.2..5 Revenirea Se aplică pieselor călite prin metoda călirii continue şi a celor călite superficial cu scopul înlăturării tensiunilor interne, micşorării durităţii creşterii rezistenţei la rupere, plasticităţi şi tenacităţi.

159

Revenirea trebuie aplicată imediat după călire sau dacă este posibil, înainte ca piesa să atingă temperatura ambiantă. Temperatura de revenire se alege în funcţie de caracteristicile mecanice şi de rezistenţă dorite, pe baza diagramelor întocmite în acest scop. În funcţie de caracteristica ce primează, se pot folosi următoarele date: - pentru duritate: 150-200 °C la fonte cenuşii 150-250 °C la fonte cu grafit sferoidal; - pentru rezistenţă: 300-400 °C la fonte cenuşii 370-470 °C la fonte cu grafit sferoidal; - pentru rezilienţă: 550-600 °C pentru ambele tipuri de fonte. Ca şi în cazul oţelurilor, fontele aliate cu crom şi nichel prezintă fenomenul de fragilitate la revenire în intervalul 500-550 °C, temperaturi ce trebuiesc evitate. Duratele de menţinere la revenire se pot estima la 1 oră / 25 mm grosime de perete; acestei durate i se vor aduce corecturile necesare după experimentarea pe probe sau pe piese. Tratamentul termic de îmbunătăţire se aplică la piese solicitate la uzare şi şoc, care necesită un fond sorbitic: ghidajele de supape, came, cămăşi de cilindru, roţi dinţate. Pieselor turnate din fontă, care au fost călite superficial, li se va aplica în mod obligatoriu o revenire la temperaturi joase 150-200 °C. 3.2.6. Tratamente termochimice aplicate fontelor Cel mai utilizat şi eficace tratament termochimic care se aplică fontelor este nitrurarea în mediu gazos. Ea se aplică atât fontelor cenuşii cât şi celor cu grafit sferoidal; rezultatele cele mai bune le dau fontele aliate cu Cr, Al şi Mo, elemente care au o mare afinitate pentru azot, formând nitruri stabile la temperatura de lucru şi insolubile în soluţia solidă. Ele blocând foarte repede difuzia azotului, tensionează foarte puternic reţeaua şi în felul acesta duritatea creşte foarte mult. Compoziţia chimică optimă pentru o fontă hipoeutectică ce trebuie nitrurată, este următoarea: 2,7 % C; 2,6 % Si; 0,9 % Mn; 1,2 % Cr; 0,2 % Mo şi 1,0 % Al. Ciclul de tratament, premergător nitrurării este următorul: - detensionarea piesei la 650 °C, timp de 2 ore; - tratament de îmbunătăţire: - austenitizare la 950 °C; - călire în aer; - revenire înaltă la 650 °C;

160

- după prelucrarea mecanică (inclusiv finisarea) se aplică nitrurarea: - temperatura 500-620 °C; - durata 65 de ore; - gradul de disociere al amoniacului cca. 30 %; - grosimea stratului 0,4 mm. Nitrurarea este eficientă şi în cazul fontelor cu grafit sferoidal; la temperatura de 620 °C, pentru o durată de 4-5 ore şi un grad de disociere de 35-45 %, se obţine un strat nitrurat de 0,3 mm cu o duritate de 900 HV. Dintre procedeele de metalizare prin difuziune, cea mai largă utilizare o au alitarea şi cromizarea. De asemenea, pentru piesele în frecare se recomandă sulfizarea.

161

4. TRATAMENTE TERMOCHIMICE

Tratamentele termochimice au drept scop îmbogăţirea straturilor superficiale ale pieselor cu un anumit element. Spre deosebire de tratamentele termofizice, pe lângă modificările structurale produc şi modificări ale compoziţiei chimice în structurile superficiale. În acest fel se creează o diferenţă netă de structură şi caracteristici mecanice între stratul îmbogăţit şi miezul neafectat, această diferenţiere fiind de fapt scopul de bază al oricărui tratament termochimic.

Fig. 4.1. Clasificarea tratamentelor termochimice

162

Diferenţierea strat - miez, obţinută prin tratament termochimic, chimic propriu-zis poate fi accentuată prin aplicarea unor tratamente termofizice ulterioare, faţă de care cele două zone ale piesei se comportă diferit. Tratamentele termochimice se clasifică după elementul cu care se îmbogăţeşte stratul superficial, după numărul acestora, sediul în care se realizează şi temperatura la care are loc tratamentul. În fig. 4.1. se propune o clasificare a acestora, arătându-se şi numele pe care îl poartă tratamentul. Un tratament termochimic presupune introducerea piesei într-un spaţiu închis (cutie metalică, spaţiul de lucru al unor cuptoare speciale, creuzet) în care se află mediul ce serveşte ca sursă de atomi activi şi încălzirea acestui ansamblu la temperaturi bine precizate, în funcţie de tipul tratamentului şi menţinerea la această temperatură un timp determinat de adâncimea de penetrare a atomilor dorită. Tehnologia presupune trei etape succesive: disocierea, absorbţia şi difuzia (fig. 4.2.).

Fig. 4.2. Etapele desfăşurării tratamentelor termochimice a. Disocierea reprezintă fenomenul de descompunere a moleculelor din mediul gazos(în cazul mediilor solide şi lichide faza gazoasă apare ca urmare

163

a unor reacţii chimice de descompunere sau de alt tip, determinate de componentele mediului şi temperatura de lucru) în atomii activi. În cazul carburării (flg.4.2.) moleculele de gaz metan se descompun într-un atom de carbon şi două molecule de hidrogen. În funcţie de tratamentul termochimic pot avea loc următoarele reacţii de descompunere : CH4

2Hz +C

2CO 2NH3

CO2 +C 3H2 +2N

în cazul carburării în cazul nitrurării, etc.

În consecinţă, spaţiul de lucru al instalaţiei în care se realizează tratamentul termochimic va fi plin de atomi activi ai elementului dorit şi ai elementului ce mai rezultă, precum şi de molecule nedescompuse ale gazului. Numărul atomilor activi este funcţie de gradul de disociere, definit prin raportul dintre numărul moleculelor disociate şi cel total iniţial. Gradul de disociere poate fi reglat acţionând asupra temperaturii şi presiunii fiind unul dintre principalii parametri ai tehnologiei de tratament termochimic. b. Adsorbţia este fenomenul de acumulare la suprafaţa piesei a atomilor activi şi de interacţiune cu atomii metalului. Ei pătrund în locurile vacante din reţeaua masei metalice de bază, formând soluţii solide, iar după atingerea solubilităţii maxime poate avea loc o restructurare a reţelei şi formarea unor faze noi. În anumite condiţii, atomii absorbiţi pot forma direct compuşi chimici, trecând peste etapa de formare a soluţiei solide. Fenomenul de adsorb(ie este influenţat de natura şi debitul de atomi activi, compoziţia oţelului, temperatura şi starea suprafeţei piesei, etc. c. Difuzia constă în migrarea atomilor adsorbiţi pe suprafaţa piesei către interiorul ei (tig.4.2.). Cantitatea de metal difuzat spre straturile interioare ale piesei este direct proporţională cu secţiunea transversală de difuzie, gradientul de concentraţie în direcţia difuziunii şi cu timpul. Expresia matematică a fenomenului (prima lege a lui Fick) este : dm = − D ×

dc × dS × dτ dx

unde: dm - cantitatea de metal difuzat; D - coeficientul de difuziune; dc - variaţia de concentraţie; dx - grosimea stratului elementar; dS - secţiunea transversală de difuzie pe direcţia dx; dτ - timpul elementar. Coeficientul de difuziune D reprezintă cantitatea de substanţă difuzată

164

în timp de o secundă printr-o suprafaţă de 1 cm2 la o variaţie a concentraţiei dc/dx = l, iar semnul negativ din fa(a sa arată că deplasarea atomilor are loc de la concentraţii mai mari spre porţiuni mai sărace în atomii respectivi. Cum în realitate deplasarea atomilor nu se face numai în direcţia x, relaţiile matematice ce definesc fenomenul de difuziune sunt mult mai complexe, iar soluţiile lor mult mai variate, depăşind cadrul acestui curs. Din punctul de vedere practic, prezintă o deosebită importanţă coeficientul de difuziune D, dar el este destul de greu de calculat, necesitând mijloace de investigaţie foarte pretenţioase. El variază exponenţial cu temperatura : dm = − D ×

dc × dS × dτ dx

în care: D0 - o constantă ce depinde de tipul reţelei cristaline, de frecvenţa oscilaţiilor atomului ce difuzează, etc. [cm2/s] R - constanta gazelor [J/atom gram x °C]; Q - energia de activare, respectiv energia necesară deplasării unui atom gram de particule dintr-o poziţie în alta [J/atom gram]; T - temperatura absolută [°C]. Există două modalităţi de realizare a difuziunii prin interstiţiu şi prin substituţie. În primul caz atomii ce difuzează se aşează în spaţiile interatomice ale reţelei cristaline şi pot migra cu uşurinţă în reţea dintr-o poziţie în alta. Acest mecanism este caracteristic acelor elemente a căror raze covalente sunt apropiate cu ale locurilor libere din reţeaua fierului (0,52 Å) şi ele formează soluţii solide interstiţiale : C (0,77 Å); N (0,75 Å); B (0,82 Å). Difuziunea prin substituţie presupune fie ocuparea locurilor vacante din reţea, fie înlocuirea atomilor reţelei situaţi pe acelaşi plan cristalografic. Este cazul Si, Mn, Ni, Cr, etc. Principala deosebire între cele două mecanisme de realizare a difuziei este mărimea energiei de activare necesară, respectiv valoarea coeficientului de difuzie. Dacă în cazul difuziei interstiţiale este necesară atingerea valorii energiei de activare, în cazul celui de substituţie este necesar să existe şi locuri vacante în reţea, pentru ca deplasarea atomului difuzat să fie posibilă. În acest al doilea caz, probabilitatea de realizare a difuziei este mai mică. Dintre factorii mai importanţi, care influenţează difuzia, se amintesc : natura elementului difuzat, concentraţia sa la suprafaţa piesei, temperatura, durata tratamentului, existenţa imperfecţiunilor în reţeaua masei metalice de bază, granulaţia oţelului, starea suprafeţei piesei, etc. Rezultatul tratamentului termochimic depinde de raportul care există între intensitatea de desfăşurare a celor trei etape mai sus amintite, fapt ce impune un control riguros al parametrilor tehnologici. Situaţiile care pot apare sunt următoarele (notaţiile folosite sunt Ds - disociere, A - absorbţie şi

165

D - difuzie) : a. Ds < A - numărul atomilor activi este prea mic, îmbogăţirea stratului insuficientă: b. Ds > A - apare un exces de atomi activi care pot regenera moleculele de gaz (sau se depun pe suprafaţa piesei sub formă de funingine, în cazul carburării); c. A < D - concentraţia atomilor difuzaţi în straturile superficiale nu poate atinge valoarea maximă. Sunt necesare durate mari de menţinere; d. A > D - se menţine o concentraţie maximă în straturile superficiale, chiar la durate de menţinere scurte. Înainte de prezentarea tratamentelor termochimice trebuie subliniat faptul că în ţara noastră s-au obţinut rezultate frumoase şi recunoscute pe plan mondial în acest domeniu. 4.1. Carburarea Carburarea are drept scop îmbogăţirea în carbon a straturilor superficiale ale piesei până la concentraţii de 0,7 - 1,0 %, în vederea obţinerii unei durităţi ridicate prin călire ulterioară. Deci carburarea este un tratament termic complex, care constă dintr-un tratament termochimic de îmbogăţire a straturilor superficiale în atomi de carbon numit carburare, un tratament termofizic de călire la martensită a acestui strat în vederea obţinerii durităţii ridicate şi o revenire la temperaturi joase. Stratul carburat asigură suprafeţei piesei o duritate mai mică datorată conţinutului scăzut de carbon, asigurând astfel o tenacitate statică şi dinamică ridicată. În consecinţă, oţelurile potrivite pentru carburare vor avea un conţinut scăzut de carbon, cuprins între 0,1 - 0,25 % rareori până la 0,3% în cazul oţelurilor aliate. Alierea oţelurilor de carburare are drept scop îmbunătăţirea caracteristicilor mecanice ale miezului şi îmbunătăţirea călibilităţii oţelului : se vor folosi atunci când condiţiile de rezistenţă impun acest lucru. Oţelurile de carburare indigene, recomandate pentru carburare sunt: OLC 10; OLC 15; OLC 20; 13CrNi23; 13CrNi33; 18MoCrNi6; 18MoCrNi13; 17MnCr10; 15MoMnCr12; 21MoMnCr12; 21TiMnCr12; 28TiMnCr12. 4.1.1. Adâncimea stratului carburat În figura 4.3. se prezintă curba de variaţie a concentraţiei de carbon de la suprafaţa piesei către centrul ei. Întrucât este greu de determinat adâncimea totală de difuzie a carbonului δc, corespunzătoare punctului de intersecţie a curbei cu concentraţia în carbon iniţială a oţelului (a miezului), s-a fixat o

166

concentraţie limită de 0,4% C (C0,4) până la care stratul se consideră a fi carburat. Această concentraţie încă mai asigură o duritate suficient de ridicată a stratului după călire. În consecinţă, se consideră strat carburat sau adâncime utilă δ0,4, stratul a cărei concentraţie în carbon este mai mare de 0,4. Acesta nu trebuie confundat cu stratul carburat sau adâncimea de carburare, care interesează de fapt proiectantul şi care se defineşte ca fiind adâncimea care se obţine după carburare şi călire. Ea nu este deci identică cu adâncimea de carburare şi se determină prin măsurarea durităţii sau pe cale metalografică, duritatea minimă până unde se consideră că stratul este carburat (după călire) este de 55 HRC, respectiv 625 HV.

Fig. 4.3. Temperatura şi durata menţinerii la carburare. Curba din fig.4.3. este bine determinată pentru o anumită temperatură şi durată de menţinere. Concentraţia maximă în carbon Cs este la suprafaţa piesei şi în practică ea rămâne mai mică decât concentraţia de saturaţie Csat, a austenitei la temperatura respectivă. La durata de menţinere însă, concentraţia la suprafaţă poate atinge cea de saturaţie a austenitei. Prin Cpot s-a notat potenţialul în carbon al mediului de carburare. Adâncimea stratului carburat variază între limitele 0,1 - 1,2 mm, uneori putând depăşi valoarea de 2 mm.

167

4.1.2. Temperatura de carburare Pentru difuzia carbonului în cele mai bune condiţii, piesa trebuie încălzită până în domeniul austenitei: Tpf = Ac3 + 50°C, ea permiţând o difuzie uşoară a carbonului şi fiind structura de plecare pentru tratamentul termofizic de călire ce urmează carburării. Temperatura influenţează asupra adâncimii stratului carburat, dacă adsorbţia se desfăşoară cu viteză mai mare decât difuzia, adâncimea stratului carburat creşte cu temperatura, pentru aceeaşi durată de menţinere. Concentraţia în carbon la suprafaţa piesei Cs creşte şi ea odată cu temperatura. Dacă fenomenul de adsorbţie se desfăşoară cu viteză mai mică decât difuziunea, conţinutul de carbon la suprafaţă scade cu temperatura, iar adâncimea stratului carburat creşte. Dar în acest caz sunt necesare durate de menţinere mai îndelungate. La alegerea temperaturii de carburare trebuiesc avute în vedere şi alte aspecte; din punct de vedere economic temperaturile ridicate sunt avantajoase întrucât accelerează procesul de difuzie şi scurtează durata ciclului de carburare. Din punctul de vedere al granulaţiei austenitei însă ele sunt neindicate, grăunţii crescând foarte mult, iar caracteristicile finale ale stratului carburat fiind mai slabe. În practică temperaturile de carburare sunt de ordinul 900 - 920°C cu tendinţa de a ridica temperatura la valori de 950 - 1000°C pentru a mări viteza de difuziune a carbonului. Temperaturile ridicate sunt indicate numai în cazul oţelurilor cu granulaţie fină, iar cele de 1000°C este bine să fie evitate datorită tendinţei de formare a reţelei de cementită (hipercarburarea). 4.1.3. Durata procesului carburării Durata procesului de carburare T se consideră din momentul în care piesele au atins temperatura de carburare dată, deci fără durata de încălzire propriu-zisă. În cazul când procesul de carburare se execută în aşa fel încât concentraţia în carbon la suprafaţa piesei să fie egală cu concentraţia de saturaţie, durata procesului carburării se poate determina folosind o relaţie parabolică, propusă de Harris: δ0,4 = K√T respectiv τ = δ0,4 / K [h] în care : δ0,4 - adâncimea stratului carburat cu C >0,4%, în mm;

168

t - durata carburării, în ore; K - un coeficient ce depinde de temperatura de carburare şi ale cărui valori sunt date în tabelul 4.1. Tabelul 4.1. Temperatura de carburare T [°C] K

860

900

920

0,018

0,021

0,025

Întrucât durata carburării depinde de foarte mulţi factori (temperatură, mediu de carburare, potenţialul de carbon, etc.), la determinarea ei este recomandat experimentul. Înainte de lansarea tehnologiei de carburare pentru un reper se fac încercări pe probe martor la diferite temperaturi şi pentru diferite durate de menţinere. Ştiut fiind faptul că este posibilă utilizarea unor regimuri echivalente temperatură-durată, se va alege regimul corespunzător posibilităţilor utilajelor din dotare. Orientativ se pot utiliza şi valorile vitezelor de carburare determinate experimental: - pentru straturi de 1 - 2 mm vc = 0,3 ÷ 0,4 mm/h - pentru valori mari 2 - 3 mm vc = 0,2 ÷ 0,3 min/h 4.1.4.Structura stratului carburat O piesă corect carburată trebuie să prezinte în zona superficială structura corespunzătoare unui oţel eutectoid cu 0,8%C - perlită, în zona de trecere cu o structură perlito-feritică corespunzătoare unui oţel hipoeutectoid cu 0,6 ÷ 0,7%C, iar în zona neafectată de carburare structura iniţială feritoperlitică, corespunzătoare oţelului cu un conţinut sub 0,25%C. Dacă conţinutul în carbon este mai mare de 0,8%C şi nu depăşeşte 1,2%C, structura stratului superficial va fi cea a unui oţel hipereutectoid compusă din perlită şi o reţea ţină de cementită secundară. În cazul când concentraţia în carbon la suprafaţă este mai mare de 1,1 - 1,2% (fenomenul de hipercarburare), se observă o creştere cantitativă a reţelei de cementită secundară, reţea ce creează dificultăţi la călire, iar mai apoi în exploatarea piesei prin scăderea accentuată a rezistenţei la oboseală. Adâncimea stratului se consideră să fie stratul cu un conţinut de carbon mai mare de 0,4% (în practică greu de determinat), fie grosimea zonei superficiale plus jumătate din zona de trecere. Aceasta poate fi uşor determinată prin răcirea lentă a pieselor sau probelor carburate şi examenul macro sau microscopic.

169

După efectuarea călirii, structura unui strat corect carburat constă în martensită, austenită reziduală şi carburi. Ultimii doi constituenţi apar în cazul oţelurilor aliate de carburare. Şi cum itinerarul tehnologic al unei piese carburate se încheie cu o revenire joasă, structura finală va consta în martensită de revenire, austenită reziduală şi carburi fin dispersate. În conformitate cu STAS 7235-90 adâncimea stratului carburat corespunde cu grosimea stratului carburat, fapt incorect, întrucât nu defineşte adâncimea utilă (carburată) obţinută după călire, ci numai pe cea perlitică şi totală. 4.2. Metode de carburare Ţinând seama de mediul de carburare folosit se disting trei metode de, carburare : în mediu solid, lichid şi gazos. În cele ce urmează se trec în revistă aceste metode, insistându-se asupra celor moderne utilizate şi în ţara noastră. 4.2.1. Carburarea în medii solide Este cel mai vechi procedeu de carburare al oţelului, fiind utilizat mai mult pentru piese unicat sau loturi mici de piese, în ateliere nespecializate, etc. Mediul de carburare este alcătuit dintr-o substanţă care cedează atomi activi de carburare şi o substanţă de activizare a procesului. Materialele care cedează carbonul pot fi: manganul, diferite sorturi de cocs sau cărbunele de provenienţă animală. Dintre varietăţile de mangal cel mai bun este mangalul de lemn de mesteacăn, deoarece are o rezistenţă mecanică mare şi formează puţină cenuşă. Pentru accelerarea procesului de carburare se adaugă diverse săruri de activare, cum sunt: carbonaţii metalelor alcalino-pământoase sau alcaline, precum şi clorurile : BaO, CaCO3, CaO, NaCl, BaCO2 şi cel mai cunoscut activator BaCO3. Piesele se aşează în cutii speciale (fig.4.4.) umplute cu amestec de carburare în aşa fel încât între ele şi marginea cutiei să fie o distanţă suficientă pentru mediul de carburare. Cutiile etanşate se supun încălzirii la temperaturi de 900-950°C, temperatură la care oxigenul din aerul închis în cutie reacţionează cu carbonul, având loc o ardere incompletă: 2C + O2 → 2CO 2CO → CO2 + Cactiv iar carbonul liber este adsorbit de fierul y şi difuzează în piesă C a + Feγ → Feγ (C)

170

Fig. 4.4. Aşezarea pieselor în cutii speciale. Adăugarea carbonaţilor activează procesul de carburare după schema de mai jos : BaCO3 + C → BaO +2CO 2CO → CO2 + Cactiv CO2 + BaO → BaCO3 Ca + Feγ → Feγ (C) Se observă că prin adăugarea de carbonat de bariu se obţine o sursă în plus de carbon activ, iar carbonul este teoretic inepuizabil. Durata de menţinere la temperatura de carburare este funcţie de adâncimea de carburare dorită. Ca valoare orientativă se poate lua 8 - 10 ore pentru l mm grosime a stratului carburat. Mediile de carburare solide utilizate în practica industrială sunt prezentate în tabelul 4.2.

171

Tabelul 4.2. Nr. crt. 1.

2.

3. 4. 5. 6.

Compoziţia mediului Cărbune de lemn (mangal) Carbonat de bariu (BaCO3) Carbonat de sodiu (NazCO3) Păcură, ţiţei sau melasă Cărbune de lemn (mangal) Cocs din carburi Carbonat de bariu Carbonat de sodiu Carbonat de calciu (CaCO3) Păcură, ţiţei sau melasă Cărbune de lemn (mangal) Carbonat de natriu Carbonat de calciu Cărbune de lemn (mangal) Carbonat de bariu Cărbune de lemn (mangal) Carbonat de sodiu Cărbune de lemn (mangal) Carbonat de bariu Carbonat de sodiu

% în greutate 75 – 80 12 – 18 1–2 4–5 55 – 65 20 – 25 6 – 10 l–2 3–5 1–2 80 – 85 10 – 12 3–8 80 – 90 20 – 10 80 – 85 15 – 20 80 – 85 5 – 10 10 – 12

Mediile de carburare solide trebuie să satisfacă următoarele cerinţe: - să fie uscat, umiditatea maximă admisă fiind 5%; - granulaţia uniformă, mărimea granulelor fiind de 8-15 mm pentru a asigura permeabilitatea necesară circulaţiei gazelor. Granulele mici trebuiesc eliminate prin cernere, iar cele mari care micşorează suprafaţa de reacţie trebuiesc sfărâmate; - conţinutul de sulf cât mai scăzut pentru a împiedica formarea gudroanelor; - substanţele activante trebuie să peliculeze granulele de mangal; - la reutilizarea amestecului se adaugă întotdeauna 10 % amestec proaspăt; - când este pericol de supracarburare, cantitatea de substanţă activantă trebuie redusă. După realizarea operaţiei de carburare, cutiile trebuiesc răcite cât mai repede pentru a micşora efectul decarburant al gazelor ce se produc datorită deplasării echilibrului CO-CO2-C către concentraţii mai mari de CO2.

172

O variantă a carburării în mediul solid este carburarea în paste. Amestecul uscat este înlocuit cu amestec păstos, care se depune în strat subţire numai pe suprafeţele ce trebuie carburate şi apoi se usucă. Pasta se prepară din substanţele solide purtătoare de carbon, carbonaţii (activatori) şi lianţii organici, componenţi amestecaţi în cantitatea necesară obţinerii consistenţei pastei. În tabelul 4.3. se prezintă reţete recomandate la prepararea pastelor de carburare. Tabelul 4.3. Componenţii pastei Negru de fum Pulbere de mangal BaCO3 CaCO3 Na2CO3 K4Fe(CN)6 Ulei vechi Păcură Melasă

Cota de participare (%) 1 45 20 20 15 -

2 97,5 2,5 1,5

3 28 3,5 1,5 67 -

4 75 5 10 -

5 30 20 10 -

6 60 30 5 -

Pasta se depune în straturi succesive sau prin imersarea pieselor în vasul cu pastă. Grosimea stratului de pastă trebuie să fie de 6-8 ori mai mare decât adâncimea stratului carburat şi trebuie aplicată numai pe suprafeţele ce trebuiesc carburate. Carburarea în pastă poate ti aplicată şi în cazul producţiei de serie, pretându-se la mecanizare şi automatizare; este mult mai economică datorită duratelor mai scurte. 4.2.2. Carburarea în medii lichide Mediul de carburare constă dintr-o baie de săruri topite şi încălzite la temperatura corespunzătoare carburării. Cea mai uzitată baie de carburare constă din 78-85 % NazCO3, 10-15 % NaCl şi 6-8 % SiC, iar reacţiile caracteristice sunt : 2Na2CO3 +SiC Na2SiO3 + Na2O + 2CO + Cactiv 2CO CO2 + Cactiv.

173

Silicatul de sodiu, oxidul de sodiu şi grafitul se separă sub formă de zgură, iar o parte din carburat de siliciu se depune la fundul băii, unde treptat devine vâscoasă şi mai puţin activă. Pentru activizarea ei, la fiecare trei ore se adaugă carbură de siliciu în proporţie de 0,5% din greutatea băii şi carbonat de sodiu până la nivelul necesar al băii. Odată la 1-1,5 luni baia se înlocuieşte complet. Temperatura de carburare este cuprinsă între 900-950°C, iar durata de menţinere este de 1 oră / 0,2 mm grosime a stratului carburat. Adâncimi mai mari de 0,2 mm nu sunt recomandate, deoarece la durate de menţinere îndelungate baia se degradează. Pentru accelerarea procesului de carburare se pot folosi ultrasunetele, procedeul electrolizei, carburarea cu încălzire în electrolit, carburarea cu încălzire prin inducţie, carburarea în fontă topită, etc. Carburarea în medii lichide se foloseşte mai mult în cazul pieselor mici din mecanica fină, suprafaţa pieselor rămânând foarte curată. 4.2.3. Carburarea în medii gazoase Este o tehnologie modernă care tinde să înlocuiască metodele prezentate până acum, pretându-se foarte bine automatizării, producţiei de serie şi intercalării în fluxul de fabricaţie al pieselor. Schema generală a carburării în medii gazoase este prezentată în fig. 4.5. Gazul carburant trece prin reductorul de presiune 1 şi robinetul 2 , prin uscătorul 3 şi debitmetrul rotametric 4, intrând în spaţiul închis 6 (cutie, retortă, muflă, creuzet) în care sunt şarjate piesele 7. Creuzetul este montat într-un cuptor electric sau cu flacără 9, şi încălzit până la temperatura necesară carburării, aceasta măsurându-se cu termocuplul 10 şi milivoltmetrul 11. Presiunea gazului carburant este măsurată cu manometrul 5. Pentru a intensifica fenomenul de adsorbţie gazul este recirculat în creuzet cu ajutorul ventilatorului 8. Pentru asigurarea unui curent continuu de gaz carburant, incinta de carburare este prevăzută cu o conductă de evacuare la capătul căreia gazele folosite şi excesul de gaz sunt aprinse. Flacăra 12 prin culoarea sa furnizează indicaţii calitative asupra mersului carburării. Mediile de carburare se împart în trei grupe principale, în funcţie de modul de obţinere:

174

Fig.4.5.Instalaţie de carburare în medii gazoase - medii naturale, utilizate ca atare, fără a fi preluat sau pregătite: gazul natural (cu peste 92% CH4), gazul de sondă, gazul de cocserie, gazul de iluminat; - medii produse prin gazeificare (piroliza) unor hidrocarburi lichide picurate în spaţiul de carburare: petrol lampant, benzol, metanol, etc.; - atmosfere controlate formate dintr-un amestec de gaze suport (gaz purtător) şi gaz carburant (metan, propan). Mediile gazoase au la bază în principal hidrocarburile gazoase saturate; cele nesaturate nu sunt carburizatori buni, deoarece tind să se disocieze cu formare de funingine şi gudroane, care se depun pe suprafaţa pieselor şi împiedică desfăşurarea adsorbţiei şi difuziei. Chimismul separării carbonului atomic în cazul carburării în gaze se reduce în principiu la descompunerea metanului şi a oxidului de carbon: CH4 Ca + 2H2 2C Ca + CO2 Carburarea în gaz metan Prin încălzire rapidă până la 1000 °C, metanul nu suferă nici o transformare: la temperaturi mai ridicate se descompune în hidrogen şi acetilenă. În prezenţa catalizatorilor de fier gazul metan se descompune după reacţia arătată mai sus. Sensul reacţiei depinde de temperatură, presiune şi de prezenţa catalizatorilor, la temperaturi mari echilibrul deplasându-se spre dreapta. În cazul carburării rolul de catalizator în descompunerea metanului joacă însăşi suprafaţa pieselor ce urmează a fi carburată. Dacă metanul are un conţinut prea ridicat, procesul de carburare este

175

încetinit sau chiar înlocuit de procesul de decarburare: CH4 + 2H2O CO2 + 4H2 CH4 + 2H2O CO + 4H2 hidrogenul rezultat reacţionează cu Fe3C: Fe3C + 2H2 Fe + CH4 iar vaporii de apă în exces pot reacţiona cu carbonul obţinut din metan: H2O+C CO+H2 2H2O + C CO2 + 2H2 Pentru prevenirea acestui fenomen gazul metan trebuie uscat înainte de utilizare prin trecerea lui peste clorură de calciu calcinată. 4.2.4. Practica carburării Înainte de carburare piesele trebuiesc curăţate dc ulei, grăsimi sau alte impurităţi. Protejarea contra carburării a suprafeţelor ce nu trebuiesc tratate în cazul mediilor de carburare solide, se poate realiza cu argilă sau cu amestecuri pe bază de argilă. Protejarea numai cu argilă nu este prea eficace, deoarece chiar atunci când se usucă încet, se crapă uşor. Avantajul este că are preţ de cost scăzut. Pentru ca argila să nu cadă de pe suprafeţele ce se protejează, ele se înfăşoară cu sârmă direct pe locul ce urmează a se proteja. Uneori înaintea aplicării stratului de argilă, pe suprafaţa respectivă se pune azbest cu scopul de a evita murdărirea piesei. Acest procedeu de protejare este util doar în cazul pieselor unicat şi a loturilor mici de piese, solicitând muncă manuală. Suprafeţele ce trebuiesc protejate se pot acoperi şi cu paste protectoare preparate din : · făină de cuarţ pentru turnătorie 41,0% · oxid de titan 11,5% · oxid roşu de fier 2,5% · alumină calcinată 5,0% · verde de crom 40,0% Toţi aceşti componenţi se amestecă cu o soluţie de silicat de sodiu de aproximativ 4-50 g la 100 g. Pasta se aplică prin pensulare într-un strat cu grosimea de 0,75 mm; înainte de introducerea pieselor în spaţiul de carburare, părţile protejate sunt uscate lent, ie natural, fie pe plite. Un alt sistem de protejare este depunerea galvanică a unui strat de cupru cu o grosime de minimum 0,25 mm. Fiind necesare instalaţii suplimentare, această metodă este rentabilă numai în cazul producţiei de serie, când automatizarea este realizabilă.

176

4.2.5. Tratamente termofizice după carburare Piesele carburate nu pot fi utilizate în această stare, deoarece stratul carburat încă nu are duritatea necesară, iar granulaţia miezului piesei este grosolană datorită menţinerii îndelungate la temperatura de carburare. În cazul când după carburare mai sunt necesare şi unele operaţii de prelucrare mecanică, trebuie avută în vedere şi prelucrabilitatea nesatisfăcătoare a stratului. Tratamentele termofizice obligatorii după carburare sunt călirea şi revenirea la temperaturi jose. În afara acestora se pot aplica şi recoaceri pentru a corecta neajunsurile arătate mai sus. De cele mai multe ori însă piesele fiind prelucrate "la gata" înainte de carburare, tratamentele termofizice ce se aplică sunt călirea şi revenirea joasă. La stabilirea regimului de călire trebuie avute în vedere faptul că miezul piesei este un oţel hipoeutectoid (0,1 - 0,25 %C), iar stratul carburat corespunde unui oţel hipereutectoid (0,8 - 1,0 %C). De asemenea trebuie ţinut cont de gradul de aliere al oţelului, el modificând poziţia punctelor critice, vitezele critice de călire, etc. 4.3. Nitrurarea Este procedeul termochimic de saturare superficială a pieselor confecţionate din oţeluri aliate, în scopul creşterii durităţii superficiale, a rezistenţei la uzare, a rezistenţei la cald şi la coroziune. Azotul atomic se obţine prin disocierea amoniacului: 2NH3 2Nactiv + 6H N2 + 3H2 mediul de nitrurare fiind alcătuit din azot şi hidrogen atomic; aceşti doi componenţi trecând foarte repede în stare moleculară şi deci pierzându-şi activitatea, este necesar un curent continuu de gaz de nitrurare. Azotul activ pătrunde în stratul superficial formând o serie de soluţii solide (a sau y), sau formează cu fierul o serie de nitruri (Fe2N sau ε; Fe4N sau γ) sau carbonitruri. Adâncimea stratului îmbogăţit în azot are valori cuprinse între 0,16- 0,3 mm, iar structura stratului constă din mai multe substraturi în care sunt prezente Fe4N şi Fe2N ce au o duritate foarte ridicată, 68-72 HRC şi solidă de ferită aliată cu azot.

177

4.3.1. Temperatura de nitrurare Se recomandă să fie cu 50 °C mai scăzută decât temperatura eutectoidă din diagrama Fe-N : Tpf = 680 - 50 = 630 °C Temperaturile uzuale sunt cuprinse în intervalul 500 - 600 °C. Adâncimea stratului nitrurat creşte odată cu temperatura, dar simultan are loc o accentuată scădere a durităţii. Duritatea maximă, pentru o anumită temperatură, se obţine după o anumită durată, care este cu atât mai mare cu cât temperatura este mai scăzută. La temperaturi de nitrurare mai mari de 660 °C nu se obţine o duritate suficientă datorită formării de nitruri grosolane şi a difuziunii intense a azotului în straturile profunde ale piesei. În cazul nitrurării anticorosive (se aplică pieselor din oţeluri carbon: tije, bolţuri, robinete, piese pentru becuri de sudură, etc.) temperaturile sunt mai ridicate, având valori cuprinse între 650 - 700 °C. Se favorizează apariţia unor nitruri de tipul ξ + ε + y', cu un potenţial electrochimic mai ridicat decât oţelul nenitrurat, ceea ce produce pasivitatea suprafeţei faţă de agenţi corosivi ca: atmosfera umedă, apa de la reţea, abur, soluţii alcaline slabe. 4.3.2. Durata nitrurării Întrucât la temperaturile de nitr-urare uzuale 500 - 550 °C atât viteza de difuzie cât şi solubilitatea azotului în ferită sunt mici, duratele de menţinere sunt foarte lungi. Acestea sunt dependente de temperatură şi de adâncimea stratului nitrurat. În cazul adâncimilor de nitrurare curente, durata este de 50 - 60 ore; în cazul pieselor mici este de cca. 10 ore. Dacă straturile sunt groase durata poate atinge 100 de ore, procedeul devenind neeconomic. Pentru necesităţi practice, în cazul nitrurării într-o singură treaptă, se poate lua ca viteză medie de nitrurare valoarea de 0,01 mm/h. Fiind un tratament termochimic scump, se supun nitrurării numai piesele solicitate extrem de puternic, cum sunt sculele speciale, roţile dinţate cu dantură specială, organe ale motoarelor de avion, motoarelor Diesel, turbinelor. 4.3.3. Metode practice de nitrurare În practică nitrurarea în mediu gazos se execută în variante în funcţie de scopul urmărit. Cel mai frecvent se utilizează nitrurarea cu o singură treaptă (fig.4.6.) care este de altfel procedeul convenţional. Răcirea şarjei se

178

face prin oprirea cuptorului şi introducerea unui debit suplimentar de amoniac - sau mai bine de azot molecular - pentru a preveni pătrunderea aerului prin neetanşeităţi, datorită contracţiei gazelor din retortă. Răcirea se face până la 200 °C, apoi piesele se scot la aer. Ciclul de nitrurare în două trepte se aplică pentru accelerarea procesului de nitrurare, fiecare din trepte fiind caracterizată printr-un grad de disociere şi temperatura de lucru. Prima treaptă are drept scop obţinerea unei durităţi superficiale ridicate.

Fig. 4.6. Cicluri de nitrurare

179

Gradul de disociere fiind ridicat, stratul superficial este foarte bogat în azot, fiind alcătuit din nitruri ε şi γ, care sunt foarte fragile. Treapta a doua se realizează la temperatură mai ridicată şi cu un grad de disociere mai mare; azotul aflat în exces la suprafaţă difuzează spre straturile interioare, îndepărtând stratul fragil de la suprafaţă. În această a doua treaptă creşte adâncimea stratului nitrurat. Această metodă are şi o variantă mai modernă; în prima treaptă are loc saturarea în azot, pentru ca în cea de a doua, excesul de azot să fie îndepărtat prin "denitrurare" în atmosfera cuptorului şi prin difuzie spre straturile interioare. În această perioadă creşte foarte mult grosimea stratului nitrurat. Ciclul cu trei trepte se aplică atunci când este necesară eliminarea fragilităţii stratului nitrurat. 4.3.4 Practica nitrurării Nitrurarea este de regulă un tratament termochimic final, deci piesele pot fi prelucrate complet înainte de nitrurare. Uneori, după nitrurare se poate aplica o şlefuire, în care scop se lasă un adaos de 0,02-0,04 mm. Nitrurarea modifică foarte puţin dimensiunile pieselor, calitatea suprafeţelor fiind corespunzătoare. Având în vedere că piesele nitrurate trebuie să aibă şi o tenacitate ridicată, li se aplică în prealabil un tratament termofizic de îmbunătăţire, în vederea obţinerii unei structuri sorbitice. Îmbunătăţirea se va plasa între degroşare şi finisare, pentru a permite eliminarea stratului decarburat ce se formează la îmbunătăţire, oţelurile pentru nitrurare având o pronunţată tendinţă spre decarburare datorită prezenţei aluminiului în compoziţia chimică. La piesele la care se execută nitrurarea locală numai pe anumite suprafeţe, restul suprafeţelor se protejează prin acoperire cu straturi ce trebuie să fie aderente, dense şi să nu intre în reacţie cu amoniacul disociat. Metodele de acoperire folosite sunt: - acoperirea cu materiale nemetalice, cum sunt sticla solubilă, diverse paste, care sunt aplicate prin pensulare; - acoperirea prin depunere electrolitică a cuptorului şi apoi a nichelului sau prin cositorire galvanică. Devine rentabilă numai în cazul producţiei de serie mare pe utilaje mecanizate şi automatizate; - prin prevederea unor adaosuri de prelucrare de 0,2-0,8 mm în zonele respective. Se aplică în cazul când suprafeţele ce trebuiesc protejate sunt foarte mari, iar protejarea devine costisitoare.

180

Suprafeţele supuse nitrurării trebuiesc curăţite de grăsimi, ulei şi eventuale pete de rugină. Pentru degresare se foloseşte benzina sau metoda de electrodegresare. Piesele ce se nitrurează este bine să fie fosfatate în prealabil, stratul fosfatat mărind suprafaţa de adsorbţie datorită porozităţii sale. Defectele ce pot însoţi nitrurarea sunt: deformarea piesei, fragilitatea şi crăparea stratului, duritate scăzută, porozitate, etc. Pentru prevenirea acestora sunt necesare: - nitrurarea la adâncimea minimă necesară; - reducerea temperaturii de nitrurare la minimum posibil, fără a afecta prea mult productivitatea; - şarjarea pieselor în retortă (dacă sunt mai mari şi de formă complexă) să se facă cu ajutorul unor dispozitive care împiedică deformarea lor sub propria greutate şi asigură o permeabilitate ridicată şarjei, pentru ca mediul de nitrurare să spele suprafeţele de nitrurat; - se va acorda o atenţie deosebită manipulări, transportului şi depozitării pieselor nitrurate; cele mai uşoare lovituri pot provoca fisuri în stratul nitrurat, care conduce la uzarea sau distrugerea prematură a pieselor în exploatare. Din aceleaşi considerente, la montarea pieselor nitrurate nu se va lucra decât cu ciocane de lemn sau cauciuc 4.4. Îmbogăţirea simultană cu carbon şi azot (cianurarea) Acest tratament termochimic urmăreşte îmbogăţirea simultană cu carbon şi azot a straturilor superficiale ale piesei, îmbinând efectele carburării cu cele ale nitrurării. Tratamentul se realizează în medii capabile să cedeze atât carbon şi azot atomic, la temperaturi cuprinse între cea de nitrurare şi cea de carburare. Avantajele procedeului se rezumă la următoarele: - duritatea, rezistenţa la uzare şi coroziune sunt mai mari ca la carburare, dar mai mici în cazul nitrurării; - temperatura de lucru este mai scăzută ca în cazul carburării, deci deformaţii mai reduse; - durata este mai scurtă ca în cazul nitrurării; - stratul îmbogăţit cu carbon şi azot este mai subţire ca cel carburat, pentru aceeaşi durabilitate; - se aplică la o gamă largă de oţeluri: oţeluri de carburare, de îmbunătăţire, oţeluri de scule, oţeluri rapide şi altele; - stratul îşi păstrează duritatea până la temperaturi de 550 °C.

181

Îmbogăţirea cu carbon şi azot se poate realiza în medii solide, lichide şi gazoase. Dată fiind toxicitatea ridicată a sărurilor folosite, mediile solide nu sunt folosite; în schimb mediile lichide şi mai ales cele gazoase sunt tot mai mult folosite, permiţând un control mai precis al parametrilor tehnologici şi obţinerea unor rezultate constante. În practica industrială şi chiar în literatura de specialitate există o terminologie foarte variată, care poate crea confuzii atât în recunoaşterea tehnologiilor, cât şi în încercarea de clasificare a lor. În cele ce urmează, prin cianurare se va înţelege îmbogăţirea straturilor superficiale ale piesei în carbon şi azot folosind mediile lichide, iar prin carbonitrurare, respectiv nitrocarburare, se va înţelege îmbogăţirea în carbon şi azot folosind mediile gazoase, la temperaturi joase, respectiv înalte de lucru. Îmbogăţirea simultană cu carbon şi azot în medii lichide (cianurarea) Mediile folosite constau din amestecuri de săruri de cianuri şi cianaţi sau alte substanţe care prin descompunere formează cianaţi topiţi şi menţinute la anumite temperaturi bine precizate. Piesele de tratat se introduc în creuzete conţinând aceste săruri topite, unde sunt menţinute un timp în funcţie de adâncimea dorită pentru strat. În funcţie de temperatura la care se face cianurarea, se deosebesc trei tipuri de cianurări: - la temperaturi joase 550 - 560 °C; - la temperaturi medii 650 - 750 °C; - la temperaturi înalte 800 - 920 °C. a) Cianurarea la temperaturi joase Se aplică oţelurilor de construcţie, inoxidabile, austenitice şi rapide. Reperele cărora li se aplică cianurarea la temperaturi joase sunt: roţi dinţate, biele, arbori cotiţi, came, axe, tacheţi, bucşe de ghidare, bol(uri de piston şi scule aşchietoare din oţeluri rapide, etc. După tratarea lor creşte rezistenţa la uzură şi oboseală, iar deformările sunt mai reduse ca în cazul carburării. Mediile moderne, mult folosite azi, constau din săruri de cianuri alcaline cu adaos de săruri alcaline neutre (cloruri, carbonitraţi). În cele ce urmează se prezintă câteva reţete: 1. NaCN 50% + KCN 50% 2. NaCN (50 - 60%) + Na2C03 (20 - 30%) + NaCl ( 10 - 30%) 3. NaCN (30 - 45%) + KCNO (30 - 35%) + Na2CO3 (20 - 30 %) + NaCl 10% În baia topită şi menţinută la temperatura de 650 - 670 °C, au loc următoarele reacţii caracteristice: 2NaCN + O2 ↔ 2NaCNO 4NaCNO ↔ Na2CO3 + 2NaCN + CO + 2N 2CO ↔ CO2 + Cactiv

182

Acest tip de băi necesită o perioadă de rodaj a amestecului şi sunt toxice. De asemenea, cianurile fiind materiale de import, în ţara noastră se folosesc mediile lichide pe bază de uree având compoziţia: CON2H4 55% (uree) + Na2C03 45%. Reacţiile caracteristice în acest caz sunt: 2CON2H4 + Na2CO3 → 2NaCNO + 2NH3 + CO2 + H2O 4NaCNO ↔ Na2CO3 + 2NaCN + CO + 2N 2CO ↔ CO2 + Cactiv Băile pe bază de uree sunt de trei ori mai ieftine ca cele pe bază de cianuri din import, necesită măsuri de protecţia muncii numai după topirea şi la evacuarea lor, iar baia epuizată necesită o cantitate mai mică de substanţe de neutralizare. Creuzetele folosite pentru cianurare trebuiesc confecţionate din materiale nemetalice sau creuzete din oţel inoxidabil placate cu titan, întrucât la durate mai lungi de funcţionare a creuzetelor de oţel, baia se îmbogăţeşte în fier şi va duce la apariţia fenomenului de porozitate a stratului. Întrucât difuzia carbonului la aceste temperaturi joase este foarte scăzută, cianurarea la temperaturi joase este foarte apropiată de nitrurare. Stratul afectat este în fond un strat nitrurat, a cărui durificare se datorează în primul rând nitrurilor, iar carbonul pătrunde doar pe o adâncime de câţiva microni, unde se formează o zonă subţire de carbonitruri. Adâncimea stratului cianurat variază între 0,04 - 0,7 mm şi depinde de durata de menţinere a pieselor în baie. Pentru accelerarea procesului, în creuzetele din oţel inoxidabil şi placate cu titan se insuflă aer (ţeava din acelaşi material). Excesul de oxigen duce la oxidarea rapidă a NaCN şi la accelerarea reacţiilor. În condiţiile unor regimuri optime de cianurarea la temperaturi joase, duritatea stratului atinge valori de 350 HV la oţelurile de carburare, 480 - 500 HV la cele de îmbogăţire aliate şi de 960 - 1000 HV la oţelul 38MoCA109. b) Cianurarea la temperaturi medii Mediul folosit are compoziţia 30 - 50 % NaCN; 16 - 20 % KCNO şi cloruri. Acestea sunt topite în creuzete ceramice sau din oţel inox placat cu titan şi încălzite la temperatura de lucru de 650 - 750 °C. Ca şi la cianurarea la temperaturi joase, piesele sunt introduse în baie şi menţinute până la obţinerea stratului dorit. Structura stratului cianurat este asemănătoare cu cea din cazul temperaturilor joase, cu singura deosebire că difuzia atomilor de carbon este ceva mai intensă. Cianurarea la temperaturi medii este recomandată pentru piesele unde deformarea trebuie evitată.

183

c) Cianurarea la temperaturi înalte Ţinând seama că cianurarea se face la temperaturi de 800 - 920 °C, oţelul se saturează la suprafaţă cu carbon aproximativ până la aceeaşi concentraţie ca şi în cazul carburării şi doar cu puţin azot (0,08 - 0,4%), deci cianurarea la temperaturi înalte este mai aproape de o carburare în medii lichide decât o nitrurare. Înainte de introducerea în baie piesele se degresează, usucă, iar apoi se preîncălzesc la temperatura 350 - 400 °C, împreună cu dispozitivul pe care se aşează. După cianurare urmează o călire direct de la temperatura de lucru, în apă, ulei sau aer, în funcţie de oţelul tratat. Dacă piesele sunt susceptibile de deformare, se poate realiza o răcire în trepte: uneori piesele se răcesc în aer până la temperatura de 750 - 800 °C şi abia apoi se răcesc în apă. După călire, piesele cianurate sunt supuse la revenire joasă l50 - 200 °C timp de două ore. Mirostructura stratului cianurat, după răcirea lentă a pieselor, diferă puţin de cea a stratului carburat; se deosebeşte doar prin existenţa unei fâşii superficiale subţiri de carbonitruri. După călire şi revenire joasă, structura stratului este constituită din martensită de revenire şi austenită reziduală. Uneori, în stratul cianurat poate apare şi troostita. În figura 4.7 se prezintă concentraţia în carbon şi azot şi adâncimea stratului cianurat.

Fig. 4.7 Concentraţia în carbon şi azot şi adâncimea stratului cianurat

184

4.5. Carbonitrurarea Amestecul de gaze folosit cel mai frecvent constă din CH4 (65 - 75%) şi NH3 (25 - 35 %). Temperatura de regim este cuprinsă în intervalul 600 - 750 °C. Deşi la aceste temperaturi activitatea carbonului este scăzută, se folosesc procentaje de gaz carburat cu scopul de a dilua amoniacul, în vederea preîntâmpinării suprasaturaţiei stratului superficial cu azot şi pentru a înlătura formarea crustei fragile de nitruri. Dozarea componenţilor amestecului se face în instalaţii speciale de sine stătătoare, în aşa fel încât să asigure o compoziţie constantă acestuia şi să permită reglarea gradului de disociere. Durata de menţinere a pieselor în retortă este funcţie de adâncimea stratului şi este mai mică decât în cazul nitrurării; se recomandă determinarea experimentală pe probe, până la obţinerea rezultatului dorit. În cazul carbonitrurării nu este absolut necesară o călire finală, cu toate acestea, o răcire accelerată, în ulei sau apă caldă este utilă, pentru că permite menţinerea azotului în strat şi împiedică separarea acestuia sub formă de nitruri fragile, deci o ameliorare a rezistenţei la oboseală. Carbonitrurarea este un tratament termochimic care se aplică mai ales sculelor aşchietoare confecţionate din oţel rapid. 4.6. Nitrocarburarea Temperatura de regim este cuprinsă între 760 - 900 °C, mai frecvent între 820 - 850 °C. Amestecul de gaze folosit este format de regulă din 70 90% endogaz, 2 - 20% CH~ şi 2,5 - 10% NH3, proporţiile precise fiind stabilite în funcţie de natura oţelului, temperatura şi durata procesului tipul utilajului şi gradul de recirculare al atmosferei. Aceste atmosfere se realizează în generatoare care permit un reglaj foarte precis al compoziţiei şi gradului de disociere. La temperaturile de regim, coeficientul de difuzie al carbonului fiind mult mai mare decât al azotului difuzia sa este mult mai rapidă şi mai intensă. La aceasta contribuie însăşi prezenţa azotului. Viteza de nitrocarburare este superioară celei de carburare (în medie 0,15 - 0,25 mm/h faţă de 0,1 - 0,015 mm/h) ceea ce asigură obţinerea unor adâncimi de strat comparabile la durate mai scurte de menţinere. Adâncimea stratului nitrocarburat se recomandă să nu depăşească 0,7 0,8 mm, el având o rezistenţă la uzare, oboseală şi coroziune foarte bună. Duritatea ce se obţine este de ordinul 57- 64 HRC. După nitrocarburare se aplică o călire în ulei (călire directă) sau în băi de săruri a căror temperatură este cu puţin superioară punctului Ms al stratului

185

(călire în trepte). Ultimul procedeu transformă miezul la o structură perlitică sau bainitică, în funcţie de viteza răcire şi apoi stratul, în cursul răcirii ulterioare în aer, la structură martensitică cu austenită reziduală. În felul acesta se reduc deformaţiile şi se creează tensiuni de compresiune în strat, mărind sensibil rezistenţa la oboseală a pieselor. După călire se aplică o revenire joasă. Nitrocarburarea cu călire directă se aplică mai ales pieselor mici din oţeluri carbon care necesită adâncimi ale stratului de 0,4 - 0,7mm. Îmbogăţirea simultană a suprafeţei piesei cu atomi de carbon şi azot, folosind medii gazoase, este mult mai avantajoasă decât cianurarea, fapt pentru care se foloseşte tot mai mult pe plan mondial. Mediile de carbonitrurarea şi nitrocarburare sunt mai ieftine, au toxicitate mult mai scăzută şi permit automatizarea procesului tehnologic. Trebuie subliniat faptul că aceste procedee sunt rentabile mai ales în cazul producţiei de serie, datorită preţului de cost destul de ridicat al instalaţiilor. Mai recent s-a pus la punct o variantă mai modernă de îmbogăţire a stratului superficial cu atomi de azot şi carbon, numită ionitratrare. Metoda constă în încălzirea pieselor într-un mediu plasmatic în care atomii activi de azot şi carbon suferă puternice accelerări, prin care se măreşte viteza lor de impact cu suprafaţa piesei, intensificându-se mult procesul de difuzie. Prin acest procedeu se scurtează foarte mult durata întregului ciclu de tratament. 4.7. Sulfizarea Are ca scop îmbogăţirea în sulf a straturilor superficiale ale pieselor ce urmează să funcţioneze la sarcini medii, când ungerea este insuficientă, la frecare semilichidă, uscată sau când frecarea se produce într-un mediu cu temperatură ridicată. Sulfizarea fiind un tratament termochimic final, el se aplică, după călirea şi revenirea pieselor. Se poate aplica şi pieselor carburate sau nitrurate. Proprietăţile antigripante ale stratului se explică prin polarizarea electrostatică puternică a sulfurii de fier din strat (prin frecare) şi absorbţia lubrifiantului, asigurând o separare a suprafeţelor în mişcare relativă. În lipsa lubrifiantului, sulfura de fier se descompune, iar particulele de sulf se topesc creând o peliculă lubrifiantă. Sulful difuzând şi spre straturile mai profunde, permite o bună lubrifiere şi după o uzare ce depăşeşte în grosime stratul iniţial sulfizat. În afara efectului lubrifiant, sulfizarea îmbunătăţeşte şi capacitatea de rodaj a pieselor dintr-un ansamblu şi măreşte rezistenţa la oboseală.

186

a. Sulfizarea la temperaturi joase (150 - 200 °C) se aplică pieselor călite şi revenite la temperaturi joase. Mediile pot fi gazoase (pe bază de hidrogen sulfurat) sau lichide (75% sulfocianură de potasiu şi tiosulfat de sodiu 25%). La menţineri de 2 - 3 ore se obţine un strat sulfizat de 0,2mm. O variantă modernizată este sulfizarea în electrolit piesele montate la anod, absorb ionii de sulf obţinuţi prin descompunerea electrolitului şi pătrund prin difuzie în stratul superficial. b. Sulfizarea la temperaturi medii (450 - 580 °C) este cea mai uzitată , mediile de sulfizare fiind gazoase sau lichide. În cazul folosirii mediilor gazoase se poate utiliza o instalaţie de nitrurare în care se introduce hidrogen sulfurat şi amoniac. c. Sulfizarea la temperaturi înalte (830 - 900 °C) se aplică pieselor carburate sau carbonitrurate. Amestecul gazos ce se foloseşte se compune din 1 % H2S şi 99% H; Indiferent la ce temperatură se realizează sulfizarea piesele trebuiesc în prealabil decapate într-o soluţie de 2% sodă calcinată şi preîncălzite la 150 - 200 °C. Dintre piesele care se supun sulfizării se amintesc: segmenţi de piston, cămăşi de cilindru patru motoare, tacheţi de supape, roţi dinţate, piuliţele şi prezoanele pentru fixare chiulaselor, supape, piese pentru pompe, turbine, scule din oţeluri rapide, şuruburi şi piuliţe conducătoare pentru maşinile unelte, etc. 4.8. Sulfocianurarea Acest tratament termochimic are drept scop de a îmbogăţi stratul superficial în atomi de sulf; azot şi carbon, deci îmbină sulfizarea şi cianurarea. Se realizează în medii lichide, la temperaturi de 550 - 580 °C. Baia constă dintr-un amestec de uree tehnică şi carbonat de potasiu, care introduse într-un creuzet încălzit la 300 - 380 °C, reacţionează puternic. K2CO3 + 2CON2H4 → 2KCNO + 2NH3 + CO2 + H2O Cianatul de potasiu obţinut nu este toxic şi constituie sursa de atomi activi de azot şi carbon: 2KCNO + O2 → K2CO3 + CO +2N Baia se încălzeşte mai departe la temperatura de 500 - 550 °C, moment în care se adaugă sulfură de potasiu: KCNO + K2S → KCNS + K2O Rodocianura de potasiu obţinută asigură procesul dc saturaţie a oţelului cu sulf: KCNS + Fe + ½ O2 → FeS + KCNO

187

Sulfocianura de potasiu se introduce în baie din 7 în 7 ore, pentru a asigura un potenţial de sulf constant. Grosimea stratului sulfocianurat este de 0,1 - 0,15 mm, iar structura sa nu diferă mult de cea obţinută de cianurare. Înainte de sulfocianurare piesele se degresează într-o soluţie de 5% NaOH sau KOH la 70 - 80 °C, timp de 5 minute după care se spală şi usucă. Durata normală a procesului de sulfocianurare este de 1,5 - 2 ore, pentru un strat de 0,05 0,1 mm. După terminarea tratamentului, piesele se răcesc în aer, se spală în apă caldă, se usucă şi se ung cu ulei. Piesele sulfocianurate au o rezistenţă la oboseală mai ridicată îmbinând în general caracteristicile sulfizării cu ale cianurării. 4.9. Borurarea Este procedeul de saturare superficială cu bor a pieselor confecţionate, în general, din oţeluri cu un conţinut mediu de carbon (sau redus) pentru a mări duritatea superficială, deci rezistenţa la uzare (uzare abrazivă) şi rezistenţa la temperaturi ridicate. Adâncimea stratului borurat este maximum 0,16 mm şi are o duritate ce poate atinge 1400 - 1550 HV. a) Borurarea în mediu solid (pulberi sau paste) Borurarea în pulberi se foloseşte rar; pulberea este de bor amorf, ferobor, carbură de bor, în atmosferă de hidrogen şi operaţia realizându-se sub vid. Se foloseşte foarte frecvent amestecul constituit din carbură de bor şi borax. Se poate utiliza şi o pastă având în compoziţie 50% pulbere fină de carbură de bor şi 5% criolită, care se aplică pe suprafaţa de tratat, după care piesa este supusă încălzirii prin inducţie. Se obţin adâncimi de 0, I mm în câteva minute. b) Borurarea în mediu lichid Se face în borax topit la care se adaugă carbură de bor. Borul atomic activ dintr-o asemenea baie, se formează prin reducerea oxizilor de bor de către carbonul din carbura de bor. Dezavantajul mediului lichid constă în micşorarea rapidă a activităţii lui, precum şi faptul că are o fluiditate redusă. c) Borurarea în gaze Este mai avantajoasă ca cele de mai sus, datorită activităţii mai intense a mediilor, a duratei de tratament mai scurte, precum şi a temperaturii mai scăzute de lucru.

188

Aceste medii sunt însă toxice şi prezintă pericol de explozie. Un amestec folosit mai frecvent constă din triclorură de bor (BCl3) şi hidrogen în proporţie de 5:100. Procesul se desfăşoară la 950 °C şi la durate de 3 - 6 ore, cărora le corespunde un strat borizat cu o adâncime de 0,1 1 - 0,20 mm. Duritatea extrem de mare a borurilor de fier, compuşi chimici intermetalici: FeB şi Fe2B, a justificat elaborarea procedeelor de îmbogăţire a straturilor superficiale ale pieselor executate dintr-o gamă largă de oţeluri şi fonte, cu atomii metaloidului bor (B), numit tratament termic de borurare. În funcţie de felul şi compoziţia mediului de borurare, de compoziţia metalului de borurat, de temperatură şi durata tehnologiei de borurare, zona exterioară afectată poate ti compusă din mai multe straturi. Deoarece solubilitatea în fierul a respectiv y este foarte redusă (0,003-0,005% B), zona considerată borurată (în practica industrială de grosime de cca. 150 µm) se compune fie dintr-un strat dublu de compuşi de FeB (în exterior) şi Fe2 (sub aceasta), compact la suprafaţă şi dinţat, întrepătruns între cristalele de bază ale pieselor de oţel, fie dintr-un strat monofazic de compuşi FeB (A) sau din Fe2B (E,F) compact sau întrerupt (D,G,H), eventual cu interfaţă netedă către metalul de bază (bifazic K, monofazic L). Sub stratul de compuşi este întotdeauna un strat de difuzie (soluţie solidă de bor). La o durată de tratament prea scurtă, poate să apară pe suprafaţă numai stratul de difuzie (I). Stratul de compuşi are o duritate foarte ridicată (HV0,2 = 1800-2200), unde faza FeB este ceva mai dură decât faza Fe2B, dar şi mai casantă; de aceea la piese din oţel se caută ca potenţialul de bor al mediului de borurare să nu fie prea mare (activator mai slab sau mai puţin cantitativ), astfel ca stratul superficial să fie monofazic şi compact, compus din Fe2B. Interfaţa zimţată a compusului Fe2B cu metalul de bază conferă o aderenţă favorabilă cu miezul piesei (fenomen ce se observă şi la compuşii aluminiului cu fierul - aliate), datorită căreia stratul borurat nu prezintă tendinţa de exfoliere, suportând relativ bine mici deformări plastice (până la 4%) şi şocuri termice la suprafaţa piesei. Prin acest fapt poate fi explicat că piesele din oţel nealiat şi slab aliat, după borurare pot fi călite în ulei fără fisurarea stratului dur şi apoi pot fi revenite de preferat înalt, dând astfel miezului o rezistenţă mai ridicată la solicitări dinamice. Acest tratament termic ulterior (călire şi revenire) asigură un suport mai dur al zonei borurate (foarte dură şi rezistentă la uzură). Acest suport (sub - strat), în cazul presiunilor superficiale mari împiedică deteriorarea zonei borurate sub forma efectului denumit (efect de coajă de ou). Este interesant faptul că procedeul de borurare a suprafeţei împinge carbonul din stratul afectat către stratul de difuzie şi sub acesta, ca în

189

cazul silicierii. Astfel, prin această îmbogăţire în carbon şi prin dizolvarea borului, substratul va avea o austenită mai stabilă la călire decât miezul piesei, deci se căleşte mai uşor (viteza critică de răcire este mai mică), adică aici se favorizează transformarea martensitică chiar la oţeluri carbon, în cazul unei răciri mai lente (în ulei deoarece răcirea în apă totuşi nu se admite). În majoritatea cazurilor, după borurare piesele sunt supuse călirii şi revenirii joase. Călirea trebuie făcută cu mare prudenţă, deoarece creşterea de volum ce are loc poate provoca fisurarea şi crăparea stratului exterior borurat. Mecanismul difuziei borului nu este clarificat încă; formează soluţii solide interstiţiale sau soluţii de substituţie. Acest lucru se datorează faptului că raza sa atomică (0,91A) îl situează la hotarul dintre elementele ce formează soluţii interstiţiale şi cele ce formează soluţii de substituţie. Microstructura stratului borurat este alcătuită dintr-o ferită aliată cu bor şi din boruri de tipul Fe2B şi FeB cu aspect acicular. Piesele care se borurează sunt: filierele, bucşele, matriţe pentru prelucrare la cald, etc. 4.10. Cromarea Stratul îmbogăţit cu crom al oţelurilor carbon, austenitice, etc. conferă pieselor o bună rezistenţă la coroziune şi uzare abrazivă. Piesele cromate îşi păstrează duritatea până la temperaturi de 700 °C. Există multe variante şi metode de cromare. În cele ce urmează se vor prezenta metodele mai importante. a) Cromarea în pulbere şi pastă Este o metodă foarte simplă şi larg întrebuinţată. Amestecul de pulbere constă din 50% ferocrom 48 - 49% oxid de aluminiu şi 1 - 2% clorură de amoniu. Piesele se introduc în cutia de cromare împreună cu acest amestec şi se încălzeşte la 950 - 1 100 °C, temperatură la care clorura de amoniu se descompune şi intră în reacţie cu cromul din ferocrom. La durate de menţinere de 6 - 12 ore, grosimea stratului este de 0,05 - 0,3 mm. Dintre pastele folosite se recomandă următoarea reţetă: patru părţi pulbere de ferocrom cu granulaţia mai mică de 0,12 mm şi o parte pulbere de caolină sau alumină. La şase părţi din acest amestec se adaugă o parte soluţie apoasă de 10% (NH4)2HF2. Pasta se aplică pe suprafaţa piesei într-un strat de 0,25 mm grosime; piesele astfel pregătite se introduc în mufla cuptorului şi se încălzesc la 900 - 1050 °C.

190

b) Cromarea în medii lichide Baia de săruri topite constă din cloruri de bariu, magneziu şi calciu (BaCl2, MgCl2, CaCl2) la care se mai adaugă 10 - 20% CrCl2. Deasupra suprafeţei băii se trece un curent de hidrogen. Piesele trebuiesc încălzite la 1000 - 1100 °C. Dezavantajul metodei constă în slăbirea activităţii după un timp destul de scurt. c) Cromarea în medii gazoase Procedeul presupune o retortă de construcţie specială care să permită şarjarea pieselor la un capăt şi a pulberei de ferocrom la celălalt. Hidrogenul uscat şi purificat de oxigen se introduce în retorta încălzită la 900 - 1000 °C împreună cu vaporii de acid clorhidric, în aşa fel încât să treacă peste pulbere şi să formeze clorurile de crom. Clorura de crom împreună cu hidrogenul spală suprafaţa pieselor ce trebuiesc cromate, având loc reacţia: CrCl2 + H2 = 2HCl + Cr La temperaturi de cca. 950 °C, pentru o menţinere de patru ore, grosimea stratului cromat este de 0,5 mm. După tratament, structura stratului constă dintr-o ferită aliată cu crom şi carburi complexe ale cromului, foarte rezistente la uzură. După cromare piesele se curăţă cu o perie metalică sau se spală cu apă fierbinte pentru a îndepărta urmele de cloruri de crom sau săruri. Pentru mărirea durităţii zonei necromate a piesei şi îmbunătăţirea caracteristicilor mecanice, ea se supune unor tratamente termofizice ulterioare; normalizare, călire, revenire joasă. Ţinând cont de modificările de volum ce se produc la călire, există pericolul de fisurare a stratului cromat. Ţinând cont de destinaţia pieselor, se recomandă următoarele: - la piesele care funcţionează la medii puţin corosive, este suficient un strat de 0,06 - 0,08 mm; - la piesele supuse intens coroziunii şi la temperaturi înalte, stratul va avea 0,10 - 0,15 mm. Duritatea, măsurată cu greutăţi de 0,5 - 1 kgf; trebuie să fie de 1200HV. 4.11. Alitarea Este tratamentul termochimic de saturaţie superficială a pieselor cu aluminiu în vederea măririi refractarităţii şi rezistenţei la coroziune. Se supun alitării piesele din oţeluri cu carbon scăzut. Temperatura necesară este 750 1100 °C, iar adâncimea stratului alitat este de 0,02 - 0,8 mm. a) Alitarea în mediu solid Amestecurile folosite constau din pulbere de aluminiu sau feroaluminiu, clorură de amoniu şi oxid de aluminiu (alumină, caolin).

191

Alitarea se realizează în cutii de tablă de oţel sau crom - nichel, piesele aşezându-se împreună cu amestecul ca şi în cazul carburării. Reţetele de amestecuri mai frecvent utilizate sunt: - 49,5% pulbere de aluminiu + 49,5% oxid de aluminiu + 1 % NH4Cl; - 98 99% feroaluminiu + 2 - 1 % clorură de amoniu. În figura 4.8 este dată corelaţia dintre adâncimea stratului aliat, durata de menţinere şi temperatura de alitare, în cazul unui oţel OLC 10, folosind un amestec de 99,5% feroaluminiu (30 - 50% Fe) şi 0,5% NH4Cl.

Fig. 4.8. Adâncimea stratului alitat în mediu solid b) Alitarea în mediu lichid Piesele curăţate se introduc într-un cuptor tip creuzet în care se află aluminiu topit cu un adaos de Fe, care are drept scop protejarea pieselor şi a creuzetului (88 - 94% Al + 12 - 6% Fe). Piesele sunt menţinute în baia aflată la 660 - 750 °C un timp de 45 - 60 minute, obţinându-se un strat aliat de 0,15, 0,25 mm (figura 4.9). Pentru micşorarea fiabilităţii stratului aliat, piesele se supun recoacerii de difuziune un timp de 60 - 90 minute la 1000 -1100 °C. Metoda este extrem de comodă, duratele de menţinere fiind foarte scurte; în schimb topitura aderă abundent la suprafaţa pieselor, impunând operaţii suplimentare.

192

Fig. 4.9. Adâncimea stratului alitat în mediu lichid c) Alitarea în mediu gazos Piesele se şarjează într-un capăt al cuptorului tubular, în celălalt capă fiind introdus un amestec pulverulent compus din 45% aluminiu, 45% Ah03 şi 10% NH4Cl. Porţiunea cu piese este încălzită la 900 - 1000 °C, iar cea cu pulbere la cca. 600 °C, prin spaţiul de lucru tubular al cuptorului, din partea unde se află amestecul, se trece un curent continuu de hidrogen, se antrenează clorura de amoniu peste piesele ce trebuie aliate. Structura stratului aliat încă nu este suficient studiată; se presupune că el este bogat în fazele Fe3Al, FeAl şi Fe2Al5, întrucât conţinutul de aluminiu din strat este foarte ridicat (50%). Alitarea se aplică pieselor ce trebuie să aibă o refractaritate bună: grătarelor, focarelor, tuburilor radiante, tecilor pentru termocuple şi termorezistenţe, elementelor de încălzire, cutiilor de carburare, etc.

193

EVALUARE

1. Ce sunt tratamentele termochimice şi cum se clasifică? 2. Care sunt procesele elementare la tratamente termochimice? 3. Ce este carburarea şi când se aplică? 4. Definiţi adâncimea stratului carburat. 5. Care este conţinutul optim după carburare? 6. De câte feluri este carburarea? 7. Care este adâncimea maximă a stratului carburat? 8. Ce este nitrurarea? 9. Adâncimea maximă de nitrurare. 10. Care este temperatura de nitrurare? 11. Ce este cianurarea şi de câte feluri poate fi? 12. Ce este borurarea şi de câte feluri poate fi?

194

5. UTILAJE PENTRU TRATAMENTE TERMICE Diversitatea mare a tehnologiilor de tratament termic şi termofizic presupune o gamă foarte largă de utilaje, unele de uz general, utilizabile la mai toate tehnologiile de încălzire, respectiv răcire, altele cu destinaţie specială. O clasificare atotcuprinzătoare este greu de acut, iar tratarea tuturora este aproape o imposibilitate, depăşind cadrul acestui curs. Utilajele pentru tratamente termice sunt grupate în : - utilaje de bază - care realizează cele trei operaţii de bază ale tratamentelor termice; - utilaje complimentare - care elimină efectele secundare şi nedorite ale operaţiilor de tratament termic; - utilaje auxiliare - grupează toate dispozitivele, aparatele de măsură, etc. care concură la realizarea operaţiilor de bază. I. Utilajele de bază, reprezintă cele cu ajutorul cărora se realizează operaţiile de bază, care se pot împărţi în: utilaje de încălzire, menţinere şi răcire. II. Utilajele complimentare, execută operaţiile ce ajută la realizarea operaţiilor de bază, cum sunt: curăţirea, îndepărtarea, controlul rezultatului tratamentelor termice. Astfel se disting: · Instalaţii de curăţire · Instalaţii de îndepărtare · Instalaţii de control şi de sortare a pieselor III. Utilaje auxiliare cuprind: · aparatura de măsură şi control a temperaturii; · generatoarele de atmosfere controlate; · instalaţiile centrale de răcire a mediilor de răcire; · instalaţiile de exhaustare; · utilajele pentru dozarea diferitelor materiale; · sculele şi dispozitivele ce servesc la realizarea operaţiilor de bază. 5.1. Utilaje pentru încălzire Sunt cele mai importante în cazul tratamentelor termice, ele realizând două din cele trei operaţii de bază: încălzirea până la temperatura finală şi menţinerea la această temperatură. Uneori acestea pot fi utilizate chiar şi pentru operaţiile de răcire, atunci când vitezele de răcire tehnologice necesare sunt foarte mici. Un asemenea utilaj trebuie să îndeplinească următoarele condiţii: - să permită atingerea temperaturii impuse în timp cât mai scurt;

195

- temperatura în spaţiul de lucru să fie cât mai uniformă şi să poată fi reglată cu precizie mare; la nevoie, aceasta să varieze după un program prestabilit; - randament termic cât mai ridicat; - productivitate mare; - spaţiul ocupat să fie cât mai mic; - operaţiile de încercare - descărcare să fie mecanizate; - să fie de construcţie cât mai simplă şi uşor de întreţinut; - să dispună de mijloace necesare pentru protecţia mediului ambiant şi a operatorilor. Utilajele pentru încălzire pot fi clasificate după mai multe criterii: a. După natura energiei folosite: · chimică : utilaje cu combustibil

gazos lichid solid

cu rezistoare (prin radiaţie) · electrică :

cu contact direct (intercalate în circuit) fără contact direct (prin inducţie)

utilaje de încălzire prin autorezistenţă b. După natura mediului de încălzire:

cuptoare cu flacără (gaze de ardere) natural ·

utilaje cu mediu gazos artificial (sintetic)

cuptoare electrice (aer) cuptoare cu atmosfere controlate cuptoare cu vid

băi de metale sau amestecuri de metale topite ·

utilaje cu mediu lichid băi de săruri topite încălzire în nisip

·

utilaje cu încălzire în mediu solid

încălzire între plăci

196

c. După caracterul regimului de funcţionare: · utilaje cu funcţionare discontinuă: se tratează şarja după şarjă, între ele efectuându-se operaţiile de încărcare – descărcare · utilaje cu funcţionare continuă: încărcarea şi descărcarea se face simultan şi continuu. Utilajele de încălzire mai pot fi clasificate şi după gradul de mecanizare - automatizare al operaţiilor tehnologice şi de transport, după destinaţia tehnologică, etc. 5.1.1. Cuptoare cu flacără Energia termică necesară încălzirii pieselor se obţine prin arderea de combustibili (mai rar în cazul cuptoarelor pentru tratamente termice), lichizi şi gazoşi. Gazele calde ce rezultă cedează căldura pereţilor refractari care delimitează spaţiul de lucru, care la rândul lor încălzesc şarja prin radiaţie, dacă temperatura este mai mare de 220°C; gazele calde spală şi piesele, încălzindu-le prin convecţie. Piesele fiind aşezate pe vatră, schimbul de căldură are loc şi prin conductibilitate, cele două elemente fiind în contact direct. Cuptorul cu flacără constă din mufla 1 (fig.5.l.) care separă spaţiul util de gazele de ardere, confecţionată din material refractar, care oferă şi o rezistenţă mecanică corespunzătoare. Între căptuşeala refractară 2 a cuptorului şi mufla 1 este un spaţiu pentru circularea gazelor de ardere, rezultate prin ardere combustibilului cu arzătoarele (la combustibili gazoşi) sau injectoarele (combustibili lichizi) 3, montate în pereţii laterali ai cuptorului. Piesele se încălzesc prin radiaţia muflei, iar mufla printr-un schimb de căldură complex,

Fig. 5.1. Cuptor cu flacără

197

de radiaţie convecţie între pereţii cuptorului, muflă şi gaze. Gazele de ardere, care au cedat o parte din căldura lor sistemului, sunt evacuate printr-un canal practicat în bolta cuptorului. Cuptorul are un schelet metalic 7, construit din profile şi tablă de 2 - 5 mm. Şarjarea cuptorului se realizează prin ridicarea uşii 5 de către un sistem mecanic 6 acţionat cu un motor electric sau hidraulic. Temperatura din spaţiul de lucru se măsoară şi reglează automat cu ajutorul unui termocuplu 8 legat la un milivoltmetru termoregulator. Având în vedere faptul că o foarte mare cantitate de căldură se pierde prin gazele de ardere ce sunt evacuate la coş, se recomandă folosirea unor recuperatoare 9 (cu radiaţie, convecţie sau mixte) care permit reintroducerea unei însemnate cantităţi de căldură în circuitul tehnic, prin încălzirea aerului necesar pentru arderea combustibilului, încălzirea apei menajere, încălzirea halelor de producţie, etc. Pentru îmbunătăţirea randamentului termic, în afara preîncălzirii aerului necesar combustiei şi chiar a combustibilului (gazos), se poate realiza şi o recirculare a gazelor (fig.5.2.). Din canalul de fum, o cotă parte din gazele de ardere sunt reintroduse în spaţiul de lucru (sau în focar), folosind nişte ventilatoare de construcţie specială rezistente la temperaturi ridicate.

Fig.5.2. Cuptor cu recircularea gazelor

198

Fig.5.3. Cuptoare cu flacăra multiplă şi cu muflă Cuptoarele cu flacără directă (fig.5.3.a) se folosesc rar pentru tratamente termice, pentru a evita arderea, supraîncălzirea, decarburarea, oxidarea şi încălzirea neuniformă a şarjei sau piesei. Deşi nu elimină neajunsurile de mai sus, soluţia b, cu flacără indirectă, elimină contactul direct al pieselor cu flacăra. Arderea combustibilului se face într-o cameră separată numită focar, iar gazele trec în spaţiul de lucru al cuptorului prin canale practicate între cele două camere. Soluţiile c şi d, izolează complet piesele de gazele de ardere, prin intermediul unor mufle amovibile sau fixe. Aceste două variante sunt folosite pentru executarea tratamentelor termice. Cuptoarele cu funcţionare discontinuă, de dimensiuni mai mici (fig.5.4.a) se încarcă şi descarcă manual sau cu ajutorul unor dispozitive. Cele de dimensiuni mari, necesită încărcarea pieselor cu macarale se construiesc cu vatră mobilă (fig.5.4.b). Aceasta este deplasată cu ajutorul unor lanţuri sau cremaliere şi antrenare mecanică. Vetrele mai uşoare sunt montate pe boghiuri şi roţi pentru şine; cele mai grele aleargă pe bile şi cale de rulare. Izolarea termică a spaţiului de lucru se realizează cu ajutorul unor şicane cu nisip. Aceste cuptoare se folosesc mai mult pentru recoaceri de detensionare şi normalizare.

199

Fig.5.4. Cuptoare cu funcţionare continuă Cuptoarele cu funcţionare continuă (fig.5.4.c) sunt prevăzute cu sisteme mecanice de deplasare a pieselor: transportoare cu plăci, cu împingătoare mecanice acţionate cu motoare electrice sau hidraulice, vetre pulsatorii, vetre păşitoare, etc. Acestea se folosesc în cazul liniilor tehnologice complexe cu funcţionare continuă; temperatura în spaţiul de lucru este variabilă, iar piesa la o trecere parcurge un ciclu de încălzire - menţinere bine determinat. Astfel de cuptoare se mai numesc şi cuptoare zonale. Instalaţiile care servesc la arderea combustibililor se numesc arzătoare, în cazul combustibililor gazoşi şi injectoare în cazul celor cu combustibili lichizi. Combustibilii solizi nu se folosesc pentru încălzirea cuptoarelor de tratamente; ei pot fi utilizaţi prin gazeificare în generatoare de construcţie specială. Având în vedere faptul că chimizarea combustibililor lichizi şi gazoşi are efecte economice de zeci de ori mai mari decât arderea lor, se pare că tendinţa actuală este aceea de a folosi din nou combustibili solizi. În ţara noastră se mai folosesc mult gazul metan, păcura şi motorina. Arzătoarele şi injectoarele au drept scop realizarea unui amestec intim între particulele de combustibil şi aerul necesar pentru ardere. Arzătoarele cu absorbţia aerului (fig.5.5.b) folosesc gaze sub presiune, sunt de construcţie foarte simplă şi sunt uşor de reglat şi întreţinut. Arzătorul tub în tub (b), foloseşte gaze la presiune mai scăzută, iar aerul este primit de la un ventilator. Acest arzător permite reglarea lungimii flăcării prin varierea distanţei dintre gura de evacuare a amestecului şi duza pentru gazul combustibil şi permite utilizarea aerului şi combustibilului preîncălzit. Injectorul din figura 5.5.a este destinat combustibililor lichizi. Fluturele montat la gura de evacuare a injectorului are drept scop să imprime aerului o mişcare turbionară de

200

înglobare a jetului de combustibil, în vederea pulverizării cât mai fine a acestuia şi realizării unui amestec cât mai intim aer-combustibil, care să permită o ardere cât mai completă. În acelaşi scop se recomandă ca vitezele aerului şi combustibilului să fie cât mai diferite, iar unghiul de atac de asemenea.

Fig.5.5. Tipuri de arzătoare Cuptoarele cu flacără moderne folosesc tuburile radiante (fig.5.5.d). Flacăra arzătoarelor este închisă în tuburi din oţel refractar, transferul de căldură făcându-se prin radiaţia tuburilor. Pentru evacuarea uşoară a gazelor, la capătul liber al tubului radiant se montează un ajutaj cu aer comprimat. Montarea în spaţiu de lucru a cuptorului se face pe pereţii laterali în consolă, de-a lungul pereţilor laterali sau transversal sub bolta cuptorului. Cantitatea totală de căldură, respectiv consumul de combustibil orar, se determină pe baza bilanţului termic al cuptorului (fig.5.6.). Cantitatea de căldură necesară tehnologic, pentru încălzirea pieselor la temperatura dorită este legată de mărimea şarjei şi se numeşte căldură utilă Qu. Pentru a avea la dispoziţie acest Qu, în cuptor trebuie introdusă o cantitate de căldură mai mare pentru a compensa şi pierderile de căldură inevitabile:

201

Qp - pierderile de căldură prin căptuşeala refractară a cuptorului; Qz - căldura acumulată de zidărie. Intră în discuţie doar în cazul când cuptorul este rece; la cicluri repetate se ţine cont doar de un Qz’ < Qp, care corespunde cantităţii de căldură pierdute de perete în timpul dintre două cicluri; Qr - căldura pierdută prin radiaţie prin uşa cuptorului, fantele şi orificiile acestuia; Qaf - căldura consumată pentru încălzirea aerului fals care pătrunde prin neetanşeităţile, uşă, etc.; Qsc - căldura pierdută prin scurtcircuitări termice (prin elementele metalice ce traversează izolaţia cuptorului); Qg - căldura pierdută prin evacuarea gazelor la coş. Este componentul care micşorează cel mai mult randamentul cuptoarelor cu flacără. Dacă o parte din gaze sunt recirculate, căldura lor Qgr reintră în circuit. Dacă cuptorul este prevăzut cu recuperatoare pentru preîncălzirea aerului şi combustibilului, se mai recuperează cantităţile de căldură Qa şi Qc care reintră şi ele în circuit;

Fig.5.6. Bilanţul termic al cuptorului Qd - diverse alte pierderi ce depind de construcţia cuptorului. Cantitatea totală de căldură ce trebuie introdusă în cuptor este: Qtot = Qu + Qp + Qz + Qaf + Qsc + Qg + Qd unde: Qp, Qz, Qr, Qaf, Qsc, Qg, Qa = pierderi. Randamentul termic este: ηi = 100 x Qu / Qtot [%]

202

În cazul cuptoarelor cu flacără are valori de ηi = 18-22%. Din figura 5.6. se vede clar că pentru micşorarea cantităţii de căldură ce trebuie obţinută prin arderea combustibilului Qx, deci pentru micşorarea consumului de combustibilului, este necesară recuperarea unei cantităţi cât mai mari de căldură din gazele arse (recirculare gaze, preîncălzire aer şi combustibil) şi micşorarea pierderilor de căldură. Consumul orar de combustibil se determină din relaţia: Dc = Qtot / Qi [kg/h sau m3N/h] unde: Qtot - cantitatea totală de căldură, [kJ/h]; Qi - puterea calorică a combustibilului, [kJ/kg sau kJ/m3N]. Cuptoare cu flacără fabricate în România. Tabelul 5. 1. Tipul cupto -rului LSG IRT IRK IRR IRD LSH IRH IRN IRB IRO IRI

Caracteristici

Domeniu de utilizare

Dimensiuni utile [mm]

Capacit. max. [kg]

Cuptoare vert. cu recirculaţia gazelor

Reveniri

Cuptor cameră cu recirculaţia gazelor Tip cameră cu bazin integrat, tuburi radiante şi atm. controlată Cuptor cameră cu tuburi radinte Cuptor cu tuburi radiante şi recirculaţie

Reveniri

φ 300 x 600 φ 600 x 1200 φ 1000 x 1500 1500 x 1000 x 600 2500 x 1000 x 900 600 x 600 x 500 1220 x 610 x 460 1500 x 1000 x 600 2500 x 1000 x 900 φ 600 x 1200 φ 1000 x 1500

Tratamente termofizice şi termochimice Normalizare, călire, carbonitr. Normalizare, călire, carbonitr.

750 1000 1500 1200 3000 250 500

Consum comb. [Nm3/h] 4 16 16 12 20,5 6,5 13

Temp. de lucru °C 300-650

1200 kg/h 3000 kg/h 500 1500

20 25 24 25

750-950

350-650 750-950

750-950

Cuptoarele cu flacără fabricate în ţara noastră la Uzina "Independenţa" din Sibiu, uzină profilată pe astfel de utilaje, sunt prezentate în tabelul 5.1. La acestea trebuiesc adăugate şi cuptoarele de tratamente termice pe care le execută sub formă de prototipuri o serie de unităţi industriale, de cercetare şi de învăţământ superior.

203

Reglarea temperaturii se poate face manual, prin varierea debitului de combustibil, respectiv aer, sau automat. Schema de principiu pentru automatizarea unui cuptor cu flacără este prezentată în figura 5.7. Termocuplul 5 şi termoregulatorul 6 sesizează orice abatere a temperaturii de la intervalul impus; termoregulatorul 6, lucrând în cascadă cu regulatorul de debit l, permite micşorarea sau mărirea debitului de gaz, măsurat cu debitmetrul cu diafragma 3, prin reglarea corespunzătoare a robinetului de către elementul de execuţie 4.

Fig.5.7. Cuptor cu flacără automatizat Pentru realizarea unei arderi corecte, trebuie modificat şi debitul de aer. Acest lucru se face cu regulatorul de raport 2, debitmetrul cu diafragmă 3, de pe conducta de aer şi elementul de execuţie ataşat la robinetul de aer. Pentru ca produsele arderii să nu polueze atmosfera din sector şi pentru o circulaţie mai uşoară a gazelor în spaţiul util al cuptorului, în acesta se creează o uşoară depresiune. Reglajul automat al acesteia se face cu traductorul de presiune 6, regulatorul 7 şi elementul de execuţie 4 ce acţionează asupra clapetei 8, montată în canalul de evacuare a gazelor.

204

5.1.2. Cuptoare electrice Constructiv sunt mai simple ca şi cuptoarele cu flacără; nu au arzătoare şi conducte aferente de combustibil şi aer, nu au camere de combustie separată şi nu au canale pentru evacuarea gazelor la coş (fig.5.8.). Spaţiul de lucru 1 este izolat termic cu cărămizi refractare şi este prevăzut cu o uşă 5 ce se deplasează pe ghidajele 6, antrenată fiind de motorul hidraulic 7. Elementele încălzitoare 2 (rezistenţele) sunt montate pe pereţii laterali şi în vatră, legăturile făcându-se în exterior pe un panou cu borne protejat 4. Pentru plasarea rezistoarelor se folosesc nişte suporţi speciali 3. Temperatura din cuptor se urmăreşte cu termocuplul 8 şi aparatul termoregulator corespunzător, montate într-un panou de comanda care mai conţine restul aparatelor de măsură şi control a parametrilor electrici.

Fig. 5.8. Cuptor electric Randamentul cuptoarelor electrice este mult mai mare decât al celor cu flacără (ηi = 45 - 65%) datorită faptului că sunt lipsite de gazele de ardere care ies pe coş eliminând cea mai mare parte din căldura totală (fig.5.8.). Restul componenţilor bilanţului termic sunt aceeaşi ca şi în cazul cuptoarelor cu flacără şi depind de construcţia cuptorului. Marele avantaj ai cuptoarelor electrice constă în posibilitatea de reglare şi automatizare. Metoda cea mai simplă constă din cuplarea sau decuplarea rezistoarelor, realizată cu ajutorul unui sistem termoregulator termocuplu milivoltmetru-termoregulator, permiţând lucrul cu precizii curente de ± 5 – 20 °C.

205

Fig. 5.9 Randamentul cuptoarelor electrice Cuptoarele electrice permit foarte uşor funcţionarea în regim economic, atunci când s-a atins dej a temperatura de regim. La pornire, când cuptorul este rece, este necesară o cantitate de căldură, respectiv putere mai mare, rezistenţele fiind legate în triunghi (Fig. 5.10.). Regulatorul bipoziţional 2 comandă contractorul 4, care leagă rezistenţele în triunghi. În condiţiile de regim, când în cuptor este necesară menţinerea temperaturii constantă, este suficient să se acopere pierderile de căldură; regulatorul bipoziţional 2 comandă contactorul 3, rezistenţele legându-se în stea, puterea scăzând la 1l3. Elementele încălzitoare nu trebuiesc să se oxideze, trebuie să aibă o rezistenţă mare la temperatura de regim pentru a nu se deforma sub propria greutate, un coeficient de dilatare cât mai scăzut şi să aibă o rezistenţă electrică mare, pentru ca încălzitoarele să nu fie de dimensiuni prea mari şi pentru a putea fi uşor amplasate în cuptor. Aliajele şi materialele folosite la fabricarea elementelor încălzitoare sunt cele din tabelul 5.2.

206

Fig. 5.10. Legarea rezistenţelor în triunghi

Fig. 5.11. Elemente încălzitoare (forme şi scheme de montaj) Elementele încălzitoare se fabrică din sârmă cu diametre cuprinse între 0,5-6 mm ce se spiralează (fig. 5.11.a) sau din platbandă (fig. 5.11.b) şi se montează în spaţiul de lucru, după una din variantele prezentate în fig.5.11.: a - parametrii rezistorului spiralat; b - montare pe suport metalic spiralat; c - montaj pe pereţii laterali pe suport consolă din material ceramic; d - montajul rezistorului spiralat în boltă, folosind cărămizi speciale; e - montarea pe vatra cuptorului; f - fixare în zig-zag cu distanţieri ceramici; g - parametrii unui rezistor platbandă; h - fixarea platbandei cu butoni ceramici; i - bara din carbură de siliciu (silita) montată sub boltă; j - bara fixată pe pereţii laterali, între proeminenţe de protecţie împotriva lovirii.

207

Tabelul 5.2 Tipul materialului

Compoziţia chimică

Aliaj austenitic de tip "Nicrom" Aliaj de tipul Fe-Cr-Ni Aliaj feritic Fe-Cr-Al Kanthal Al Silita (nemetalic)

Temp. max. admisă a rezistorului [°C]

95-80%Ni; 15-20%Cr; 0,25%C

1100

23-27%Cr; 17-20%Ni; 50-53%Fe; 2-3 %Si 15-35%Cr; 4-7%Al; 2-2,5%Co; 0,08 %C, restul Fe 22%Cr; 5,5%Al; 0,5%Co; restul Fe 100%Csi

870 1275 1360 1350-1450

În afara variantelor constructive analizate la cuptoarele cu flacără (fig.5.4.), în cazul celor electrice se mai întâlnesc şi alte soluţii constructive (fig.5. l2.). Foarte răspândite şi întrebuinţate sunt cuptoarele verticale, in care se execută căliri recoaceri şi reveniri. În cazul cuptoarelor pentru revenire (fig. 5.12.a) unde, temperaturile de regim sunt scăzute şi transferul de căldură se face prin convecţie, se foloseşte recirculaţia aerului. Încălzirea aerului se poate face şi într-un spaţiu separat, unde sunt amplasate rezistenţele, această soluţie permiţând o mai judicioasă folosire a spaţiului util. Încărcarea şi descărcarea se face la partea superioară, prin ridicarea şi rabatarea capacului, deplasare care se face mecanic în cazul cuptoarelor mai mari.

Fig. 5.12 Cuptoare electrice verticale Cuptoarele clopot (fig. 5.l2.b) constau dintr-un clopot cilindric sau prismatic, căptuşit cu material refractar şi având montate rezistenţele pe pereţii laterali. Şarja se aşează pe un postament (vatra cuptorului) izolat termic, dar având şi o bună rezistenţă. Închiderea şi deschiderea cuptorului se face prin ridicarea clopotului cu ajutorul unei macarale. Ghidarea clopotului, pentru o centrare corectă, se face cu trei montanţi, iar izolarea spaţiului de lucru se face cu o şicană de nisip.

208

Aceste cuptoare sunt înalte, fiind destinate pentru tratarea pieselor lungi şi grele; de aceea ele sunt parţial îngropate sub nivelul solului. Dacă in cuptoarele electrice se introduce şi o muflă metalică, ele pot fi folosite pentru tratamente cu atmosfere controlate şi pentru tratamente termochimice şi atmosfere gazoase. Tabelul 5.3. prezintă câteva din cuptoarele electrice fabricate la Uzina "Independenţa" Sibiu. Tabelul 5.3. Tipul cuptorului IJU IRS IRJ IRL IRU

Caracteristici

Dimens. utile [mm]

Tip cameră cu recirculaţie

Revenire

600x600x500

500

24

Cuptor vertical cu recirculaţia aerului

φ 600 - 1200

500

54

Revenire φ 1000-1500

1500

84

Cuptor vertical cu recirculaţia aerului

Revenire Detensionare

φ 350-500

140

24

φ 50-1000

280

45

600x600x500

250

35

1500x1000x600

1200

66

2500x1000x900

3000

100

1500x1000x600

1200

90

2500x1000x900

3000

130

LSD IRP

Cuptor vertical cu recirculaţia aerului

Revenire Detensionare

IRC IRM IRA

Capacit. Putere maximă [kW] [kg]

Domeniu de utilizare

Cuptor tip cameră cu vatră cremelată

Recoaceri Călire T. termochimice

Temp. de lucru [°C] 150650 200650 150650 150650 200650 200650 200650 200650 750950 750950

5.1.3. Cuptoare băi În cazul acestora, mediul de încălzire este lichid, constând din metale sau săruri (amestecuri de săruri) topite şi supraîncălzite la temperatura necesară. Avantajele cuptoarelor băi faţă de cele clasice sunt următoarele: · condiţii de transfer ale căldurii mult mai avantajoase, duratele de încălzire fiind mai scurte; · temperatura de încălzire a pieselor se poate controla uşor şi precis; dacă la cuptoarele cu atmosferă gazoasă temperatura cuptorului este mai mare cu 40 50°C ca cea a piesei, în cazul cuptoarelor băi acestea sunt egale; · suprafaţa pieselor nu este expusă acţiunii chimice a mediului. Dezavantajul

209

lor constă în necesitatea de a lua măsuri speciale de prevenire a unor accidente: · emanaţiile de gaze trebuie exhaustate cu instalaţii anume proiectate; · trebuie prevăzute cu instalaţii de protecţie împotriva supraîncălzirii şi autoaprinderii (azotiţi, azotaţi); · se impun măsuri de protecţie împotriva stropirilor, etc. Tipurile mai importante de cuptoare băi sunt prezentate schematic în fig. 5.13. Ca şi cuptoarele, ele pot fi acţionate cu combustibil sau electric; încălzirea băii de săruri se poate face din exterior sau din interior.

Fig. 5.13 Tipuri de cuptoare băi Un cuptor baie încălzit cu gaz metan (fig.5.l3.a) dispune de două camere: camera 1 este destinată preîncălzirii pieselor, pentru a nu produce stropiri la introducerea în baie şi camera 2, în care este montat creuzetul metalic, conţinând sărurile topite. Arzătorul este în aşa fel montat încât flacăra bate tangenţial în raport cu creuzetul, asigurând o mişca; e intensă a gazelor. Gazele de ardere trec apoi în secţiunea de preîncălzire, prin două canale practicate în peretele despărţitor. Pentru a feri piesele de acţiunea directă a gazelor, între ele şi gaze se intercalează o muflă metalică. Ambele secţiuni ale cuptorului baie sunt prevăzute cu capac, iar deasupra lui se află o hotă pentru captarea gazelor. Piesele sunt introduse în baie cu ajutorul unor dispozitive speciale care permit şi răcirea ulterioară în bazinele de răcire.

210

Cuptorul baie din fig.5.l3.b se compune din aceleaşi elemente, încălzirea făcându-se însă cu ajutorul unor rezistoare plasate pe suprafaţa interioară a cuptorului. Acţionarea electrică este mai comodă, permiţând un reglaj foarte precis şi comod. Sistemul de exhaustare constă din două guri de absorbţie plasate pe cele două laturi ale creuzetului şi la nivelul acestuia. Acest sistem este eficace, majoritatea gazelor emanate fiind grele rămân la nivelul creuzetului. Ambele tipuri de cuptoare băi analizate sunt încălzite din exterior şi pot fi folosite la temperaturi joase, 300 - 550°C, unde creuzetele mecanice conţinând săruri topite au o rezistenţă mecanică corespunzătoare. Din punct de vedere al randamentului, plasarea elementelor încălzitoare chiar în baia de săruri este mult mai avantajoasă. Dacă se folosesc tuburi radiante (fig. 5.13.c), acestea se plasează într-o zonă a băii unde nu se află piesele, fiind protejate împotriva loviturii. Mişcarea topiturii în baie. datorită diferenţei de temperatură, asigură un schimb de căldură corespunzător. Acest tip de cuptoare băi se utilizează la temperaturi medii de 650 - 950 °C, pentru temperaturi medii şi ridicate (max.1300°C) se folosesc cuptoarele băi cu electrozi imersaţi în topitură (fig.5.l3.d) În condiţii de regim, electrozii sunt legaţi în stea. permiţând o funcţionare economică. Temperatura se măsoară fie cu termocuple Pt-PtRh, fie cu pirometre de radiaţie, care vizează suprafaţa băii. Electrozii sunt protejaţi împotriva lovirii sap scurtcircuitării de câtre piesele cu o placă de protecţie, care separă zona de lucru a creuzetului de cea a electrozilor. Creuzetul cuptoarelor băi de temperatură ridicată se confecţionează prin zidire din cărămizi refractare. Cărămizile sunt astfel montate încât rosturile să fie în eşichier, pentru a preveni străpungerile si aceste cuptoare hăi sunt dotate cu un sistem de exhaustare plasat la nivelul creuzetului. Cuptoarele băi fabricate în ţară sunt cele din tabelul 5.4. Randamentul termic al cuptoarelor băi este: ƒ cuptoare băi cu flacără 8 - 15%; ƒ cuptoare băi cu rezistoare 20 – 30%; ƒ cuptoare băi cu electrozi 50 - 70%.

211

Tabelul 5.4 Tipul cuptorului IRF IRZ IRE IRV

Caracteristici

Domeniu de utilizare

Dimens. utile [mm]

Putere [kW]

φ 350x500 φ 350x1000

Capacit. băii [dm3] 63 100

100 100

Temp. de lucru [°C] 850- 1350 850- 1350

Cu electrozi şi creuzet ceramic Cu electrozi şi creuzet metalic

Călirea oţel. de scule aliate Căliri şi preîncălziri la oţelurile rapide

350x350x500 350x600x1000

73 180

100 100

850- 1350 850- 1350

5.2. Utilaje pentru răcire În cadrul tratamentelor termice, operaţia de răcire are un rol şi mai important decât cea de încălzire, deoarece modul de răcire a pieselor încălzite, respectiv curba de răcire realizată în instalaţiile de răcire se va determina în majoritatea cazurilor rezultatul tratamentului termic. Instalaţiile adecvat construite asigură desfăşurarea operaţiei de răcire după curba de răcire dorită. În afară de aceasta, trebuie să se asigure în anumite cazuri şi o răcire locală, să împiedice deformarea piesei în timpul răcirii şi să permită realizarea unui regim de lucru mecanizat sau automatizat. Operaţia de răcire se realizează prin introducerea pieselor încălzite întrun mediu cu o temperatură mai joasă decât a acestora. Utilajele pentru răcire se fabrică într-o varietate mult mai mare decât utilajele de încălzire şi o clasificare riguroasă a lor este dificilă. Se pot clasifica după trei criterii mai importante: a. - după viteza de răcire pe care o asigură: lentă, accelerată, rapidă; b. - după modul de lucru: nemecanizate, mecanizate; c. - după destinaţie: după uz general şi utilaje de răcire specializate. 5.2.1. Utilaje pentru răcire lentă Cea mai comodă metodă de răcire este răcirea pieselor împreună cu cuptorul în care s-a făcut încălzirea, viteza de răcire fiind funcţie de inerţie termică a cuptorului. Prin oprirea încălzirii, curba de răcire a piesei (şarjei) va fi dependentă de curba de răcire a cuptorului. Dacă cuptorul are inerţie prea mare şi viteza de răcire este prea scăzută, se recurge la deschiderea uşilor. Această metodă nu este indicată întrucât solicită la şoc termic zidăria cuptorului. În cazul cuptoarelor de dimensiuni mici, cu un volum mic de

212

materiale termoizolante, vitezele de răcire pot să depăşească viteza dorită. În astfel de situaţii, răcirea cuptorului se face dirijat, prin reglarea corespunzătoare a aportului de căldură. 5.2.2. Utilaje pentru răcire accelerată În acest caz mediul cel mai folosit este aerul, şi se foloseşte pentru recoaceri de normalizare, răcire după carburare, călirea oţelurilor tocălitoare, etc. Cea mai simplă metodă constă in scoaterea pieselor din cuptor şi plasarea lor pe nişte suporţi sau chiar pe pardoseala sectorului, în locuri special amenajate. În cazul cuptoarelor discontinue cu vatră mobilă, este suficientă scoaterea vetrei la

Fig. 5.14. Linii complexe de răcire În cazul producţiei de serie pe linii complexe, răcirea se face în utilaje specializate numite camere de răcire (fiig.5.14.). Acestea constau dintr-un spaţiu închis (fig.5.l4.al construit din tablă şi profile prin care sunt trecute piesele cu ajutorul unui transportor sau a unui alt sistem mecanic. Răcirea se realizează prin convecţie forţată datorită ventilatoarelor montate în boltă şi pe pereţii laterali. Lungimea acestor camere este astfel calculată încât la ieşire piesele să aibă temperatura dorită. Aceste camere se plasează la ieşirea din cuptoare, iar viteza transportorului se corelează cu cea de mişcare a pieselor în cuptor. O variantă a aceleiaşi metode de răcire este cea din fig. 5.14.b.

213

Camerele de răcire pot face parte integrantă din cuptorul în care s-a făcut încălzirea şi menţinerea, fiind plasate la unul din capete. În această zonă, căptuşeala refractară din zonă lipseşte, iar prin pereţii dubli din tablă circulă un fluid de răcire. În interior se montează şi ventilatoare pentru recircularea aerului. Dacă captoarele sunt cu muflă şi lucrează cu atmosfere controlate se pot folosi soluţiile din fig. 5.14.c, unde răcirea este facilitată de tuburi prin care circulă apa şi cea din fig.3.14.d, unde mufla este răcită cu aer comprimat sau apă. 5.2.3. Utilaje pentru răcire rapidă Acestea folosesc medii de răcire lichide - apa, soluţii apoase, uleiul - şi sunt folosite mai ales pentru căliri şi reveniri (în cazul oţelurilor eu fragilitate la revenire). Sunt cunoscute sub denumirea de băi de răcire sau bazine de călire şi se construiesc în multe variante, de la bazinele mici deplasabile sau staţionare până la cele automatizate, componente ale agregatelor de tratamente termice. Băile de răcire pot fi mecanizate sau nemecanizate, cu răcirea mediului sau fără răcirea lui. Băi de răcire nemecanizate Cea mai simplă soluţie este baia staţionară fără răcirea mediului din figura 5.15.a. Constă dintr-un bazin cilindric sau paralelipipedic l, confecţionat din tablă de 2-4 mm, şi o pungă de preaplin 2, montată la partea superioară a bazinului. Bazinul este prevăzut cu racorduri pentru umplere 4 şi evacuare 5, precum şi cu o tavă 6, pentru colectarea particulelor metalice sau nemetalice care se desprind de pe piese la contactul cu mediul de răcire. Pentru a asigura eliminarea în bune condiţii a cantităţii de căldură introdusă în bazin de piese, volumul mediului de răcire trebuie să fie de 50 ori volumul pieselor. Dacă mediul se încălzeşte peste 25°C, la răciri executate cu frecvenţă mare, nu mai poate asigura viteza de răcire necesară, structurile finale fiind necorespunzătoare.

214

Fig. 5. 15. Cuptor Eliminarea acestui neajuns se face prin răcirea locală a mediului - mai ales în cazul folosirii uleiului ca mediu de răcire - răcire realizabilă cu apă ce circulă printre pereţii dublii ai bazinului (fig.5.l5.b) sau printr-o serpentină montată în bazine (fig.5.l5.c) chiar în spaţiu util sau montată într-un spaţiu separat (fig.5.l5.d), permiţând o intensificare a răcirii prin recirculaţia mediului cu un agitator şi permite utilizarea spaţiului de lucru în condiţii mult mai bune.

Fig. 5.16. Răcirea mediului în circuit exterior

215

Răcirea mediului se poate face şi în circuit exterior (fig.5.16.) el fiind în continuă mişcare: uleiul cald iese din bazin şi trece într-un decantor D, pentru particulele grosiere, de unde este absorbit apoi prin sorbul S şi filtrul F. de câtre pompa P şi trimis în schimbătorul de căldură (răcitorul) R, unde este readus la temperatura necesară şi de unde intră în bazin, închizând circuitul. Aceste circuite sunt prevăzute şi cu un rezervor de alarmă şi un circuit de golire rapidă, care se foloseşte în cazul izbucnirii unor incendii. În sectoarele mari, dotate cu multe băi de răcire, răcirea se poate face într-o singură instalaţie centralizată, prevăzută cu unul sau mai mufle schimbătoare de căldură, asigurând un debit corespunzător. Băile de răcire nemecanizate se montează în apropierea cuptoarelor pe care le deservesc şi sunt utilizate în cazul unor producţii care permit o funcţionare ciclică. Dacă mediul de răcire trebuie să fie încălzit la o anumită temperatură, se folosesc în acest scop vapori de apă (trimişi direct în bazin sau în serpentina special amenajată) sau rezistori imersibili de construcţie specială. Băi de răcire mecanizate În cazul acestor utilaje se mecanizează operaţia de trecere a pieselor prin mediul de răcire, funcţionarea lor fiind sincronizată cu celelalte componente ale linei tehnologice.

Fig. 5.17. Baie de răcire mecanizată cu funcţionare ciclică

216

Băile mecanizate se construiesc în două variante principale: cu funcţionare ciclică şi cu funcţionare continuă. Cele cu funcţionare ciclică (fig.5. 17.) se asociază de regulă cuptoarelor continue cu împingătoare. Piesele şunt preluate din cuptorul l, de extractorul cu plăci acţionat de motorul Hidraulic 2, şi sucit plasate pe platforma imersibilă 3. Mişcarea pe verticală a platformei 3, în bazinul 5 se realizează cu coloanele filetate 4; acţionate de mecanismul 6. l7upă revenirea la suprafaţă a platformei, piesele sunt îndepărtate cu împingătorul 7 şi ciclul se repetă. Viteza de deplasare în baie este legată de durata răcirii şi productivitatea liniei din care face parte. V = 2H/τr [m/min] unde H - adâncimea la care coboară piesa în baie, în mm; ir - durata răcirii, în min. Băile mecanizate cu funcţionare ciclică se construiesc şi într-o altă variantă. unde platforma, odată cu mişcarea de coborâre-ridicare în bazin execută şi o mişcare de rotaţie cu 180°, care îmbunătăţeşte mult condiţiile de transfer a căldurii. Aceste băi de răcire sunt destinate răcirii pieselor mijlocii şi mari. Băile de răcire cu funcţionare continuă sunt prevăzute cu sisteme de transport continuu a pieselor prin baie.

Fig. 5.18. Băi de răcire cu funcţionare continuă

217

În fig.5.18.a se prezintă schema unei băi mecanizate cu transportor cu plăci. Piesele încălzite în cuptorul 1, cad în bazinul 2 pe transportorul 3, ale cărui plăci sunt striate, pentru a-i permite o înclinare de 35-40°C la ieşirea din bazin. Plăcile nu au borduri şi sunt ghidate pe ghidajele 4, montate pe părţile laterale ale bazinului. Transportorul este antrenat de motorul 5, asigurându-i fie o mişcare continuă, fie, pentru reducerea lungimii băii, o mişcare discontinuă, cu mecanisme cu clichet. Intensificarea schimbului de căldură se realizează prin mişcarea mediului de răcire cu agitatorul 6. Lungimea băilor mecanizate cu transportoare cu plăci variază între 3000= 8000 mm, iar lăţimea între 400-600 mm. Viteza transportorului se calculează cu relaţia: V< Lp/τr [m/min] unde Lp - distanţa parcursă de piese în baie, în m; τr - durata răcirii, în min., şi variază între limitele 0,04-0,75 m/min, fiind constantă sau reglabilă. O variantă a acestei băi este prezentată în fig.5.18.b unde transportorul cu plăci este înlocuit cu un transportor elicoidal 4, înclinat la 30-50 °C, în funcţie de înălţimea necesară la evacuare. Pentru un contact corespunzător între piesele deplasate şi mediul de răcire, carcasa transportorului elicoidal este perforată. Antrenarea se face cu mecanismul 5, montat la capătul liber al transportorului. Aceste transportoare se folosesc la răcirea pieselor mici, fabricate în serie mare şi masă. În afara băilor de răcire analizate, există utilaje specializate pentru răcirea unor repere: maşini de călit pentru roţi dinţate, pentru arcuri foi şi spirale, a pieselor cilindrice, etc. Aceste maşini permit călirea pieselor fără ca ele să sufere deformări. 5.2.4. Utilaje pentru răcire la temperaturi joase În funcţie de temperatura necesară se folosesc instalaţii cu gheaţă carbonică, instalaţii cu agenţi frigorifici lichizi şi instalaţii frigorifice mecanice. Răcirea cu gheaţă carbonică se execută în cutii simple din cupru, bine izolate termic, în care se introduce bioxid de carbon din butelii. Prin detenta acestuia se pot obţine temperaturi până la -65°C. Schema de principiu a unei maşini refrigerente este prezentată în fig.5.19. Agentul refrigerent (amoniac, freon, etan, metan) este comprimat de compresorul 1 şi trimis în condensorul 2, de unde lichid fiind, trece prin supapa dozatoare 3 în camera de tratament 4, bine izolată termic, în care este

218

montată serpentina evaporatoare 6. Prin evaporare se preia căldura din spaţiul de lucru, răcindu-I la temperatură bine determinată. Din evaporator, agentul refrigerent reintră în circuit, prin pompa 1.

Fig. 5.19. Maşina refrigerentă Pentru a asigura o temperatură uniformă în spaţiul de lucru, se foloseşte agitatorul 5. La realizarea temperaturilor foarte joase, maşinile refrigerente se cuplează în cascadă, lucrând cu agenţi refrigerenţi din ce în ce mai puternici. 5.3. Utilaje complementare Au drept scop eliminarea unor defecte ce însoţesc operaţiile de tratament termie, cum sunt murdărirea şi oxidarea suprafeţei şi deformarea pieselor. Eliminarea acestora se face cu utilaje specializate. 5.3.1. Utilaje pentru curăţirea pieselor Curăţirea de ţundăr se execută după acele tratamente termofizice care presupun încălziri în cuptoare cu atmosferă oxidantă şi se aplică acelor piese ce urmează a fi prelucrate mecanic prin degroşare. Piesele se introduc într-o

219

tobă rotativă tambur) în loturi mici, unde prin lovire şi frecare între ele stratul de oxizi crapă şi se desprinde de pe suprafaţa piesei. Metoda este utilizată pentru curăţirea pieselor mici şi de formă simplă. Pentru piesele mai mari se foloseşte metoda sablării cu nisip cuarţos spălat sau cu alice, în utilaje specializate. Sablarea cu nisip se face cu utilaje pneumatice de lansare prin ejecţie, gravitaţie sau refulare. Cele mai bune sunt utilajele de sablare prin refulare (fig. 5.20.a).

Fig. 5.20. Utilaje pentru sablare Buncărul pâlnie 1 , care este umplut periodic, este montat la partea superioară a rezervorului etanş 2. Când rezervorul 2 este pus în legătura cu atmosfera, supapa 3 se deschide sub greutatea nisipului din pâlnie şi permite trecerea lui. Prin introducerea aerului comprimat supapa se închide, iar nisipul este refulat prin orificiile 4, către ajustajul 6. Aerul pătrunde şi prin conducta 5, antrenând cu putere nisipul din camera de amestecare. Amestecul de aer şi nisip este proiectat cu putere asupra piesei sub forma unui jet, a cărui acţiune mecanică rupe şi desprinde stratul de oxizi. Pentru piese mari şi straturi mari de oxizi se folosesc maşini pentru curăţire mecanica cu alice (Fig. 5.20.b.). Acestea se bazează pe principiul accelerării alicelor în câmp centrifugal. Alicele sunt alimentate axial prin pâlnia 1 în rotorul de distribuţie 2, sunt centrifugate şi trec prin fereastra cutiei de distribuţie 3 în rotorul exterior 4, în acesta ele sunt accelerate în continuare şi sunt proiectate asupra piesei. Vitezele de aruncare sunt de ordinul 60-80 m/s, debitul de 150-350 kg/min, la turaţii de 2000-2500 rot/min.

220

Materialele sub formă de table, ţevi, benzi, sârme, piese importante din oţeluri speciale se curăţă prin decapare chimică sau electrochimică. Decaparea chimică se execută în soluţii acide calde, urmată de spălare în apă rece sau caldă. 5.3.2. Utilaje pentru spălare Spălarea se foloseşte pentru îndepărtarea impurităţilor de pe suprafaţa pieselor, depuse cu ocazia călirii în ulei, prelucrărilor mecanice cu ungere şi răcire, şi transportului. Spălarea se aplică: · între călirea în ulei şi revenire; · după recoaceri de detensionare executate în ulei; · înaintea încălzirii în cuptoare cu atmosfere controlate; · în faza finală a fluxului tehnologic.

Fig.5.21. Utilaj pentru spălare Spălarea se face prin imersarea pieselor în bazine conţinând soluţii degresante, sau prin stropirea cu jet de soluţie proiectată asupra pieselor din duze sub o presiune de 3-4 atm. (fig.5.21.). Transportorul l, cu funcţionare continuă sau intermitentă, trece piesele prin camera de spălare 2, dotată cu conductele de spălare 3, care proiectează soluţia asupra pieselor. Soluţia este colectată în bazinul 4, dotat cu sistemul de încălzire cu abur 5 şi cu un sistem de evacuare a murdăriilor aflate în suspensie. Soluţia reintră în circuit prin camera dotată cu perete filtrant 6, sorbul 7şi filtrul 8. Pompa 9 este antrenată de un motor electric.

221

Vaporii rezultaţi în procesul de spălare sunt eliminaţi prin exhaustare. Aceste utilaje se construiesc şi cu funcţionare periodică în care caz transportorul 1 are mişcare reversibilă, iar camera de spălare 2 o singură uşă. După degresare, piesele se spală în apă caldă, se răcesc în apă rece şi se usucă în aer rece sau cald, în camere de uscare asemănătoare camerelor de răcire din fig. 5.14. 5.3.3. Utilaje pentru îndreptare Îndreptarea se aplică pieselor lungi, profilelor, tablelor, ţevilor deformate în cursul tratamentului termic. Operaţia se execută prin contraîncovoiere sau prin întindere (la table subţiri).

Fig. 5.22. Presă pentru îndreptat Îndreptarea prin contra-încovoiere se realizează pe prese mecanice sau hidraulice (fig. 5.22.a.). piesa se aşează pe suporţii 3 ai mesei 2, montată pe batiul presei l. centrarea şi fixarea tăcându-se cu capetele de desprindere 4. Motorul hidraulic 5 acţionează asupra zonei deformate, până când piesa capătă o oarecare deformare inversă, stabilită experimental. În acest fel, miezul piesei se deformează elastic, iar straturile superficiale capătă o deformare plastică, menită să anuleze deformarea iniţială. Prin îndepărtarea forţei de apăsare, piesa revine sub acţiunea elasticităţii miezului la forma dreaptă.

222

Pentru îndreptarea profilelor, tablelor, ţevilor, se folosesc maşinile de îndreptare cu role (fig. 5.22.b). Piesa (semifabricatul) trece prin rolele fixe 1 şi cele mobile 2, deplasabile pe verticală într-un sistem de ghidare. Reglajul rolelor se poate face în bloc sau separat pentru fiecare rolă. Antrenarea lor se face cu motor electric, reductor cu mai multe ieşiri şi transmisii cardanice. Vitezele de îndreptare uzuale sunt 0,3-3 m/s. Operaţia de îndreptare se poate executa şi pe piese manuale sau chiar manual şi se aplică pieselor mai mici; îndreptarea se face prin lovirea cu un ciocan de cupru sau bronz, piesa fiind aşezată pe o masă plană dreaptă. 5.4. Utilaje auxiliare 5.4.1. Aparate de măsură şi control a temperaturii Acestea sunt indispensabile în procesele tehnologice de tratament termic şi de funcţionarea corectă a lor depinde reuşita tratamentului. Sunt de o mare varietate, putând ti grupate după principiul care stă la baza funcţionării lor: - aparate având la bază fenomenul de dilatare a corpurilor solide, lichide şi gazoase cu temperatura (termometre metalice, cu lichid sau manometrice); - aparate lucrând pe baza variaţiei rezistenţei electrice cu temperatura (termometre cu rezistenţă electrică); - aparate funcţionând pe baza efectului termoelectric (termometre termoelectrice); - aparate funcţionând pe baza radiaţiei corpurilor (pirometre cu radiaţie); - pe baza efectelor termochimice. În domeniul tratamentelor termice, cele mai folosite sunt termometrele cu rezistenţă electrică, termometrele termoelectrice şi pirometrele cu radiaţie. 5.4.1.1. Termometre cu rezistenţă electrică (termorezistenţe) Principiul de funcţionare este variaţia rezistenţei electrice a unor metale pure cu temperatura: RT = R0 ( 1 + αT) unde: RT - rezistenţa electrică la temperatura ce trebuie măsurată T; R0 - rezistenţa electrică la o temperatură oarecare T0; a - coeficientul de temperatură a rezistenţei.

223

prin măsurarea rezistenţei RT la temperatura necunoscută T, se poate determina valoarea lui T. Domeniul uzual de temperaturi este 0-850 °C. O termorezistenţă (fig. 5.23) se compune din următoarele: rezistenţa 1 (elementul sensibil) confecţionată din platină, cupru, nichel sau wolfram este înfăşurată pe un suport din material ceramic şi este închisă în capsula de protecţie 2. Prin conductorii de ieşire 5, termorezistenţa 1 este legată la bornele 8, din suportul izolator 7. Toate acestea sunt închise in tubul protector interior 3 şi cel metalic exterior 4.

Fig.5.23. Termorezistenţă Legăturile cu circuitul exterior de măsurare se fac prin bornele 8, din capul termorezistenţei, după îndepărtarea capacului 9. Circuitul se compune din aparatul indicator 12 (logometru) divizat în unităţi de temperatură, rezistenţă de etalonare 11 ci sursa de alimentare exterioară de 4-12 V (acumulator sau un redresor legat la reţeaua de curent alternativ). Conductorii de legătură 10 sunt confecţionaţi din cupru bine izolat şi sunt introduşi într-un înveliş protector elastic din metal. Teaca protectoare 4 se execută din oţeluri refractare şi are lungimi variabile. Adâncimea de imersie Hi în mediul a cărui temperatură se măsoară este variabilă, flanşa 14 fiind reglabilă. La montarea rezistenţei şi realizarea circuitului de măsură; trebuie ca logometrul să fie destinat metalului din care este confecţionată termorezistenţa; altfel indicaţiile aparatului sunt eronate, condiţiile de etalonare iniţiale nefiind respectate.

224

5.4.1.2. Termometre termoelectrice (termocuple) Funcţionarea lor se bazează pe efectul termoelectric de contact, care constă în apariţia unei forţe electromotoare într-un circuit termoelectric închis, format din doi conductori de natură diferită, numiţi termoelectrozi. Punctul de legătură numit sudură caldă se plasează în mediul a cărui temperatură se măsoară, iar celălalt punct, numit sudură rece, este înlocuit chiar de aparatul de măsură - milivoltmetrul circuitului. Valoarea forţei termoelectromotoare depinde de temperatură şi de durata termoelectrozilor. Termoelectrozii 1 (fig.5.24), montaţi în vergeaua izolatoare 3, sunt sudaţi la capăt, formând sudura caldă 2. Bornele montate în izolatorul 4 servesc la montarea în circuitul de măsură. Termoelectrozii şi izolatorul sunt montaţi în teaca protectoare 5, confecţionată din oţeluri refractare, sau în cazul mediilor chimice active, din ceramică. Ele sunt montate în capul 6 al termocuplului şi fixate cu şurub sau bucşă filetată. Circuitul mai cuprinde o rezistenţă 9 şi milivoltmetru 10, divizat în unităţi de temperatură. Conductorii de compensaţie se fac din acelaşi material ca şi termoelectrozii, cu excepţia celor din platină, fiind blindaţi cu o împletitură metalică flexibilă şi marcaţi cu bandă colorată pentru a putea fi identificaţi.

Fig. 5.24. Termocuplu Înălţimea de imersie Hi, poate fi modificată cu flanşa de fixare 11; deci termocuplul are sistem de fixare cu bucşă filetată, lungimea activă este bine determinată. Termocuplurile frecvent utilizate şi domeniul de temperaturi pentru care se folosesc sunt prezentate în tabelul 5.4.1.

225

Milivoltmetrele put fi indicatoare, înregistratoare şi regulatoare. Cele înregistratoare permit înscrierea rezultatelor măsurării pe o diagramă şi deci urmărirea procesului în dinamica sa. Dacă sunt cu mai multe canale permit măsurarea temperaturii în mai multe puncte, folosind un număr corespunzător de termocuple. Milivoltmetrele termoregulatoare permit reglarea temperaturii într-o instalaţie de încălzire prin cuplarea-decuplarea de la reţea sau reglarea debitului de combustibil şi aer. Tabelul 5.l. Temperatura limită [°C] Culoare de Tipul marcare a termocuplului Funcţionare Funcţionare cablului de continuă intermitentă compensaţie Fe – constantan 0-450 550 Albastru CA-O (Cromel0-650 850 Verde Alumel) CA-1 0-650 950 Verde CA-2 0-650 1100 Verde CA-3 0-900 1200 Verde Pt-Rh 10%-Pt 0-1300 1600 Alb Pt-Rh 13%-Pt 0-1400 1600 Alb În circuitele termocuplelor, milivoltmetrele pot fi înlocuite cu potenţiometre, în care caz, precizia măsurării este mai mare. Atât termorezistenţele cât şi termocuplele prezintă avantajul că permit măsurarea temperaturii la distanţă, cu mare precizie, sunt simple din punct de vedere constructiv întreţinerea fiind uşoară. Termocuplele au avantajul că nu necesită o sursă de alimentare exterioară. Amplasarea termorezistenţelor şi termocuplelor Adâncimea de pătrundere în mediul a cărui temperatură se măsoară trebuie să fie de 6-15 ori diametrul tubului de protecţie. Trecerea prin peretele cuptoarelor (fig. 5.2~.a) trebuie să fie bine etanşată şi izolată termic, pentru ca pierderile de căldură prin scurtcircuitare termică şi pătrunderea aerului fals să fie minime. Odată montate, adâncimea de imersie nu se va mai modifica. Capetele libere ale termocuplelor şi termorezistenţelor vor fi ferite de şocuri mecanice (lovire cu şarja), de şocuri termice (variaţii bruşte de temperatură) şi de contactul direct cu flacără. Dintre soluţiile posibile se preferă montarea pe verticală, pentru a elimina deformarea tubului de protecţie. Când se măsoară temperatura gazelor, acestea trebuie să circule intens

226

în jurul capetelor libere. Capetele libere vor fi ferite de radiaţia spaţiului în care se montează, pentru a nu da valori eronate. În fig. 5.25.b se prezintă modalităţile de montare a termorezistenţelor în conducte.

Fig.5.25. Montarea termocuplelor Pentru o corectă măsurare a temperaturii din spaţiul de lucru a cuptoarelor, trebuie bine determinat punctul reprezentativ din punct de vedere termic, unde să se monteze aparatele. În cazul spaţiilor mari, se recomandă montarea mai multor aparate, care permit o apreciere corectă a câmpului de temperatură. 5. .1.3. Pirometre cu radiaţie totală Se folosesc la măsurarea temperaturilor cuprinse între 500-3000°C şi se bazează pe legea Stephan-Boltzmann, care e prima legătură dintre energia radiantă emisă de un corp şi temperatura sa.

Fig.5.26. Pirometru cu radiaţie totală În corpul pirometrului 1 (fig. 5.2(i) se mişcă sistemul obiectiv 2, cu lentila obiectiv 3 şi diafragma 4. Sistemul ocular 5, este tot telescopic şi

227

dispune de o lentilă oculară 6. Pentru protejarea ochiului operatorului; pe axul optic al pirometrului este montat un filtru fumuriu 7, care este necesar în cazul măsurării temperaturilor înalte. După reglarea sistemului optic, energia radiată de suprafaţa radiantă (piesă, perete cuptor) este concentrată asupra bateriei (sau a termocuplului) 8, aflată pe axul optic. Conductorii de ieşire ai termobateriei sunt legaţi la un milivoltmetru indicator, înregistrator sau regulator 9. Constructiv există multe variante: pirometre portative, fixe, monobloc sau cu aparatul indicator separat, etc.

Fig. 5.27. Pirometru cu radiaţie totală La măsurare se vizează fie chiar suprafaţa piesei - avantaj mare, permiţând determinarea temperaturii piesei şi nu a mediului din cuptor ca în cazul termocuplelor - fie o piesă de tip pahar din carborund, montată în peretele cuptorului. Aceste pirometre sunt utile şi la măsurarea temperaturii băilor de săruri sau de metale topite, vizând suprafaţa liberă a acestora. 5.4.1.4. Pirometre cu radiaţie parţială Domeniul de temperatură pe care-l acoperă este 600 - 3000°C. Aceste pirometre se mai numesc şi pirometre cu dispariţia filamentului. Sistemul optic este o lunetă compusă din corpul 1, sistemul obiectiv 2 cu lentila obiectiv 3 şi sistemul ocular cu lentila 5 şi filtrul roşu 6, care permite trecerea numai pentru razele de culoare roşie (cu o lungime de undă λ = 0,65 Hz).

228

Filtrul cenuşiu 8, permite vizarea suprafeţelor încălzite la temperaturi mari. Peste imaginea corect vizată, se suprapune imaginea filamentului unui bec, astfel montat încât acest lucru să fie posibil. Alimentarea becului se face de la o sursă 9 de 2-10 V, prin rezistenţa variabilă 10, care permite reglarea temperaturii (culorii) filamentului. În momentul când filamentul se pierde pe fondul câmpului vizat, se citeşte temperatura pe aparatul indicator 11. Aceste pirometre nu necesită răcire şi sunt de regulă portative; cele trei părţi constitutive ale aparatului sursa de alimentare, partea optică, aparatul de măsură - pot fi monobloc sau separate, în funcţie de firma constructoare.

229

EVALUARE

1. Ce sunt utilajele pentru tratament termic? 2. Cum se clasifică utilajele? 3. Care sunt utilajele cu cel mai bun randament? 4. Constructiv, care sunt cele mai simple cuptoare? 5. Ce sunt băile de săruri? 6. De câte feluri sunt băile de săruri? 7. Care sunt utilajele cu răcire rapidă? 8. Utilaje pentru curăţire (clasificare). 9. Cu ce se face măsurarea temperaturii? 10. Ce este pirometru optic?

230

6. COROZIUNEA ŞI PROTECŢIA METALELOR 6.1. Generalităţi 6.1.1. Definiţie, clasificare Prin coroziune se înţelege fenomenul complex de distrugere a materialelor datorită reacţiilor chimice sau electrochimice cu diferite substanţe prezente în mediul înconjurător. Atacul chimic direct este posibil la toate materiile prime şi materialele folosite în industrie, în timp ce atacul electrochimic nu apare decât la metale, deoarece numai ele posedă electroni liberi. Materialele sintetice nu posedă această structură, ele fiind supuse degradării numai prin atac chimic. Sub acest aspect se defineşte coroziunea chimică, unde în timpul reacţiei dintre material şi mediu corosiv nu apare un transport de sarcini electrice; coroziunea electrochimică, unde în timpul reacţiei cu mediul corosiv apare un transport de sarcini electrice. Ca efect al coroziunii se pierd permanent din economia mondială cantităţi importante de materiale. De exemplu, din producţia mondială de oţel din ultimii 50 de ani, de aproximativ 20 miliarde de tone, se apreciază că cca. 44% s-a pierdut prin coroziune. Aceasta justifică pe deplin necesitatea luării unor măsuri de protecţie a materialelor împotriva agenţilor corosivi şi de aprofundare a studierii fenomenelor coroziunii. Combaterea eficientă a coroziuni prin aplicarea metodelor moderne de protecţie, presupune cunoaşterea temeinică a teoriei coroziunii metalelor. cele mai mari distrugeri corosive le provoacă aerul în diferite condiţii: atmosfera rurală, urbană şi industrială, apa de conductă, apa distilată, subterană, sărată, de scurgere precum şi vaporii de apă. Coroziunea chimică se poate produce din cauza afinităţii dintre metale şi unele gaze uscate (O2, SO2, H2S, HCl-gazos, CO, CO2, H2, H2O-vapori), sau lichide rău conducătoare de electricitate (alcooli, benzină, benzen etc.), provocând pierderi de material, dezagregarea materialului de către cristalele sărurilor care se formează în porii materialului. Intensitatea procesului de coroziune este condiţionată de: natura materialului, natura mediului corosiv, concentraţie, temperatură şi presiunea.

231

Dintre factorii externi. acţiunea cea mai dăunătoare asupra metalelor o are oxigenul. Suprafaţa curată a multor metale expusă la aer, se oxidează rapid, dacă reacţia respectivă de oxidare are loc cu scăderea energiei libere. mMe + nO → MemOn În cazul coroziunii chimice, proporţional cu creşterea temperaturii, creşte şi viteza de coroziune. Astfel la prelucrarea la cald a oţelului, de exemplu prin laminare, unde temperaturile şunt între 900...1300°C, grosimea peliculei de oxid poate ajunge la 1...2 mm, ceea ce determină pierderi considerabile de metal la fiecare încălzire. De la 600°C, pe suprafaţa oţelului apare un complex de oxizi (denumit ţunder) care cuprinde oxizii: FeO, Fe2O4 şi Fe3O4, in straturi de diferite grosimi. Aceste straturi sunt insă poroase, permit oxidarea in continuare a metalului şi se exfoliază. Coroziunea electrochimică. Pentru apariţia coroziunii electrochimice este necesar să existe un anod, un catod, un electrolit şi un conductor, deci un element galvanic. Prin introducerea metalului în apă, sau într-un mediu cu proprietăţi electrolitice, pe suprafaţa metalului apar elemente galvanice, în care impurităţile din metal funcţionează ca microcatozi, cu descărcare de hidrogen pe suprafaţa lor, in timp ce metalul, funcţionând ca anod, se dizolvă. Exemple tipice de coroziune electrochimică se întâlnesc în cazul obiectelor din oţel expuse coroziunii atmosferice (ruginirea fierului), precum şi a coroziunii provocate de curenţii electrici de dispersie din sol, numiţi şi curenţi vagabonzi (şine de tramvai sau cale ferată electrificată). Practic în cazul coroziunii, este importantă cunoaşterea vitezei de coroziune. Dacă viteza de coroziune este foarte mică, chiar dacă se produce totuşi coroziunea se poate considera materialul corespunzător, adică rezistent la coroziune. Viteza de coroziune se exprimă prin masa de metal distrus pe unitate de suprafaţă în unitate de timp (g/m2h) sau pe adâncimea la care au ajuns degradările în unitate de timp (mm/an). Cunoaşterea acestor indici permite: alegerea corespunzătoare a materialului în funcţie de natura mediului şi dimensionarea instalaţiilor în funcţie de durata exploatării. Metalul corodat se află în general sub forma unor construcţii şi instalaţii metalice, al cărui cost este mult superior costului materialului din care sunt confecţionate. Alături de costul materialului, sume foarte mari se cheltuiesc pentru : repararea defectelor provocate de coroziune, supradimensionarea pentru prevenirea accidentelor; utilizarea materialelor anticorosive scumpe (metale şi aliaje neferoase, oţeluri speciale), aplicarea metodelor curente de protecţie anticorosivă etc. Coroziunea generală (continuă) cuprinde întreaga suprafaţă metalică şi poate fi uniformă când are aceeaşi adâncime şi neuniformă când datorită vitezei 232

de coroziune diferită se extinde pe adâncimi diferite. Coroziunea localizată (discontinuă) cuprinde anumite zone ale suprafeţei metalului apărând sub formă de pete, puncte (pittinguri), plăgi sau pungi ascunse de un strat de metal aparent neatacat. Coroziunea intercristalină (intergranulară) constă în distrugerea limitelor grăunţilor cristalini slăbind coeziunea acestora. respectiv rezistenţa mecanică a materialului. Coroziunea transcristalină (intergranulară) întâlnită sub forma de fisuri trans-granulare. Coroziunea selectivă, constă în dislocarea unui anumit constituent din aliaj. De exemplu: dezincarea alamei în mediu de acid, în urma căreia pe suprafaţa aliajului apare un strat pulverulent de cupru de culoare roşcată cafeniu. Procesele chimice cât şi cele electrochimice de coroziune se desfăşoară la interfaţa metal-lichid sau metal-gaz corosiv, acestea fac parte din categoria reacţiilor eterogene. Coroziunea şi eroziunea acţionată simultan asupra suprafeţei metalice. Noţiunea de rezistenţă la coroziune este stabilitatea chimică, rezistenţa anticorosivă sau pasivitatea metalului. Coroziunea chimică se supune legilor generale ale cineticii reacţiilor chimice eterogene, iar coroziunea electrochimică este însoţită de trecerea curentului electric prin metalul sau aliajul corodat, având loc la contactul diferitelor metale cu soluţiile de electroliţi, topituri de săruri sau pelicule de umezeală. 6.1.2. Prevenirea coroziunii (pasivizarea). Metode. Prevenirea coroziunii se realizează prin utilizarea materialelor pure şi cu rezistenţă la coroziune mare, având o viteză de coroziune cât mai mică. Utilizarea materialelor autoprotectoare care după faza iniţială de coroziune se acoperă cu o peliculă izolatoare (fenomen numit pasivizare) şi care opreşte înaintarea coroziunii. Pasivizarea este naturală, provocată prin însăşi coroziunea metalului întâlnită la Al, Sn, Zn, care îşi formează în contact cu atmosfera, o peliculă protectoare de A12O3, Zn2O3, SnO2, oprind continuarea coroziunii şi pasivizarea artificială provocată printr-un tratament aplicat în mod special metalului. Alte exemple de pasivizare se întâlnesc la contactul dintre Pb şi H2SO4 (pelicula de PbSO4); Ag cu HCl (pelicula de AgCl). Pentru ca pelicula protectoare să asigure pasivizarea suprafeţelor pieselor metalice trebuie să fie aderentă, continuă, fără pori sau fisuri care ar permite pătrunderea agentului corosiv în adâncime. Pentru evitarea apariţiei coroziunii se vor lua următoarele măsuri: - evitarea asamblării metalelor cu electronegativitate foarte diferită ca de 233

exemplu: aluminiul în prezenţa aliajelor de cupru sau a oţelurilor aliate; bronzul în contact cu oţelul etc. - evitarea asamblărilor dintre piesele ecruisate cu cele recoapte sau turnate, întrucât din cauza diferenţei de potenţial electrochimic dintre ele, în prezenţa unui electrolit, cele ecruisate vor fi erodate şi distruse. Pasivizarea este o stare de rezistenţă mare la coroziune a metalelor şi aliajelor provocate de micşorarea procesului anodic sub acţiunea deplasării în sens pozitiv a potenţialului. Coroziunea poate fi prevenită prin modificarea condiţiilor de lucru: - eliminarea prin metode mecanice, fizice şi chimice a agenţilor corosivi, de exemplu: neutralizarea apei reziduale cu diferite substanţe chimice, îndepărtarea oxigenului din apa cazanelor cu abur pentru termocentrale electrice cu ajutorul unor substanţe reducătoare, evacuarea gazelor (CO, CO2) cu ajutorul ventilatoarelor, filtrelor antipoluante etc. - utilizarea inhibitorilor sau a pasivizatorilor definiţi prin substanţe organice sau anorganice introduse în mediul corosiv, care micşorează considerabil viteza de coroziune a acestuia sau e anulează complet. După modul în care îşi exercită acţiunea asupra procesului de coroziune, inhibitorii pot fi: anodici, catodici, absorbanţi. Inhibitorii anodici (silicatul, bicromatul, fosfatul de monoacid de sodiu) frânează coroziunea prin formarea de pelicule protectoare pe zonele anodice. Inhibitorii catodici frânează coroziunea prin formarea de pelicule protectoare pe zonele catodice şi sunt mai puţin eficienţi dar nu sunt periculoşi ca cei anodici. Aplicarea electroapărării (protecţia catodică) care constă în aplicarea unor metode galvanice folosind anozi metalici auxiliari care se corodează în locul metalului protejat. 6.2. Procedee de acoperire a suprafeţelor materialelor Procedeele de acoperire a suprafeţelor materialelor constau în depunerea pe suprafeţele pieselor a unor straturi protectoare metalice sau nemetalice. Pentru a fi îndeplinit rolul de protecţie prin acoperire, aceste depuneri trebuie să fie continue, lipsite de pori, aderenţe la suprafaţă, rezistente la uzură etc. Calitatea protecţiei prin acoperire, a suprafeţelor pieselor care se realizează prin aplicarea unor operaţii de prelucrare mecanică de degroşare şi decapare. Metoda de acoperire cu depuneri metalice protectoare se aplică la materialele metalice şi nemetalice (sticlă, mase plastice, ceramică, hârtie etc. Metalele protectoare frecvent utilizate pentru acoperire sunt: Cu, Ni, Cr, Pb, aplicate pe oţel slab aliat. 6.2.1. Acoperirea suprafeţelor cu straturi metalice protectoare 234

se realizează prin: · cufundarea piesei în metalul protector topit; · galvanizarea; · metalizarea prin difuziune termică: · metalizarea prin pulverizare, · placarea. 6.2.2. Acoperirea suprafeţelor prin cufundarea piesei în metalul topit Se realizează în băile topite ale unor metale (Cu, Ni, Cr, Pb) după care sunt răcite în aer sau bazine cu apă. Topiturile din băi au la suprafaţa lor un strat de fondant (clorură de zinc) care reţine ultimele resturi de oxizi de pe suprafeţele pieselor protejate în prealabil. În momentul contactului topiturii cu suprafaţa activă a piesei are loc difuziunea atomilor metalului de depunere în reţeaua metalului ce trebuie protejat, formându-se astfel un aliaj. În cazul în care cele două metale nu se aliază se adaugă în topitură elemente auxiliare, de exemplu: la acoperirea fierului cu plumb se adaugă în topitura până la 50% zinc. Prin acest procedeu se protejează sârmele şi tablele zincate, tabla cositorită, tabla plumbuită, piese din oţel acoperite cu straturi de aluminiu sau aliaje de aluminiu-siliciu. 6.1.3. Acoperirea metalelor suprafeţelor prin metalizare folosind difuzia termică Metoda constă în îmbogăţirea stratului exterior al pieselor cu atomi ai unor metale rezistente la coroziune sau care conduc la formarea cu metalul de bază a unor constituenţi structurali rezistenţi. Metoda se bazează pe procesele elementare ce au loc în mediu activ de disociere, adsorbţie şi difuziunea atomilor, desfăşurate în spaţii închise. Disocierea este procesul de formare a atomilor în stare născândă capabili să adere şi să difuzeze în suprafaţa metalului de protejat, iar gradul de disociere este capacitatea mediului de a favoriza apariţia atomilor in stare activă. Adsorbţia este fenomenul de aderare la suprafaţa materialului de protejat a atomilor activi din mediul de disociere. Difuzia este fenomenul de pătrundere a atomilor activi prin suprafaţa materialului făcând soluţie solidă cu materialul de bază. Acest fenomen se desfăşoară la temperaturi înalte. atomii care prezintă energii mari se pot deplasa dintr-un loc în altul efectuând un lucru mecanic, datorită unei energii de activare.

235

6.2.4. Acoperirea suprafeţelor prin metalizare folosind pulverizarea (atomizarea) Procedeul este modern şi constă în aplicarea pe suprafaţa metalului de protejat a unui strat metalic topit cu flacără oxiacetilenică sau cu arc electric si pulverizat cu ajutorul unui pistol cu aer comprimat pentru metalizat. Materialele protectoare sunt sârme de cupru sau pulberi metalice de Cr, Ni, procedeul prezintă avantajul încărcării suprafeţelor pieselor costisitoare uzate sau prelucrate greşit, dar prezintă şi dezavantajul pierderii de metal in proporţie de 40% în timpul depunerii prin împroşcare. Prin solidificare, particulele proiectate pe suprafaţa de metalizat se sudează între ele formând o peliculă aderentă. Aparatul de metalizat trebuie să realizeze: topirea metalului de aport, pulverizarea metalului topit antrenarea particulelor formate către suprafaţa de metalizat. Utilizarea pulberii sau a sârmei metalice este condiţionată de caracteristicile metalurgice ale acestora şi proprietăţile tehnologice impuse peliculei ce se va forma. Suprafeţele suport pot avea cele; mai diferite forme. Înainte de metalizare, acestea sunt supuse sablării. Metalizarea trebuie efectuate imediat după pregătirea suprafeţelor, pentru a evita oxidarea. Instalaţiile automate realizează acest ciclu. Se poate realiza metalizarea unor materiale nemetalice (lemn, sticlă, hârtie etc.) şi se mai poate aplica şi în industria electrotehnică (condensatoare; rezistenţei; industria poligrafică, medicină, industria bijuteriilor şi a obiectelor de artă. 6.2.5. Acoperirea suprafeţelor metalice prin placare Este procedeul de îmbinare nedemontabilă a două sau mai multe materiale metalice in formă de straturi, prin intermediul forţelor de coeziune şi tensiune superficială. Produsele placate se deosebesc de cele metalizate prin pulverizare sau alte procedee, prin grosimea mai mare a stratului pe materialul de bază. Dacă la metalizarea prin pulverizare, sau alte procedee, grosimea peliculei realizată este de ordinul mm sau a sutimilor de mm., la placare grosimea peliculei este de ordinul zecimilor de mm sau de µm. Straturile metalizate nu depăşesc 2..3°% din grosimea totală a obiectului rezultat, pe când cele placate ajung peste 8 ... 10 %, uneori 20%. a. Placarea prin turnare se realizează turnând metalul de placare pe suprafaţa pregătită pentru placat. Piesa de placat se preîncălzeşte (la oţel 830° ... 1030°C). Prin solidificarea metalului de placare pe suprafaţa de placat 236

se realizează o aderenţă suficientă obţinerii unei piese stratificate unitare. Aderenta se realizează, în special prin difuziune. b. Placarea prin deformare plastică se realizează prin presarea suprafeţelor de placat în aşa fel încât, între acestea să apară forţele de aderenţă necesare unei piese monolit. Placarea prin deformare plastică se face în mod obişnuit la cald şi la rece în anumite condiţii. c. Placarea prin laminare se face la temperatura corespunzătoare deformării plastice a lingoului. d. Placarea prin sudare se aplică produselor bimetalice de dimensiuni mari (lingouri, plăci, cazane etc.). Metalul de placat se poate depune tot prin topirea unuia sau mai multor electrozi de sârmă sau bandă cu ajutorul arcului electric sub strat de flux. e. Placarea prin procedeele metalurgiei pulberilor constă în depunerea unor straturi de pulberi metalice, care după sinterizare, aderă fie pe o placă metalică obţinută prin laminare, fie pe una realizată tot prin presare şi sinterizare. Se pot depune una, două sau mai multe folii sau plăci, fiecare realizată prin sinterizarea de pulberi metalice. 6.2.6. Acoperirea suprafeţelor prin galvanizare Se realizează pe cale electrolitică prin introducerea piesei ce trebuie protejată într-o baie de galvanizare având o soluţie de sare a metalului protector. Piesa se leagă la polul negativ, iar la polul pozitiv se leagă o placă din metalul protector al unei surse de curent continuu de joasă tensiune 6 ... 12V şi de intensitate relativ mare. La trecerea curentului electric prin soluţie, sarea metalului se descompune şi metalul în stare născândă se descompune pe suprafaţa piesei de protejat. În acelaşi timp anodul se dizolvă regenerând soluţia. Metalele protectoare utilizate sunt: Cu, Ni, Zn, Sn, Pb, Cd, Cr, Ag, Au şi aliajele lor: Cu + Zn, Sn + Pb, Ni + Co etc. În cazul când metalul protector nu aderă la suprafaţa piesei care se protejează se realizează mai multe depuneri succesive de metale diferite. De exemplu la acoperirea cu Ni se face mai întâi o acoperire cu cupru, apoi cu nichel şi în final cu crom. Grosimea materialelor depuse este de ordinul sutimilor de milimetru. Metoda de pregătire a suprafeţei metalice înaintea aplicării stratului protecţiilor diferă în funcţie de metoda de depunere adoptată, de gradul de impurificare a suprafeţei de prelucrat şi de calitatea dorită de pregătire a suprafeţei. Ca primă operaţie de pregătire a suprafeţei corodate a unei piese se menţionează şlefuirea cu discuri abrazive, apoi lustruirea pe discuri moi cu adaosuri de pâslă de lustruit. Înainte de aplicarea stratului protector, suprafaţa 237

metalică prelucrată pe cale mecanică se degresează şi se decapează prin metode chimice sau electrochimice. Prin degresare se urmăreşte îndepărtarea materiilor grase de orice natură până când suprafaţa piesei metalice este udată continuu de apă. Degresarea se continuă în soluţii alcaline. În soluţia de decapat se introduc şi inhibitori de coroziune. Un loc important între tipurile de protecţii îl deţin acoperirile metalice depuse electrochimic. Cercetările în domeniu au fost canalizate pe trei direcţii: - tehnologii privind pregătirea suprafeţelor; - procese electrochimice de aplicare a metalelor; - controlul calităţii depunerilor metalice. S-au înlocuit electroliţii cianurici toxici cu alţii inofensivi. O preocupare specială în domeniu o constituie depunerile de aliaje, care posedă calităţi cu totul deosebite faţă de ale elementelor simple. Aceste tehnologii îşi au locul în tehnica nucleară, industria aerospaţială, electronică, industria uşoară, în reproducerea Galvanoplastia constă în producerea sau reproducerea unui obiect prin depunerea unor metale pe cale electrolitică. Calitatea specifică a procedeelor galvanoplastice constă în fidelitatea cu care se reproduc cele mai mici detalii, la aceasta se adaugă simplitatea metodei, instalaţii relativ simple, pregătirea-formarea personalului relativ uşor. Principalul dezavantaj al galvanoplastiei constă în neuniformitatea depunerii metalice (prezentând proeminenţe şi adâncituri pronunţate). Condiţii de exploatare a acoperirilor metalice Depunerea electrolitică a unui metal sau aliaj se face în următoarele scopuri: a. Îmbunătăţirea aspectului care se realizează în general, prin modificarea luciului sau obţinerea unei coloraţii speciale; b. Protecţia contra mediului ambiant; c. Obţinerea unui strat metalic cu anumite caracteristici fizico-mecanice speciale. Mediul ambiant sau atmosfera înconjurătoare se caracterizează printr-o serie de factori ca de exemplu: oxigenul, căldura, umiditatea, precipitaţiile care acţionează distructiv asupra metalelor producând coroziunea atmosferică. Aceasta este urmarea proceselor electrochimice care au loc în prezenţa apei de condens sau din precipitaţii şi a oxigenului. Fenomenul este cu atât mai accelerat cu cât intervin şi alţi agenţi, ca de exemplu căldura. Înainte de alegerea unei protecţii metalice este necesară cunoaşterea condiţiilor existente privind agenţii agresivi. 1n acest sens s-au delimitat tipuri de protecţie climatică . Dacă asupra unei protecţii acţionează numai factori climatici, climatul respectiv are şi indicativul "rural". În apropierea mărilor există în atmosferă cantităţi imense de aerosoli de clorură de sodiu (NaCl), care favorizează 238

procesele electrochimice de coroziune. Climatele respective au indicativul "marin". Bioxidul de sulf (SO2), bioxidul de carbon (CO2) sunt impurităţi de mare agresivitate, existente în domeniul industrial, iar climatul are indicativul "industrial". Factorii atmosferici contribuie la degradarea metalelor datorită unor fenomene electrochimice. Există şi agenţi atmosferici care au efecte nefavorabile datorită acţiunii fizice de tracţiune, abraziune, cum sunt: nisipul, praful, caracteristice zonelor de deşert şi industriale. În timpul exploatării, metalele pot veni în contact cu agenţi chimici solizi, concentraţia acesteia, temperatura de lucru, etc. Contactul poate ti periodic sau continuu. Există acoperiri care trebuie să reziste la temperaturi ridicate. Dacă reperele sunt din domeniul electronic sau electric, acoperirile metalice trebuie să îndeplinească condiţiile de conductibilitate termică, electrică precum şi proprietăţi magnetice. 6.2.6.1. Noţiuni de electrochimie Disocierea electrolitică Procedeul de separare a ionilor moleculelor unor substanţe la dizolvarea lor în apă sau prin topire, se numeşte disociere electrolitică. Acest proces are loc când forţe ce anulează forţele electrostatice; care ţin legaţi ionii în cristal sau în moleculă. În calcul topirii, energia termică transmisă din derivă, face ca amplitudinea mişcărilor de oscilaţie ai ionilor, în jurul centrilor de echilibru, să crească până la ruperea legăturilor, ceea ce echivalează cu libertatea de mişcare a ionilor şi deplasarea lor sub influenţa unui câmp electric exterior. Gradul de disociere Nu toate moleculele dizolvate sunt disociate. Dacă notăm cu N numărul total de molecule dizolvate şi cu N' numărul moleculelor disociate în ioni, putem defini gradul de disociere Gd ca fiind: - electroliţi tari - electroliţi slabi - electroliţi intermediari

când Gd > 0,5 când Gd < 0,01 când 0,01 < Gd < 0,5.

Disocierea ionică a apei (pH-ul soluţiilor) H2O ⇔ H+ + OHNoţiunea de pH. În loc să se spună că în apa pură concentraţia ionilor de 239

hidrogen este de o zecime de milioane sau de 10-7 ion-g/l, se obişnuieşte să se spună că pH-ul apei pure este 7; această cifră (exponent) este singura semnificativă în ce priveşte numărul ionilor de hidrogen. Rezultă că pH reprezintă logaritmul concentraţiei ionilor de hidrogen, luat cu semnul minus: pH = - lg [H] + unde [H ] reprezintă concentraţia ionilor de hidrogen. - în soluţii neutre pH = 7; - în soluţii bazice pH > 7 (alcaline). Soluţia tampon este un acid, sare sau bază care reglează valoarea pH la valoarea dorită. 6.2.6.2. Legile electrolizei În absenţa unui câmp electric exterior, ionii din soluţia de electrolit se mişcă datorită agitaţiei termice, în toate direcţiile, similar cu mişcarea moleculelor de gaz. Sub influenţa câmpului electric din celula de electroliză una din direcţiile de mişcare (cea către electrozi) devine predominantă. - ionul de hidrogen H+ se deplasează spre - K „ - ” catod - ionul de hidroxil OH- se deplasează spre --ţ A „ + ” anod Ionii hidrataţi ajunşi la electrozi pierd moleculele de apă de hidratare şi se descarcă pe electrozi. În cazul unei soluţii de sulfat de nichel (NiSO4·6H2O), ionii Ni2+ se vor deplasa spre catod (K) unde, după pierderea celor şase molecule de apă de hidratare se descarcă formând depozitul metalic. Deci trecerea ionului de Ni2+ din soluţie pe catod înseamnă un transport de masă concomitent cu un transport de sarcini electrice. Acest aspect este valabil pentru orice ion care se descarcă pe electrozi. Rezultă că între cantitatea m de substanţă (în cazul nostru nichel) depusă pe electrod şi cantitatea de electricitate q ce traversează soluţia de electrolit există o proporţionalitate directă ce poate fi exprimată prin relaţia: m = k · q; unde: m - masa metalului depus; q = i · t - cantitatea de electricitate care traversează soluţia de electrolit; i - intensitatea curentului; t - durata electrolizei; k - coeficient de proporţionalitate (echivalent electrochimic). 6.2.6.3. Teoria depunerii galvanice Depunerea galvanică a metalelor este un proces electrochimic prin c3re se realizează o protecţie anticorosivă sau în scopuri decorative ori pentru îmbunătăţirea proprietăţilor mecanice ale unor metale sau pentru producerea unor profiluri, etc. Depunerea galvanică a metalelor constă în neutralizarea sarcinilor ionului 240

(metalic) hidratat şi încorporarea atomului neutru în reţeaua cristalină a metalului. Una din cele mai importante condiţii pentru obţinerea primei acoperiri galvanice foarte aderente şi satisfăcătoare ca aspect exterior este curăţirea suprafeţelor ce urmează a ti acoperite. Toate obiectele oricât de curate ar părea la o examinare atentă a suprafeţelor se observă impurităţi pe suprafaţă care împiedică procesul de galvanizare normală. Impurităţile care se găsesc pe suprafaţa pieselor se împart în trei categorii: - oxizi; - grăsimi şi substanţe organice: - corpuri străine solide de diferite provenienţe (nisip, praf, zgură, incluziuni, etc.). Este imperios necesar curăţirea suprafeţelor metalelor pentru a avea o aderenţă bună a stratului galvanic depus. Pregătirea suprafeţelor se face prin metode mecanice care constau în netezirea şi nivelarea suprafeţelor pentru îmbunătăţirea aspectului general şi în special al luciului acoperirilor galvanice. Piesele se supun la 2 operaţi: şlefuire şi lustruire. Prin şlefuire se îndepărtează cantităţii mici de metal în vederea nivelării suprafeţelor, în timp ce la lustruire se face o finisare a suprafeţei, realizează o îndepărtare a zgârieturilor, rizurilor lăsate de abraziv. Materialele abrazive pot ti naturale sau sintetice sub formă granulară depuse pe suporţi respectiv discuri de şlefuit şi lustruit. Pentru şlefuire: - şmirghel (hârtie abrazivă); - disc electrocorund. Pentru lustruire: - postav îmbibat cu oxid de crom: - var de Viena (pastă); - Al2O3 (alumină metalografică); - carbură de siliciu (SiC). Şlefuirea şi lustruirea se poate face prin vibrare. 6.2.7. Metode chimice şi electrochimice de curăţire. Degresarea. Defecţiunile care apar la depunerile galvanice se datorează pregătirii insuficiente a suprafeţelor înainte de galvanizare, înaintea depunerii straturilor. Una din metodele de curăţire a suprafeţelor este DEGRESAREA prin care se înţelege îndepărtarea grăsimilor de pe suprafeţele metalice. Degresarea se poate face în mai multe feluri: - degresare în solvenţi organici; - degresare în soluţii alcaline; 241

- degresare în emulsii; - degresare manuală; - curăţire şi degresare electrolitică. 6.2.7.1. Degresarea în solvenţi organici Degresarea în solvenţi organici constă în dizolvarea grăsimilor saponificabile şi nesaponificabile. Solvenţii organici se clasifică în două categorii: - inflamabili - benzină, petrol lampant, white-spirte, benzen, toluen; - neinflamabili - tetraclorura de carbon, percloretilena, tricloretilena, etc. Datorită tendinţei lor de a se aprinde la temperaturi relativ joase, solvenţii organici inflamabili nu se prea folosesc. Solvenţii organici neinflamabili permit degresarea la temperaturi ridicate, dizolvă foarte bine uleiurile, grăsimile şi nu prea reacţionează cu metalele. Percloretilena şi tetraclorura de carbon (CCIT) sunt cei mai indicaţi solvenţi organici pentru degresare. Dezavantajul acestor solvenţi cloruraţi constă în toxicitatea mare şi preţ de cost ridicat. Degresarea se face prin scufundare sau stropire. După degresare urmează spălare, apoi o uscare. 6.2.7.2. Degresare în soluţii alcaline Soluţiile pentru degresare chimică conţin substanţe care formează compuşi solubili cu grăsimile şi uleiurile saponificabile, reduc forţa de coeziune dintre pelicula de grăsime sau impurităţile mecanice şi metal, uşurează spălarea şi preîntâmpină coroziunea metalului. Astfel de componenţi sunt: hidroxizii de sodiu şi potasiu, soda calcinată, fosfaţii, silicaţii şi adaosurile tensioactive. Soluţiile alcaline pentru degresare pot fi: - soluţii slab alcaline, pH = 10 - 11 degresare uşoară; - alcalinitate medie, pH = 11 - 12 (curăţire înainte de galvanizare); - puternic alcaline, pH = 12 – 14 (curăţire brută) Temperatura procesului de degresare este cuprinsă între 60-90°C. Compoziţia generală a băilor: - NaOH - hidroxidul de sodiu; - Na2CO3 - carbonatul de sodiu: - Na3PO4 - trifosfatul de sodiu; 6.2.7.3. Degresarea cu emulsii Se bazează pe utilizarea unui amestec de solvent organic, emulgator şi apă sau soluţii slab alcaline. Compoziţia emulsiilor: - solvent (petrol. tricloretilenă); 242

- emulgător (silicat de sodiu şi săpun); - stabilizator: - apă. 6.2.7.4. Degresarea electrochimică Se execută în soluţii alcaline, la catod sau la anod. De obicei se face la catod sau combinat (la catod apoi la mod). Metoda este mult mai eficace decât celelalte. Electrolitul conţine aceleaşi componente ca şi la degresarea în soluţii alcaline: NaOH, Na2CO3, Na2PO4, NaCN, KCN. Electrozii folosiţi sunt din oţel nichelat, gratii sau plăci de Ni. Degresarea se tace la temperatura de 50-80°C. 6.2. 7.5 Degresarea cu ultrasunete Asigură un grad ridicat de curăţire a suprafeţei metalului în timp scurt. Avem nevoie de instalaţii speciale (generatoare de ultrasunete). Costul ridicat al instalaţiei este justificat de calitatea superioară a produselor. Temperatura de lucru 45-55°C: Durata degresării, câteva minute. Pentru o degresare bună trebuie ca suprafaţa pieselor să fie pusă în direcţia câmpului sonic. Piesele trebuie rotite în timpul degresării. 6.2.7.6. Decaparea Este procesul de îndepărtare a oxizilor (rugină şi ţunder) de pe suprafaţa metalelor prin tratarea obiectelor cu soluţii de aciri, săruri acide, alcalii sau dizolvare ANODICĂ. Rugina = un amestec de hidroxizi de Fe2+ şi Fe3+ (Fe2O3, Fe3O4). La interacţiunea cu acizii aceşti oxizi formează săruri solubile în apă. Alegerea procedeului de decapare depinde de natura metalului; de caracterul şi de grosimea stratului de oxid care îl acoperă. Tehnologia de decapare are următoarele faze: - degresare brută; - spălare; - decapare; - spălare; - uscare; - protecţie temporară împotriva coroziunii. Reacţii de decapare: 2Na + H2 → 2NaH- hidrură de sodiu Fe3O4 + 4NaH → 3Fe + 4NaOH ţunder reducerea ţunderului 243

Decaparea cuprului şi a aliajelor de cupru Pe suprafaţa pieselor din cupru se formează oxizi de cupru datorită oxigenului din aer, sulfuri, datorită Na2S şi carbonaţi bazici datorită prezenţei C02. Soluţia de decapare: H2SO4 - 100 g/l HNO3 - 20 g/l Temperatura T= 60°C. Se dizolvă stratul gros de oxid fără a ataca metalul (aliajul). Pentru îndepărtarea straturilor subţiri de oxizi se utilizează amestecuri de acizi. Decaparea zincului şi a aliajelor de zinc. Se foloseşte aceeaşi compoziţie ca şi la oţeluri dar de o concentraţie mai mică. 6.2.8. Elemente de depunere (acoperire), procedee 6.2.8.1. Argintul (Argintare - Ag) Argintul este un metal alb, plastie, maleabil. Argintarea se foloseşte mult în electronică, electrotehnică, aeronautică, reactoare nucleare, acoperirea obiectelor de artă. Pentru mărirea rezistenţei mecanice se aliază cu stibiu, seleniu, telur. Se dizolvă uşor în HNO3. În aer cu conţinut de hidrogen sulfurat se negreşte (peliculă închisă la suprafaţă). Argintarea se mai foloseşte pentru protecţia aparaturii chimice, împotriva acţiunii soluţiilor alcaline, pentru acoperirea contactelor electrice, pentru mărirea coeficientului de reflexie a reflectoarelor, cu scop decorativ etc. Argintarea se face în prezenţa electroliţilor cianurici (KCNO. La argintarea dură şi lucioasă se recomandă un conţinut constant de cianură. Cianura de potasiu în prezenţa lui C02 şi vaporilor de apă se descompune formând carbonatul de potasiu. 2KCN + CO2 + H2O = K2CO3 + 2HCN Carbonatul de potasiu îmbunătăţeşte conductivitatea şi puterea de pătrundere a electrolitului. Azotatul de potasiu (KNO3) contribuie la formarea unor depuneri mai deschise la culoare şi favorizează solubilizarea anozilor. Hidroxidul de potasiu (KOH) măreşte conductivitatea electrolitului. Pregătirea pentru argintare

244

Înainte de argintarea propriu-zisă suprafaţa metalică trebuie pregătită pentru obţinerea unor depuneri aderente şi de calitate superioară. Prenichelarea se face atunci când stratul de Ag depus va fi supus unei uzuri mari. Piesele se introduc într-o soluţie de clorură de nichel (NiCl2 + HCl; densitatea de curent = 16 A/dm2, t = 5 min.). Argintarea se poate aplica pe mai multe metale cum ar ti: nichelul şi aliajele de nichel, cuprul şi aliajele sale, aluminiul şi aliajele sale, aliajele de zinc, oţelurile şi fierul. În general este nevoie de o decapare. Alamele în general înaintea argintării se precuprează pe cale acidă sau cianurică. Aluminiul poate ti argintat în electroliţi puternic alcalini (eu pH = 12 - 14). Obiectele din oţel, fier, înaintea argintării se cuprează, se alămesc sau se nichelează suprafeţele pentru o aderenţă mai mare a argintului la suprafaţă. Pentru aceasta se foloseşte cianura complexă de argint: [Ag(CN)n]. Exemple de obiecte pentru argintare - Argintarea tacâmurilor; - Argintarea pieselor de podoabă; - Argintarea reflectoarelor. Acoperiri galvanice de argint în: - Aeronautică; - Electronică; - Cosmonautică; - Electrotehnică. 6.2.8.1. Aurul (Aurire - Au) Depunerile electrolitice de aur au o întrebuinţare foarte largă în confecţionarea bijuteriilor, electronică, cosmonautică, depunerile sunt în straturi foarte subţiri (0,5 µm). Pentru AURIRE se folosesc electroliţi cianurici, electroliţi cu ferocianiuri. Electroliţii pentru aurire se prepară pe două căi: - dizolvare anodică; - dizolvare chimică. Prin utilizarea electroliţilor de aurire s-a căutat îmbunătăţirea depunerilor de aur prin adăugarea unor adaosuri de luciu. 6.2.8.3. Cadmiul (Cadmiere - Cd) Depunerile de cadmiu sunt utilizate pentru protecţie anticorosivă tehnică, însă datorită preţului foarte ridicat a acestui metal, întrebuinţarea lui este foarte redusă. Depunerea catodică precum şi proprietăţile fizice şi anticorosive ale acoperirii sunt foarte asemănătoare cu cele ale zincului. 245

Cadmierea este mai costisitoare decât zincarea, se aplică la protecţia suprafeţelor care vin în contact cu apa de mare sau cu soluţii de cloruri, în locul zincării şi la acoperirea contactelor electrice. Pentru a mări rezistenţa la coroziune şi pentru a asigura o suprafaţă estetică, depunerile de cadmiu se supun cromatării (pasivizării), la fel ca şi depunerile de zinc. După o imersie scurtă într-o soluţie de HNO3 0,5%, depunerile capătă o culoare argintie, lucioasă. 6.2.8.4. Cobaltul (Cobaltiere - Co) Compoziţia electroliţilor este foarte asemănătoare cu cea a nichelării, numai că densităţile de curent sunt mai mari. Proprietăţile straturilor de Co sunt foarte asemănătoare cu cele ale straturilor de Ni. 6.2.8.5. Cromul (Cromarea - Cr) Stratul cromat arc o bună rezistenţă la uzură mecanică şi chimică. Cromul poate fii depus electrolitic aproape pe toate metalele. Cromul are o stabilitate chimică mare, dar nu asigură o bună protecţie a oţelului contra coroziunii. De aceea în locul cromării directe este folosită nichelarea sau o triplă acoperire a oţelului Cu-Ni-Cr unde grosimea stratului de crom este de 1µm. Cromarea lucioasă decorativă se realizează în general pe suporturi de CuNi. Domeniu de utilizare: - pentru protecţii împotriva coroziunii; - rezistenţă la uzură; - acoperiri decorative. - aparatură medicală; - obiecte casnice; - segmenţi de pistoane. Cuprarea pieselor din oţel, înaintea nichelării şi cromării, trebuie efectuată cu multă grijă în electroliţi cianurici un strat subţire, apoi unul lucios mai gros pentru a elimina hidrogenul absorbit de cupru din electroliţii cianurici şi pentru a evita riscul exfolierii straturilor de Ni-Cr. Cromarea dură Are trei scopuri: - mărirea rezistenţei pieselor supuse uzurii mecanice; - restabilirea dimensiunilor pieselor uzate; - corectarea dimensiunii pieselor incorect elaborate. δ = 0,03 ÷ 0,3 mm (1 mm). 246

Proprietăţile stratului cromat: - duritate ridicată şi rezistenţă mare la uzură: - rezistenţă termică şi anticorosivă; - coeficient de frecare mic; - proprietăţi paramagnetice; - aspect plăcut şi efect estetic. Cromarea dură se face pe: oţeluri călite sau necălite, oţeluri de construcţii, cupru, aluminiu. Se pot obţine rezultate bune de cromare pentru oţeluri cu duritate sub 57 HRC, Destinaţie: calibre, verificatoare, matriţe, tarozi, scule aşchietoare, filiere, etc. Cromarea poroasă a pistoanelor sau segmenţilor de piston măreşte de zeci de ori durata de funcţionare a acestora. Tratamentul ulterior După cromarea dură, piesele se spală cu apă fierbinte. Apa rece fisurează stratul. Electrolitul de cromare se îndepărtează mai uşor de pe suprafaţa piesei cu apă caldă. Cromarea neagră Acoperirea cu straturi negre, mate de Cr a căpătat o largă aplicaţie la fabricarea aparatelor termice şi optice, deoarece ele constituie suprafeţe nereflectante. Culoare: negru închis. Cr negru = crom nemetalic şi Cr203. Băile de cromare neagră lucrează cu densităţi de curent mari (70...190 2 A/dm ). Azotatul de vanadiu dă culoarea negru închis. 6.2.8.6. Cuprul (Cuprare - Cu) Cuprul nu poate servi la protecţia anticorosivă a oţelurilor. Diferenţa de potenţial dintre Cu şi re, acesta (Cu) accelerează distrugerea corosivă a fierului. Cuprul se oxidează repede în aer, mai ales la cald. Nu se poate utiliza nici pentru acoperiri decorative. Acoperirile eu cupru se folosesc numai în scopuri galvanoplastice, ea strat la trefilare sau ştanţare, la obţinerea stratului bimetal Cu-Fe la recondiţionarea pieselor uzate. Straturile de cupru se aplică pentru a evita carburarea, iar după tratament termochimic stratul cuprat se îndepărtează. Cuprul se utilizează ca strat intermediar la nichelarea, argintarea şi cromarea oţelurilor. El se depune din electroliţi cianurici: - acizi; 247

- alcalini. Puterea de pătrundere a electroliţilor cianurici este mult mai bună decât a electroliţilor acizi. Cianurile de cupru şi potasiu formează un complex cianuric de potasiu şi cupru. CuCN + KCN → KCu (CN)2 6.2.8.7. Nichelul (Nichelarea - Ni) Întrebuinţarea nichelului in galvanoplastie are drept scop obţinerea rezistenţei materialelor metalice la acţiunea aerului atmosferic, hidroxizilor alcalini sau chiar a acizilor. Nichelul este foarte stabil în aer, îşi menţine foarte mult luciul. Structura acoperirilor cu nichel este foarte fină. Nichelarea are două scopuri: - protejarea metalelor de bază contra coroziunii - la protecţia instrumentelor medicale, a obiectelor de menaj şi a celor care vin în contact cu alimente. Pe strat intermediar de cupru se aplică în scop decorativ protector cu sau fără strat de crom. - finisarea decorativă a suprafeţei (electroliţii 20-60°C). Nichelarea neagră Grosimea stratului este de aproximativ 2 µm şi are o capacitate de protecţie mai slabă contra efectelor corosive. Pe straturile de zinc se obţin depuneri de nichel negru. Straturile negre se obţin prin reducerea sulfocianurii în timpul depunerii. 6.2.8.8. Plumbul (Plumbuirea - Pb) Acoperirea electrolitică cu plumb prezintă avantaje mari în primul rând datorită înaltei purităţi a metalului depus. Acoperirile cu Pb se folosesc pentru protejarea metalelor contra acţiunii acidului sulfuric, a apelor sulfuroasă, a sulfurilor şi sulfaţilor. Plumbul are o rezistenţă mare la acţiunea substanţelor toxice speciale. Prezenţa lui o avem în industria chimică, industria de armament. Metale platinice (Radiul, platină, paladiul, ruteniul, osmiul, iridiul) Depunerile electrolitice ale acestor metale devin din ce în ce mai importante fiind întrebuinţate în electrotehnică, electronică, astronautică, chimie, etc. Radiul (Rd) 248

Este un metal alb albăstrui cu o rezistenţă chimică mare. De asemenea, acesta prezintă o duritate mare şi este insolubil în acizi şi apă regală. Se foloseşte la protejarea pieselor de argint şi argintate împotriva oxidării. Radierea se foloseşte la Ag, Cu, alpaca, Ni, alame, bronz fosforos. Paladiul (Pd) Acoperirile cu paladiu se folosesc in electrotehnică la protejarea contactelor electrice împotriva oxidării. Paladiul metalic se dizolvă în apă regală. Procedeul de acoperire galvanică este încă limitat. Platina (Pt), Ruteniul (Ru), Iridiul (Ir), Osmiul (Os) Acest tip de acoperiri care sunt încă limitate. 6.2 8.9. Staniul (Stanarea - Sn) Are mare stabilitate chimică, nu se oxidează în aer umed. Este mult mai electropozitiv decât fierul, de aceea el protejează contra coroziunii atmosferice. Se utilizează pe scară largă în industria alimentară la tablele pentru fabricarea conservelor. La temperatura sub + 13°C Sn trece într-o altă stare alotropică sub formă de pulbere, de culoare cenuşie numită "CISMA STANIULUI". Acoperirile cu staniu se folosesc la: - acoperirea tablelor pentru cutiile de conservă; - depuneri anticorosive pentru tacâmuri şi vase de bucătărie; - etanşarea îmbinărilor filetate. - la acoperirea segmenţilor de piston sau a pistoanelor de aluminiu, a contactelor electrice etc. Depunerea electrolitică se face cu două tipuri de electroliţi: - electroliţi acizi; - electroliţi alcalini. 6.2.8.10. Zincul (Zincare sau şerardizare - Zn) Acoperirile cu Zn sunt folosite pentru acoperiri împotriva coroziunii pieselor din industria constructoare de maşini. a tablei şi sârmei de oţel precum altor obiecte în condiţii uşoare de coroziune, şi în aer cu umiditate moderată, un aer impurificat cu gaze de ardere sau gaze sulfuroase, în contact cu apa potabilă în contact cu produsele petroliere, cu apa de răcire până la 70°C. Este bine ca după zincare să se efectueze o pasivizare a stratului de zinc aplicat electrolitic. 249

Zincul este toxic de aceea se evită pentru folosirea acoperirilor la obiecte de menaj. După Ni şi Cr, zincul este cel mai utilizat în galvanoplastie. Zincarea electrolitică se realizează în electroliţi acizi şi alcalini. Pe suprafaţa acoperirilor cu Zn se pot forma nişte săruri bazice de zinc numite "rugină albă". 6.2.8.11. Aluminiul (Alitarea - Al) Acoperirile cu aluminiu sunt folosite la fabricarea oglinzilor necesare la instalaţii pentru captarea energiei solare, în navigaţie, tehnică nucleară, spaţială, electrotehnică. Stratul depus este foarte lucios, viteza de depunere 6...8 Nm/h. Aluminiul se depune pe Fe; Cu; Ni. Depunerile de aluminiu mai mari de 20 µm se fac prin oxidare modică (ELOXARE) care se pot colora apoi în nuanţe plăcute prin imersia pieselor în soluţii de coloranţi. 6.2.8.12. Fierul (Fieruirea - Fe) Fierul protejează clişeele de cupru şi se dizolvă în acid sulfuric (H2S04) diluat mai uşor decât Ni. Fieruirea se aplică în industria poligrafică pentru mărirea rezistenţei la uzură a stereotipelor, în industria de automobile şi tractoare pentru recondiţionarea pieselor mate. Depunerea aliajelor Obţinerea aliajelor prin codepunere de metale a găsit o largă aplicaţie în industrie. Până în prezent se cunosc peste 200 de tipuri de metale şi aliaje ce se pot depune prin metode electrochimice. 6.1 9. Pelicule de natură anorganică Straturile de natură anorganică de oxizi cromaţi şi fosfaţi se utilizează larg în industrie, în scop anticorosiv şi decorativ. Prin oxidare şi fosfatare se acoperă obiecte care funcţionează în condiţii uşoare de coroziune atmosferică. Adeseori oxidarea şi fosfatarea se practică pentru obţinerea straturilor intermediare; înaintea aplicării lacurilor şi vopselelor sau independent la finisarea decorativă a unor obiecte. Oxidarea aluminiului şi a aliajelor de aluminiu se face pentru mărirea durităţii, a rezistenţei la uzură. Fosfatarea se face pentru micşorarea frecării, izolarea suprafeţelor la zincare, stanare, plumbuire şi izolarea plăcilor de transformator, la rotoare şi statoare. Peliculele de oxizi şi fosfaţi aderă bine la metalul - suport, dar sunt fragile şi poroase. a. Oxidarea metalelor se face prin scufundarea metalelor în soluţii 250

adecvate, suspendând piesele în baia de electroliză în calitate de anod. Oxidarea oţelului (brunarea) Oxidarea chimică în soluţii fierbinţi de : - hidroxid de sodiu - 700 g/1 - azotat de sodiu - 50 g/1 - azotit de sodiu - 200 g/1 - temperatura - 140°C - durata - 30-90min. Oxidarea oţelului poate fi făcută şi în vapori de apă supraîncălziţi. b. Fosfatarea oţelurilor şi fontei. Peliculele protectoare de fosfaţi se aplică pe tonte şi oţeluri de construcţie nealiat. Fosfatarea - chimică - electrochimică Fosfatarea chimică simplă se face în 3% dihidro-ortofosfat de mangan şi fier - primari: → NaH2PO4, Fosfaţi - secundari: → Na2HPO4, - terţiari: → Na3PO4. Fosfaţii primari sunt solubili în apă. Fosfatul trisodic (Na3P04) se întrebuinţează la dedurizarea apei şi ca detergent. c. Cromatarea. Constă în scufundarea pieselor în băi de acid cromic sau bicromat, în prezenţa unui acid. Peliculele de cromaţi micşti (0,5-1,0 µm) sunt rezistenţi la coroziune în condiţii atmosferice, dar servesc foarte bine şi ca suport pentru lacuri şi vopsele. Se cromatează: Zn, Al, Cd, Mg, Cu. Pelicula cromatată este compactă (neporoasă). EMAILURILE : Se aplică pe fontă, oţel, metale neferoase şi pe metale nobile. Emailarea - umedă - uscată.

251

6.3. PROTECŢIA SUPRAFEŢELOR FRIN LĂCUIRE ŞI VOPSIRE Lacurile şi vopselele au fost create de om din necesitatea de a proteja anumite obiecte din lemn sau metal, faţă de acţiunea distrugătoare a agenţilor atmosferici şi a le prelungi astfel durata de utilizare. Pe măsură ce fabricaţia lor a evoluat au căpătat şi rolul de acoperiri ornamentale. În general, lacurile şi vopselele sunt soluţii sau suspensii care prin aplicarea pe o suprafaţă oarecare formează o peliculă subţire a cărei grosime se măsoară în microni. Prin diversificarea fabricaţiei lor, s-a ajuns ca în prezent, pentru protectia unei suprafeţe, să se aplice succesiv, diferite feluri de vopsele, constituind astfel un sistem de vopsire. În anumite situaţii, într-un asemenea sistem de vopsire, se poate întâlni, întreaga gamă de produse în fabricaţie, în următoarea succesiune de structuri, pornind de la suprafaţa metalului: grund, chit, vopsea, email şi lac. Componentul principal al acestora îl reprezintă liantul, produs lichid, constituit din substanţe peliculogene, care pot fi uleiuri vegetale sau răşini, dizolvate în solvenţi. Dintre celelalte materii prime folosite în fabricaţia de lacuri şi vopsele amintim: pigmenţii, materialele de umplutură, plastifianţi, sicativii etc. Uleiuri vegetale Sunt produse lichide extrase din seminţele unor plante ca: in, soia, floarea soarelui, ricin, etc. Din punct de vedere chimic, uleiurile sunt constituite din amestecuri de trigliceride (esteri ai glicerinei cu diverşi acizi graşi saturaţi şi nesaturaţi). Formarea de pelicule şi oxidarea la linoxină este fenomenul chimic care stă la baza utilizării uleiurilor vegetale, la fabricarea lacurilor şi vopselelor. După felul în care formează peliculele, uleiurile se împart în: - uleiuri sicative; - uleiuri semisicative; - uleiuri nesicative. Solvenţii şi diluanţii, plastifianţi, sicativi Solvenţii sunt produse organice volatile, care au rolul de a dizolva produsul peliculogen solid sau cu vâscozitate mare (răşină, bitum, ulei), pentru a-ţ aduce la starea în care să poată fi aplicat prin una din metodele cunoscute (stropire, pensulare, imersie etc.). După aplicare solventul se volatilizează din stratul depus. Fiecare solvent dizolvă numai anumite substanţe peliculogene. Diluanţii au proprietatea de a dilua vopselele şi de a curăţa sculele folosite la aplicarea vopselelor. Solvenţii şi dizolvanţii sunt toxici pentru organism. Dacă concentraţia vaporilor de solvenţi şi diluanţi este mare se recomandă folosirea măştilor de 252

protecţie şi asigurarea unei ventilaţii puternice. Plastifianţii asigură elasticitatea straturilor unor anumiţi lianţi. Plastifianţii sunt consideraţi ca nişte solvenţi foarte grei, rămânând în peliculă şi după uscarea acesteia, îmbunătăţindu-i rezistenţa la frig şi lumină. Plastifianţii sunt produse lichide, incolore, care se dizolvă în soluţiile în care se adaugă. Sicativii sunt substanţe chimice care grăbesc uscarea peliculei de ulei. Aceştia sunt săruri ale unor metale grele (Co, Mn, Pb, Zn, Zr). 6.3.1. Pigmenţi şi materiale de umplutură Pigmenţii sunt produse în starea pulverulentă, care sunt folosiţi la fabricarea vopselelor şi emailurilor. Nu se dizolvă în apă, substanţă peliculogenă sau solvenţi. Pigmenţi: - organici - anorganici - naturali - sintetici. 6.3.1.1. Răşini naturale Sunt produse organice cu greutate moleculară relativ mare, au o compoziţie neunitară şi sunt necristalizabile. Sunt secreţii naturale ale unor plante (colofoniul, chihlimbarul). Se amestecă bine cu uleiurile vegetale, sunt solubile în solvenţi organici. 6.3.1.2 Răşini sintetice Sunt produse organice macromoleculare ele făcând parte din grupa materialelor plastice. Se obţin prin procese chimice cum ar fi: policondensarea, polimerizarea şi poliadiţia. Policondensarea este reacţia chimică dintre molecule mari, bi sau polifuncţionale, prin care ia naştere un produs macromolecular. Polimerizarea este reacţia chimică în care se porneşte de la o substanţă chimică simplă, denumită monomer şi care are capacitatea să reacţioneze cu ea însăşi, dând un produs macromolecular numit polimer, a cărui moleculă este formată din monomeri, legaţi chimic.

253

Poliadiţia este reacţia în care macromoleculele iau naştere prin adiţia grupelor reactive ale reactanţilor. Se asemănă eu policondensarea şi eu polimerizarea. 6 3.1.3 Pregătirea suprafeţelor pentru vopsire După diversele operaţiuni de prelucrare mecanică şi depozitarea pieselor în timp suprafeţele se impurifică cu grăsimi, corpuri străine, oxizi etc. Curăţirea suprafeţelor în vederea vopsirii se poate face prin procedee mecanice, manuale sau mecanizate, prin degresare cu solvenţi organici, prin metode chimice etc. a. Curăţire cu scule manuale Se foloseşte mai puţin, metoda constă în îndepărtarea de pe suprafaţa metalului a oxizilor slab aderenţi şi a impurităţilor cu ajutorul periilor de sârmă, pânzelor abrazive, şpaclurilor, răzuitoarelor etc. b. Curăţirea cu scule mecanizate Se realizează folosind maşini electrice sau pneumatice la care sunt ataşate peţii de sârmă, pânze sau discuri abrazive. c. Curăţirea prin tobare şi vibraţie Operaţia de tobare poate fi uscată sau umedă. Se execută în tamburi hexagonali sau octogonali. Piesele se introduc în aceşti tamburi care se rotesc cu o anumită viteză. Prin rostogolire, piesele se ciocnesc şi ţunderul, oxizii, rugina, dispar de pe suprafaţa pieselor. La curăţirea prin vibrare se produce o aşchiere şi o ecruisare a suprafeţei pieselor d. Curăţirea prin sablare Este un procedeu foarte vechi. S-a făcut cu aburi, vapori, aer comprimat, nisip. În prezent se folosesc alicele pentru îndepărtarea ţunderului, ruginii, impurităţilor grosolane etc. e. Curăţirea cu solvenţi organici Utilizarea solvenţilor se poate face manual sau în instalaţii specializate. Materialele aderente la suprafaţă ca: oxizii, sărurile minerale, acizii şi bazele nu pot fi înlăturate prin acest procedeu, deoarece nu sunt solubile în solvenţi organici. Solvenţii organici sunt foarte inflamabili cei mai utilizaţi sunt tricloretilena şi percloretilena care sunt lichide anhidre, incolore care dizolvă rapid şi în cantităţi mari uleiuri, unsori, răşini parafine, bitumuri şi alte materiale insolubile în apă. Ele nu atacă metalele. În funcţie de natura pieselor şi impurităţilor se alege şi tehnologia de curăţire, degresare. f. Curăţirea cu abur Se poate realiza în utilaje specializate sau eu agregate manuale de 254

pulverizare. Procedeul constă în aplicarea pe suprafaţa piesei a unui jet de apă supraîncălzită generatoare de vapori umezi. Pentru a obţine un efect de curăţire mai puternic se adaugă în apa supraîncălzită substanţe chimice alcaline sau detergenţi. După această curăţire este necesară spălarea pieselor cu apă caldă (60...80°C). g. Curăţirea cu flacără Este operaţia folosită în construcţiile metalice, pentru îndepărtarea de pe suprafeţe a straturilor gazoase de oxizi şi a vopselelor vechi. Nu se recomandă arderea grăsimilor pentru ce prin carbonizare aceasta aderă la suprafaţa metalului şi se vor îndepărta foarte greu. h. Curăţirea cu substanţe alcaline Degresarea cu produse alcaline realizează curăţirea prin transformarea chimică a substanţelor care impurifică suprafaţa. Pentru o degresare bună, e necesar ca să se adauge în soluţie unele substanţe numite emulgatori. Aceste substanţe măresc stabilitatea emulsiilor şi suspensiilor şi îmbunătăţesc capacitatea de udare, contribuind la desprinderea impurităţilor. Pentru realizarea soluţiilor de degresare se utilizează soda caustică, soda calcinată, fosfaţi, polifosfaţi, silicaţi alcalini, boraţi de sodiu etc. Temperatura soluţiilor trebuie să fie de 70 ... 90°C, timpul de degresare 10 ... 15 minute. 6.3.1.1. Decaparea cu substanţe acide Prin decapare se realizează îndepărtarea oxizilor de pe suprafeţele metalice prin transformarea lor chimică, cu ajutorul acizilor. Principalii acizi la decapare sunt: acidul sulfuric (H2SO4) şi acidul clorhidric (HCl). Acidul clorhidric este mai eficace dar mai scump. Există o serie de substanţe, cunoscute sub numele de inhibitori, care limitea2ă atacul acidului asupra metalului, diminuează absorbţia de hidrogen şi formează la suprafaţa băii o spumă care înlătură pierderile de acid prin pulverizare. Aceşti inhibitori sunt compuşi organici care prelungesc durata de decapare dar protejează suprafaţa oţelului şi reduce fragilitatea provocată de hidrogen. 6.3.2 2 Fosfatarea şi pasivizarea metalelor Printre tratamentele chimice de suprafaţă se află şi procedeul de fosfatare. Fosfatarea prin formarea straturilor protectoare se caracterizează prin faptul că, datorită prezenţei cationilor de matele grele în baia de tratare (ionii de zinc sau mangan), pe suprafaţa metalului se depun straturi cristaline, formate din fosfat de zinc, fier sau mangan. Soluţiile apoase de fosfatare cuprind în esenţă 255

fosfaţii de zinc sau mangan şi acid fosforic liber. Concentraţii acidului trebuie reglată în aşa fel încât zincul şi manganul să nu precipite sub formă de fosfat terţiar sau insolubil. Stratul de fosfat (de zinc sau mangan) se formează direct pe suprafaţa metalului. Reacţia se opreşte atunci când întreaga suprafaţă a metalului se acoperă cu un strat de fosfat. Metoda cea mai folosită pentru obţinerea straturilor protectoare nemetalice este fosfatarea cu fosfat de zinc. 6.ţ.2:2 1. Fosfatarea cu fosfat de zinc Procesul de formare a unui strat protector de către o soluţie de ortofosfat de Zn în cursul fosfatării suprafeţelor de oţel este declanşat prin reacţia de atac primar al acidului liber prezent în baia de fosfatare asupra suprafeţei de tratat. În acest caz este vorba de o reacţie ireversibilă, corespunzând oarecum cu o dizolvare a suprafeţei metalului într-un acid, operaţiune care se poate desfăşura în mod normal în condiţii. de fosfatare. Hidrogenul se degajă şi parţial este oxidat în apă. Fosfatul de fier terţiar se depune direct pe suprafaţa oţelului. Pe acest strat astfel format se depune apoi fosfatul de zinc terţiar, rezultat din procesul de hidroliză ulterior. Cu toate avantajele fosfatării la cald, se poate realiza şi fosfatarea la temperatura ambiantă, cu două condiţii: 1. pH-ul băii de fosfatare, care trebuie să fie deplasat spre neutru, reglat la 4; 2. folosirea de acceleratori corespunzători temperaturi de lucru ambiante, în general nitriţi. Straturile fosfatate reprezintă un suport ideal pentru acoperirea ulterioare cu lacuri şi vopsele. 6.3.2.2.2. Fosfatarea cu fosfat de mangan Fosfatarea oţelului cu ajutorul soluţiilor de fosfat de mangan au impurităţi deoarece concurează cu fosfatarea cu zinc. Alături de acidul fosforic băile mai conţin şi fosfat monomaganos, fosfaţi de mangan secundar şi terţiar. Baia de fosfatare se îmbogăţeşte cu ioni ferici şi stratul de depunere va fi format din fosfaţi de fier secundari şi terţiari, alături de cei de mangan atât în strat cât şi ca sedimente. Dezavantajul fosfatării cu mangan este că timpul de realizare este dublu faţă de fosfatarea cu zinc, însă protecţia împotriva coroziunii este mai bună în cazul fosfatării cu Mn decât cea cu Zn.

256

Pasivizarea Prin pasivizare se măreşte rezistenţa la coroziune a metalelor şi aliajelor în special când viteza de dizolvare anodică este mică. Pasivizarea se face în scop de protecţie temporară ca metodă suplimentară de pregătire a suprafeţelor. Se aplică sub formă de soluţii după fosfatarea propriu-zisă pentru pasivizarea fierului din interstiţiile şi porii straturilor fosfatice. 6.3.3. Metode de aplicare a lacurilor şl vopselelor 6. 3. 3.1. Vopsirea cu pensula Se poate efectua pentru acoperirea de protecţie decorativă utilizând o gamă largă de materiale peliculogene. Odată cu apariţia pistolului de pulverizare procedeul de vopsire industrială cu pensula a fost treptat abandonat (parţial) datorită productivităţii mici. Totuşi metoda se păstrează la vopsirea lemnului, chiar navelor unde pot rămâne pete de rugină ascunse sub pelicula de vopsea. 6.3.3.2. Vopsirea prin pulverizare Pistolul de pulverizare a apărut în primul deceniu al secolului trecut, care a revoluţionat tehnica de aplicare a lacurilor şi vopselelor, a impulsionat în mod deosebit folosirea unor categorii de materiale variate pentru acoperirea de protecţie şi estetică în special a suprafeţelor metalice. În industrie, cca. 80% din materialele ce trebuie vopsite se realizează prin pulverizare (locomotive, vagoane, autobuze, automobile, maşini-unelte etc. 6.3.3.3. Vopsirea prin imersie Piesele cu forme complicate, muchii ascunse, care nu pot li vopsite cu pensula sau prin pulverizare, se vopsesc prin imersie într-o baie în care se găseşte grundul sau vopseaua, având o vâscozitate mică ce favorizează pătrunderea temperatura de uscare a vopselelor în acest caz este de 160 ... 180°C. 6.3 3.4. Vopsirea prin electroforeză Constă în descărcarea pe suport metalic a particulelor ionizate care se găsesc în suspensia coloidală, în apă. Se formează pe piesă un film continuu, a cărui grosime depinde de calitatea vopselei şi de condiţiile electrolitice. Vopsirea prin electroforeză este un procedeu ce foloseşte materiale solubile în 257

apă, baia este alimentată cu curent continuu. Baia se leagă la catodul (K), iar piesa de vopsit la nod (A). Particulele de vopsea se încarcă negativ şi se deplasează în câmpul electric spre anod, acoperindu-l. 6.3.4. Uscarea peliculelor de lacuri şi vopsele Uscarea este o operaţiune ulterioară vopsirii necesară a se efectua cât mai rapid. Ea se execută în două feluri: - uscare prin convecţie; - uscare cu radiaţii infraroşii. 6.3.4.1. Uscarea prin convecţie Uscarea prin convecţie este procedeul cel mai vechi şi cel mai răspândit pentru uscarea lacurilor şi vopselelor. Moleculele de aer se încălzesc în contactul cu sursa de căldură, prin mişcarea lor cu o anumită viteză vor atinge suprafaţa obiectului vopsit, cedând o anumită cantitate de căldură, astfel că moleculele care au cedat căldură reintră în circuit reîncălzindu-se din nou, ciclul repetându-se. Echipamentul de uscare a vopselei trebuie să fie prevăzut cu dispozitive care să permită reglarea temperaturii de uscare care variază de la material la material. 6.3.4.2. Uscarea prin radiaţie Pentru aceste sisteme de uscare se utilizează surse energetice ca: gazul metan sau curentul electric, care încălzesc suprafeţele radiante. Razele infraroşii se situează în spectrul electromagnetic ultraroşu, având lungimea de undă cuprinse între 0,7 şi 20 µm. Reflexia radiaţiilor constituie o caracteristică a materialelor de vopsire şi variază eu lungimea de undă a radiaţie reflectate, eu temperatura, eu starea suprafeţei. Suprafeţele lucioase şi deschise la culoare au coeficient de absorbţie mai redus decât cele mate şi de culoare închise. 6.3.4.3. Uscarea peliculelor prin încălzirea combinată Instalaţiile de uscare cu încălzire combinată radiaţie-convecţie se folosesc în construcţia de maşini şi cea a lemnului. Se folosesc cuptoare cu manta dublă radiantă încălzită cu gaze arse şi recirculaţie forţată a aerului.

258

6.3.5. Defecte la depozitarea, aplicarea şi uscarea lacurilor şi vopselelor Indiferent de metoda aplicării, uscării şi depozitării obiectelor supuse acestor acoperiri pot să apară defecte datorate unor cauze şi remedierea acestora. 6 3.5.1. Defecte datorită aplicării vopselelor La pulverizate. Albirea peliculei - defecţiunea apare de obicei la aplicarea vopselelor de tip celulozic şi este cauzată de condensarea pe suprafaţă a umidităţii atmosferice, în timpul procesului de uscare. Acest fenomen este provocat de răcirea bruscă a peliculei de vopsea datorită evaporării deosebit de rapidă a solvenţilor organici. De aceea este bine să folosim diluant recomandat de producător. Există diluanţi care împiedică albirea. La aplicarea cu pensula, vopselele cu uscare rapidă se aplică foarte greu cu ajutorul pensulei. De aceea trebuie folosiţi solvenţi grei, care împiedică o evaporare rapidă. Scurgerile, picăturile, urmele de pensulă se elimină folosind pensule cu păr deosebit de moale şi să se aplice straturile succesive în cruce. 6.3.5.2. Defecte care apar după uscarea peliculei Majoritatea defectelor după uscare apar datorită necunoaşterii calităţii vopselelor utilizate. Pelicula aderă necorespunzător pe suprafaţa piesei. Vopselele celulozice au o aderenţă slabă la suprafaţa metalică şi nu este indicat să se aplice direct fără un grund de aderenţă pe bază alchidică. Se indică o succesiune de straturi şi calităţi: un grund de aderenţă; - vopsea intermediară săracă în clorură de vinile, - vopsea finală bogată în clorură de vinil. Apariţia efectului de piele de crocodil, defecţiune care apare la aplicarea unui grund foarte elastic unei vopsele rigide. Fenomenul apare la folosirea vopselelor mate. Schimbarea culorii. Formarea de umflături (băşici), aceasta apare atunci când grundul nu are rezistenţă la umiditate.

259

Defecte după uscare - aderenţă necorespunzătoare a peliculei pe suprafaţă; - pelicula prezintă efect de coajă de portocală, încreţire; - mătuirea peliculelor lucioase. 6.3.5.3. Defecte datorită depozitării vopselelor Aceste defecte se observă în momentul utilizării vopselelor, după o depozitare necorespunzătoare se observă gelefierea sau o precipitare a pigmenţilor, defecte ireversibile. De aceea se recomandă ca temperatura în depozitele de vopsea să fie 5° < t < 25°C. Deci magaziile de depozitare trebuie să fie termostatate. Trebuie respectat termenul de garanţie a vopselelor, stabilit de producător. Defecte datorită diluării - Incompatibilitatea. Folosirea unui diluant neindicat, care poate duce la separarea componenţilor pe suprafaţa proaspăt vopsită; - Cantitatea de diluant necorespunzătoare; - Viteza de evaporare a diluantului necorespunzătoare; - Materialul nu este bine omogenizat. 6.4. NORME DE TEHNICA SECURITĂŢII MUNCII Muncitorii din secţiile galvanice sunt expuşi în timpul lucrului arsurilor, prin contactul pielii cu substanţele corosive, acide sau bazice şi intoxicării cu diferite substanţe toxice. Pentru a preveni accidentele este necesar să se respecte instrucţiunile de tehnica securităţii elaborate pentru fiecare loc de muncă. Se arată în cele ce urmează acţiunea mediului nociv, simptoamele prezentate şi antidotul pentru substanţele chimice mai frecvent folosite în secţiile galvanice. 6.4.1. Acizii Acizii curent folosiţi în secţiile galvanice sunt: acidul clorhidric, sulfuric, azotic, fluorhidric, acetic, oxalic, boric, şi cromic. Acţiunea mediului nociv. La contactul cu pielea se produc arsuri a căror gravitate depinde de natura, concentraţia şi temperatura acidului. Acidul clorhidric provoacă arsuri nu prea grave, chiar când este concentrat, dacă contactul este de scurtă durată. Acidul sulfuric provoacă arsuri grave imediat 260

după stropire. Acidul azotic provoacă arsuri. îngălbenind locul atins, oricât de mică ar fi cantitatea de acid în contact cu pielea. Acidul fluorhidric produce arsuri grave şi adânci ale pielii şi ale unghiilor. Acidul acetic produce arsuri neplăcute şi dureroase dar atacul are loc lent. Vaporii emanaţi de acizii clorhidric, azotic, fluorhidric şi acetic chiar la temperatura obişnuită, sunt toxici şi iritanţi, ceea ce permite prevenirea celui cei manipulează, în vederea luării de măsuri de protecţie. Acidul sulfuric nu fumegă la temperatura obişnuită. Simptoame. Acestea sunt: - la contactul cu pielea apar arsuri; - la stropire în ochi apare iritare cu usturime; - la înghiţire sau inhalare de vapori apar: sângerarea nasului, iritarea căilor respiratorii care poate merge până la sufocare, iritarea sistemului digestiv, stare de oboseală, dureri de cap, pierdere în greutate, distrugerea danturii, fragilizarea oaselor şi anemie. Antidot. În toate cazurile este indicată diluarea acidului prin spălare cu volume masive de apă curgătoare ( 100:1 pentru acizii înghiţiţi) şi scoaterea din mediul nociv al accidentului. Pentru arsuri se face o spălare abundentă cu apă, spălare cu o soluţie slabă de bicarbonat de sodiu (sau spirt în cazul acidului sulfuric). În cazul arsurilor eu acid fluorhidric se face o injecţie cu soluţie de gluconat de calciu 10% în apă sterilă, în porţiunea atinsă: se aşterne apoi o pastă de MgO peste rană timp de 5 zile; zi şi noapte, după care se aplică unguente speciale indicate de medic. La stropire în ochi cu acizi se spală cu apă multă locul atins (în special pentru ochi) timp de minimum 5 min., ţinând pleoapele deschise. Acidul boric Înghiţit în doze de 5-15 g poate provoca moartea. Simptoame. În cazul intoxicării sunt: vărsături, diaree, letargie şi contracţia muşchilor. Antidot. Nu există. Se administrează cantităţi mari de apă sau lapte, care întârzie asimilarea acidului boric. Acidul cromic Acţiunea mediului nociv. Pericolul prezentat de această substanţă în secţiile de galvanizare este apropiat de cel al cianurilor. Concentraţia maximă permisă, în aer, este de 0,1 mg/m3. Chiar dacă aceasta nu se măsoară, este bine să se ştie că la perceperea mirosului acidului cromic trebuie luate măsuri. Simptoame. Prin contact repetat al pielii cu acidul cromic se produc eczeme şi ulceraţii ce se vindecă greu; La inhalarea acidului cromic antrenat de gazele din baia de galvanizare apar sângerări şi ulceraţii nazale. La o rămânere prelungită în mediul de acid cromic se produc intoxicaţii cronice eu hepatite acute şi sensibilizarea ficatului. Antidot. Locul stropit cu acid cromic se spală cu apă multă. Eczemele mai uşoare se vor trata cu comprese umede de acetat de aluminiu 1 %, 261

6.4.1.2. Bazele Bazele mai des întâlnite în secţiile galvanice sunt: hidroxidul de sodiu şi hidroxidul de potasiu (care distruge în întregime pielea), ortosilicatul de sodiu (care distruge superficial pielea), carbonatul de sodiu sau de potasiu (care produc o iritaţie puternică) şi fosfatul de sodiu (care produce o iritaţie slabă şi o înroşire a pielii). Simptoame. În cazul contactului direct se produc arsuri. Locul arsurii, la atingere, este lunecos. Gravitatea arsurii depinde de concentraţia şi temperatura bazei. La un contact mai îndelungat şi repetat apare o iritare a pielii cu mâncărime şi eczemă. La stropire în ochi, dacă nu se spală locul atacat imediat cu apă multă, se atacă corneea, uneori iremediabil. În cazul înghiţirii de soluţii alcaline, apar dureri, vărsături, diaree şi leşinuri. Antidot. În toate cazurile se spală timp de minimum 15 min. locul atins (piele sau ochi) cu apă multă. În cazul arsurilor, după spălare cu multă apă se face o spălare cu acizi slabi (oţet, zeamă de lămâie, acid boric) şi apoi se tratează ca orice arsură. La înghiţire de alcalii se bea zeamă de fructe sau oţet diluat în proporţie de un litru pentru fiecare 14 g de alcalii înghiţite. 6.4.1.3. Sărurile Carbonatul de bariu Doza de 1 g carbonat de bariu, dacă este înghiţită, este fatală. Simptoame. La intoxicare apar vărsături, diaree, spaimă, contractarea muşchilor feţei şi gâtului, slăbiciune şi dificultate de respiraţie. Antidot. Se administrează 10 ml sulfat de sodiu 10% la intervale de 15 min. până încetează simptoamele. Cianurile Deşi sunt substanţele cele mai periculoase sunt totuşi puţine cazurile de accidente mortale dată fiind respectarea prescripţiilor de manipulare şi avertizarea pericolului prin inscripţie în locuri vizibile ("cianură", "otravă" etc.). Cianurile cele mai folosite în secţiile de galvanizare sunt cele de sodiu, potasiu, cupru, zinc şi cadmiu. Ferocianurile şi fericianurile sunt practic neotrăvitoare. Acţiunea mediului nociv. Inhalarea vaporilor de acid cianhidric, înghiţirea de cianuri în soluţie sau a pulberii fine ce se ridică în timpul manipulării sunt foarte dăunătoare sănătăţii. Concentraţia periculoasă de acid 262

cianhidric în aer este de 0,12 mg/1 la 0,3 mg/l, moartea este foarte rapidă. Este necesar să se evite contactul cianurii cu acizii sau ape de spălare cu pH scăzut (se neutralizează cu carbonat de sodiu). Simptoame. Cianurile alcaline au acţiune locală puternic caustică şi o acţiune de paralizare a respiraţiei. În cazul intoxicării apar: greaţă, ameţeală, dureri de cap, vomitări, senzaţie de teamă, leşin, spasme, decolorarea sângelui, respiraţie accelerată şi puls rapid, după care survine moartea. Antidot. În cazul unei victime intoxicate cu cianură, care este în stare de inconştient se dezbracă partea superioară a corpului şi se stropeşte din abundenţă capul şi şira spinării cu apă rece. 1 se face respiraţie artificială; i se dă să respire, timp de 10=20 s, azotit de amil - fiole, ce se sparg la intervale scurte de 1-3 min.; i se dă să respire clor gazos (preparat din clorură de calciu cu apă şi câteva picături de acid sulfuric); i se fac injecţii subcutanate cu lobelină în porţiunea dintre cot şi mănă. Se internează accidentatul menţinându-i-se respiraţia artificială în timpul drumului şi se anunţă prin telefon spitalul de trimiterea unei persoane intoxicate cu cianură. Dacă accidentatul nu a pierdut cunoştinţa, i se aplică acelaşi tratament m pms i se dă să bea o soluţie de 5% hiposulfit de sodiu. Clorura mercuroasă Simptoame. În cazul intoxicării cu clorură mercuroasă şunt: vărsături, dureri de stomac şi diaree. Antidot, se administrează albuşuri de ou amestecate cu lapte în cantitate nelimitată şi apoi un vomitiv (o lingură de făină de muştar sau două linguri de sare într-un pahar cu apă călduţ). Se repetă administrarea vomitivului până 1a obţinerea efectului. Fluoroboraţii Efectele toxicologice ale fluoroboraţilor sunt similare celor ale acidului fluorhidric. Simptoame. La intoxicarea cu fluoroboraţi apar vărsături, diaree şi dureri abdominale. La contact cu pielea, se produc arsuri şi se atacă în special unghiile. Dacă pătruns sub unghie, este necesară îndepărtarea acestora sub anestezie. Antidot. La stropire în ochi se fac spălături cu apă, timp de 15 min. şi apoi se merge urgent la un doctor oftalmolog. La contactul cu pielea se face, de asemenea, spălarea arsurilor survenite, cu apă, timp de 15 min.

263

Oxid de cadmiu Pericolul pe care-1 prezintă în secţiile galvanice acoperirile de cadmiu este datorită solubilităţii uşoare a acestora în soluţii acide alimentare (zeamă de lămâie şi oţet). Concentraţia maximă admisă de pulbere de oxid de cadmiu în aer este de 0,1 nletii3. Simptoame. În cazul intoxicării cu oxid de cadmiu apar: greaţă., vărsături, diaree, migrene, dureri muşchiulare şi dureri abdominale. La inhalarea de vapori cu cadmiu se simte un gust metalic, respiraţia se scurtează, apar dureri în piept şi picioare, tuse şi slăbiciune. Intoxicaţia cronică duce la pierderea mirosului, pierderea în greutate , îngălbenirea dinţilor şi ulterior îmbolnăvirea ficatului. Antidot. Absorbţia cadmiului se întârzie cu lapte şi ouă crude bătute. Cadmiul neabsorbit este îndepărtat cu sulfat de sodiu (30 g într-un pahar cu apă). Săruri de nichel Sulfatul de nichel şi clorura de nichel sunt substanţe toxice dacă se înghit. La contact continuu cu pielea a electrolitului de nichelare, apare o mâncărime care trebuie tratată de doctor (denumită şi "scabia nichelului"). Tricloretilena Procedeul empiric de determinare a concentraţiei nocive în aer a tricloretilenei este, ca şi la acidul cromic: "Dacă se simte este prea mult". Concentraţia maximă admisă este 100 p.p.m. Simptoame. Vaporii de tricloretilenă au efecte narcotice care duc de la beţie la inconştienţă. Poate avea loc o acomodare a unor lucrători cu tricloretilenă, aceştia trecând de la repulsie, la plăcerea de a lucra în această atmosferă, ei refuzând schimbarea locului de muncă. La o intoxicaţie cronică se pierde în greutate, apar greţuri, oboseală, eczeme şi astm. Antidot. Nu există. Pentru intoxicare prin inhalare de vapori se face respiraţie artificială. Se acoperă eu cuverturi pentru conservarea căldurii trupului şi se cheamă doctorul. La intoxicare prin înghiţire, pentru diluarea tricloretilenă se va bea lapte, ouţ crude bătute, apă, sau o suspensie de faină ori amidon în apă. Se administrează 2 linguri dintr-un antidot universal într-un pahar cu apă. Antidotul universal constă din: 2 părţi cărbune, 1 parte acid tanic şi 1 parte oxid de magneziu.

264

6.4.2. În secţiile de vopsitorie Protecţia muncii în atelierele de vopsitorie trebuie Se constituie o preocupare de primă importantă încă de la proiectarea instalaţiilor de pregătire a suprafeţei, de vopsire şi de uscare. Datorită specificului complex al instalaţiilor şi materialelor folosite, sunt necesare măsuri complexe de protecţie a muncii, care să asigure personalului acestor ateliere cele mai bune condiţii de lucru. Reguli de protecţie a muncii la pregătirea suprafeţei pentru vopsire La pregătirea suprafeţei metalelor, soluţiile concentrate de acizi şi vaporii lor atacă pielea. Vaporii de acid sulfuric, de acid clorhidric şi de alţi acizi provoacă iritarea mucoaselor şi a căilor respiratorii. Acidul sulfuric impur conţine diferite combinaţii de arsen care, în reacţie cu hidrogenul se produce la decapare, formează hidrogenul arseniat, un gaz toxic cu miros de usturoi. De aceea, în primul rând trebuie asigurate o perfectă ventilaţie a încăperilor unde se execută pregătirea suprafeţei şi evacuarea totală a gazelor şi a vaporilor nocivi. Se recomandă ca pregătirea suprafeţei metalelor pentru vopsire să se execute în instalaţii continue, automatizate, unde lucrătorul să intervină în procesul de pregătire numai cu comenzi de la un tablou centralizat. Dacă numărul mic de produse sau volumul produselor nu permite folosirea instalaţiilor continue, atunci este necesar ca pregătirea suprafeţelor să se facă in băi care, un generai, oricât de bine ar fi ventilaţie, nu pot realiza aceleaşi condiţii de lucru ca instalaţiile automatizate. Regulile care trebuie respectate la pregătirea suprafeţei metalelor sunt, în general, următoarele: - La desfacerea ambalajelor care conţin alcalii (sodă caustică) se vor purta în mod obligatoriu ochelari de protecţie. Bucăţile de sodă caustică se pot lua în mâini numai cu mănuşi de cauciuc. - La prepararea soluţiilor alcaline, pentru degresarea suprafeţei, alcaliile se adaugă în mod obligatoriu în apă rece, fără ca soluţia să stropească. Se recomandă ca alcaliile (soda caustică) să fie puse în coşuri de sârmă sau în căldări găurite şi apoi să se introducă în apă. Pentru grăbirea dizolvării, soluţia se agită uşor. - Prepararea soluţiilor de decapare, ca şi a soluţiilor alcaline pentru degresare, se va face sub supravegherea maistrului şi a şefului de secţie.

265

La prepararea soluţiilor trebuie respectate câteva reguli îndeobşte cunoscute, dar care, în unele cazuri, sunt omise şi dau naştere la accidente grave, astfel: - Este interzis să se adauge apă în acid sulfuric concentrat, pentru că acidul în contact cu apa provoacă o mare degajare de căldură şi formare de vapori care pot duce la aruncarea acidului din vas. De aceea, la amestecare, acidul trebuie să se toarne încet în apă rece, cu ajutorul unui vas de material plastic sau de ceramică, amestecându-se tot timpul. - Este interzis să se adauge acid în apă încălzită. - Când se amestecă acidul sulfuric cu acid azotic se toarnă întâi acidul azotic şi apoi acid sulfuric. - La pregătirea soluţiilor, ca şi în timpul lucrului la băile de degresare şi decapare, lucrătorul trebuie să fie echipat cu îmbrăcămintea de protecţie respectivă, care să apere corpul de picăturile de acizi, de alcalii şi de vapori toxici. - În secţia de pregătire a suprafeţei nu trebuie să se păstreze decât necesarul de acizi pentru o zi; de asemenea, se va urmări ca vasele cu acid să fie aşezate într-un singur loc şi să nu se îngrămădească în locuri de trecere şi de lucru. Damigenele trebuie să fie astupate cu dopuri şi să fie aşezate stabil. Trecerile nu trebuie să fie aglomerate, prin îngrămădire de obiecte. Locurile dintre băi şi celelalte aparate trebuie să fie libere în permanenţă. Grătarele de pe podea trebuie să fie curate şi în stare bună. Degresarea cu benzină, cu petrol, cu white-spirt etc. trebuie să se facă cu ajutorul unei ventilaţii puternice în funcţiune şi departe de surse de foc. - Este absolut interzis a lua masa şi a păstra alimente în atelier. - Înainte de masă şi de plecare de la lucru este obligatoriu ca lucrătorul să-şi scoată echipamentul de protecţie şi să-şi spele bine mâinile cu apă şi săpun. În toate cazurile de indispoziţie, lucrătorii trebuie să se adreseze neîntârziat postului de prim-ajutor. - În cazul când se produc arsuri de piele, cu acizi sau cu alcalii, se îndepărtează cât se poate de repede îmbrăcămintea de pe locul arsurii, se spală abundent cu apă timp de 10-20 min., şi apoi accidentatul va fi trimis neîntârziat la postul de prim-ajutor medical.

266

Este interzis ca lucrătorul care are o arsură să-şi facă personal pansamentul. La toate rănirile, locul lovit se acoperă cu o bucată de tifon curat şi cel accidentat se adresează neîntârziat cabinetului medical. În cazurile de intoxicare cu gaze sau cu vapori şi arsuri de chimicale se vor respecta următoarele reguli de prim ajutor: La intoxicări - se va chema imediat medicul; - până la venirea medicului, victima va fi transportată de urgenţă, din atmosfera viciată, într-o încăpere bine aerisită sau la aer curate, - victima va fi culcată cu faţa în jos; dacă nu mai respiră, i se va face respiraţie artificială; - victima va fi acoperită cu o cuvertură caldă şi i se vor freca extremităţile, pentru a provoca intensificarea circulaţiei sângelui. La arsuri cu produse chimice - se va spăla suprafaţa atacată de produsele chimice corosive cu apă la o presiune de 2 - 5 at. Din momentul căderii lichidului corosiv pe piele şi până la spălare nu trebuie să treacă mai mult de 5-6 s; - pentru spălare este bine să se folosească un furtun scurt, cu o canulă turtită. Acest furtun trebuie să se termine cu un mâner lung, uşor de manipulat, care să poată fi deschis şi cu cotul dacă degetele ar fi atacate; - la arsuri la ochi se va folosi un hidrant special, asemănător cu o mică fântână arteziană; - după spălare cu apă se recomandă să se spele rana cu vată înmuiată într-o soluţie alcoolică de 5% tanin; apoi se va pune pe rană un pansament sterilizat. Reguli de protecţie a muncii la vopsire Ca şi la pregătirea suprafeţei, de cea mai mare importanţă pentru obţinerea unor condiţii igienice de lucru este folosirea unei puternice instalaţii de ventilare cu guri de absorbţie situate în partea de jos, cum şi la diferite înălţimi de la sol. Este absolut necesar ca vopsirea obiectelor să se facă numai în încăperi special amenajate, în care limitele de toxicitate şi inflamabilitate ale substanţelor utilizate să nu fie depăşite.

267

În tabelul 6.4.1 se dau concentraţiile maxime admisibile pentru câteva dintre materialele folosite. Tabelul 6.4.1. Limitele de toxicitate inflamabilitate ale substanţelor utilizate la dizolvarea şi diluarea lacurilor şi a vopselelor.

Benzen

Concentraţia limită admisibilă a vaporilor g/m3 aer 0,1

Benzină

0,3

1

6

Toluen

0,1

1,2

7

Acetonă

0,2

2,9

13,0

Alcool etilic

1

3,5

18,2

Acetat de etil

0,2

4

14,0

Butanol

2

3,7

10,2

Substan-ţa

Limita de explozie, % vol Inferioară

Superioară

1,5

9,5

268

Intoxicaţii cronice Anemie, cefalee, somnolenţă, hemoragii intense, febră etc. Cefalee, tuse. Iritaţii, ameţeli, dermite, eczeme cronice Iritaţia mucoaselor

Prim ajutor după îndepărtarea din mediu Respiraţie artificială, eventual cu oxigen, supraalimentare Respiraţie artificială, oxigen, injecţii cu cafeină sau cu glucoză

Respiraţie artificială, supraalimentaţie cu doze mari de vitamine Conjunctivite, scăderea nutriţiei. anemie Inflamarea Respiraţie catarală a artificială, mucoaselor, cardiotonice hipertrofie cardiacă, etc. Iritaţie uşoară a ochilor, a mucoaselor nazale şi a laringelui Cheratite, conjunctivită

Purtarea îmbrăcămintei de protecţie la locul de muncă este obligatorie: se interzice purtarea echipamentului de protecţie deteriorat. Ca antidot, lucrătorii din vopsitorii vor primi lapte, raţii alimentare complexe şi ape minerale pentru cei care lucrează la cuptoarele de uscare. Pentru a evita contactul direct cu componentele soluţiilor de lacuri sau de vopsele, lucrătorii trebuie să poarte salopetă de doc, cizme şi mănuşi de materiale rezistente la solvenţi organici. Ochelari de protecţie, măşti de praf la şlefuire sau chiar măşti de gaze. Înainte de începerea lucrului, muncitorii trebuie să-şi ungă mâinile cu alifie de protecţie, care să nu atace grăsimea naturală a pielii, să nu fie solubilă în lac sau în vopsea, să nu fie lipicioasă şi să se poată îndepărta uşor prin spălare cu apă caldă. Ca alifie de protecţie se foloseşte alifia fie cu următoarea compoziţie: gelatină 2,4 părţi, amidon de cartofi 5,6 părţi, glicerină 72 părţi, soluţie Burow 20 de părţi şi apă 900 părţi. În tabela 6.4.2 sunt prezentate câteva dintre cauzele toxicităţii şi afecţiunile provocate de contactul direct cu lacuri şi vopsele. Tabela 6.4.2. Toxicitatea şi afecţiunile provocate de lacurile şi vopselele folosite în industrie Materialul

Cauza toxicităţii

Afecţiuni la contactul direct sau soluţia

Las sau vopsea Eventual din poliacetat de prezenţa vinil plastifianţilor Lac sau vopsea Solvenţi Afecţiuni cutanate, pe bază de (acetonă, toluen, celuloză mai ales între degete etc.) (nitroceluloză) Vopsele pe bază de cauciuc sintetic

Solvenţi (benzină, benzen, etc.)

Afecţiuni cutanate, mai ales între degete

Lac poliuretanic

Solvenţi (acetat de etil) şi produse de descompunere

Dermite, eczeme, hiperemie a pielii

269

Afecţiuni generale ale organismului Iritaţia mucoaselor tulburări nervoase, astenie, hemoragii, gingivite Iritaţia mucoaselor tulburări nervoase, astenie, hemoragii, gingivite Narcoză, acţiuni iritantă a mucoaselor, vărsături, dureri de cap, tulburări psihice

Lac epoxidic

Lac fenolformaldehidic

Solvenţi şi întăritori organici (piridină, butanol) Formaldehidă, fenol liber

Lac ureo formaldehidic

Formaldehidă liberă

Lacuri pe bază de spirt

Calitatea inferioară a răşinii Solvenţi şi peroxizi

Lacuri pe bază de răşini poliesterice nesaturate

Cheratite, conjunctivită, iritaţia mucoaselor, dermite

Oboseală, somnolenţă, tulburări nervoase

Dermite uscate sau purulente, cu mâncărimi la mâini şi coate, mai puternice la femei şi la bărbaţii blonzi Dermite uscate sau purulente, însă nu de durată

Ameţeli, palpitaţii, insomnie, anemie

Dermite şi eczeme la anumite persoane şi îngroşarea pielii Dermite şi eczeme

Acţiune toxică generală, antiplasmatică, iritaţia puternică a mucoaselor, afecţiuni ale sistemului nervos central Iritaţia mucoaselor, oboseală, tuse, iritaţia ochilor

Folosirea utilajelor speciale de vopsire (cabine fixe şi mobile de pulverizare a vopselei), vopsirea fără aer, vopsirea cu emailuri calde care folosesc mai puţin solvent pentru reducerea vâscozităţii, vopsirea electrostatică, vopsirea cu pistoale fără ceaţă etc., sunt numai câteva dintre măsurile care se pot lua în funcţie de specificul de vopsire al fiecărui produs, pentru reducerea toxicităţii la aplicarea lacurilor şi a vopselelor. Reguli de protecţie a muncii la folosirea instalaţiilor de ridicat în atelierele de vopsitorie. Atât la pregătirea suprafeţei cât şi la vopsitorie se folosesc indiferent dacă procedeul este periodic sau continuu, dispozitive de ridicare sau de transport. Lucrătorii secţiilor de vopsitorie vor fi instruiţi periodic, conform instrucţiunilor de tehnică a securităţii muncii, asupra folosirii instalaţiilor de transport şi de ridicat.

270

Înainte de a începe lucrul, macaralele sau dispozitivele de ridicat şi de transport vor fi verificate de către mecanicul de întreţinere al secţiei, cu o atenţie deosebită asupra tuturor pieselor componente ale utilajelor. Se va controla starea şi poziţia cablurilor (sau a lanţurilor) pe scripeţi şi pe roţi, înlăturându-se nodurile şi răsucirile. Se va face verificarea cablurilor, pentru a se vedea dacă nu au fire rupte. În ochiurile de prindere a lanţurilor şi în zalele lor nu trebuie să fie fisuri şi deformaţii. Dacă este necesar se vor curăţi articulaţiile de rugină, şi de murdărie, şi se vor unge bine cu ulei. Lanţurile conveierului pentru transportul continuu al pieselor vor fi verificate, de asemenea, înainte de începerea lucrului. La sistemele de transport suspendate se vor verifica integritatea şi starea de fixare a pieselor de protecţie sub pasajele descoperite, în scopul de a evita accidentele care se pot produce prin desprinderea obiectelor de pe conveier. Reguli de protecţie a muncii la folosirea instalaţiilor electrice Lucrătorii secţiilor de vopsitorie se vor folosi de întrerupătoare, de butoane de pornire, de prize, etc. numai în cazul când le revin aceste obligaţii şi numai după ce au primit instructajul referitor la măsurile de securitate a muncii. Nu se vor folosi întrerupătoare fără manta de siguranţă, dispozitive de pornire şi butoane cu capacele deschise, prize defecte etc. Nu se vor închide şi deschide circuitele cu beţe, cu coada ciocanului, sau cu chei etc. Nu se va lucra cu produse inflamabile în apropierea prizelor şi a tuturor instalaţiilor electrice care, prin punerea în funcţiune, pot provoca scântei. Se va urmări ca reţeaua de iluminat să fie în perfectă stare, dulia şi becurile electrice să fie izolate, soclurile lămpilor să fie totdeauna închise cu dulie, întrerupătoarele să fie perfect izolate şi mânerele lor să fie prevăzute cu capace izolatoare. Toate defecţiunile se vor semnala imediat maistrului şi electricianului. Şeful secţiei de vopsitorie, afară de instructajul periodic care se face tuturor lucrătorilor din secţie, va trebui ca, zilnic, înainte de începerea lucrului, să reamintească unele dintre regulile cele mai importante pentru prevenirea accidentelor. În concluzie trebuie menţionat că, în întreprinderile modeme, ritmul înalt de producţie poate fi menţinut fără accidente numai cu respectarea strictă şi conştientă, de către toţi muncitorii, inginerii şi tehnicienii secţiei de vopsitorie, a regulilor de protecţie a muncii.

271

LUCRĂRI DE LABORATOR 1. Identificarea operativă a calităţii oţelurilor 1.1. Scopul lucrării În întreprinderile industriale, materialele (oţelurile) nu sunt întotdeauna marcate pentru a cunoaşte calitatea acestora. Pentru confecţionarea diferitelor organe de maşini, scule, piese, etc., este strict necesară cunoaşterea calităţii acestor materiale, în vederea prelucrărilor mecanice şi a aplicării tehnologiei de tratament termic. În acest scop se folosesc unele metode operative pentru identificare. 1.2. Principii teoretice Cunoaşterea precisă a calităţii oţelurilor supuse tratamentelor termice este de o importanţă deosebită. Necunoscând marca oţelului şi iară o identificare rapidă a calităţii acestuia nu se poate stabili precis şi corect felul tratamentului termic care trebuie aplicat. În practică apar situaţii de necunoaştere a calităţii oţelurilor şi în asemenea cazuri se recomandă folosirea unor metode de analiză, care în general sunt nedistructive şi permit determinări calitative, iar uneori aprecieri calitative în timp foarte scurt. Aceste probleme apar atunci când din anumite motive (neglijenţă) mărcile de oţel au fost amestecate. Marcarea prin vopsire a oţelurilor standardizate, poansonarea, folosirea unor inscripţii însoţitoare ar putea evita aceste neajunsuri. În secţiile de tratamente termice se folosesc următoarele metode operative de identificare: 1- analiză spectrală; 2- metoda magnetului şi a urmei soluţii de sulfat de cupru; 3- analiza cu picături sau microanaliza; 4- proba de scânteie. Utilizarea acestor metode de control calitativ şi cantitativ a elementelor de aliere din oţeluri nu dau cu precizie suficientă calitatea oţelului, dar în urma unei practici îndelungate, prin folosirea mai multor metode precizia determinării poate corespunde cerinţelor. Metoda clasică şi cea mai precisă pentru determinarea calităţii oţelurilor rămâne analiza chimici Are însă dezavantajul că durează relativ mult.

272

1.3 Modul de lucru 1.3.1 Analiza spectrală Prin încălzirea locală cu are electric a unui oţel are loc topirea locală şi oţelul se transformă în vapori. În prezenţa arcului electric atomii sub formă de vapori trec într-o stare excitată, adică unii electroni trec pe nivele de energie superioară. La întoarcere spre starea energetică normală, atomii emit o energie de excitaţie sub formă de radiaţie electromagnetică de anumite lungimi de undă. Totalitatea radiaţiilor de diferite lungimi de undă ale diferiţilor atomi ai aceluiaşi element formează un spectru de emisie complet determinat şi caracteristic pentru elementul dat. Pentru analiză se foloseşte un spectroscop portabil la care analiza spectrelor obţinute se face pe cale vizuală. Se descompun radiaţiile complexe în radiaţii simple monocromatice, determinând lungimile de undă ale acestor radiaţii, apoi se compară cu alte lungimi de undă (etalon) din tabele şi se determină elementul respectiv. 1.3.2. Metoda magnetului şi a soluţiei de sulfat de cupru Metoda magnetului constă în încercarea oţelului eu un magnet, apreciindu-se dacă oţelul este feromagnetic sau paramagnetic. Cele mai multe oţeluri sunt feromagnetice. Oţelurile care la temperatura ambiantă au o structură austenitică nu sunt atrase de magnet, deci sunt paramagnetice. Dintre oţelurile austenitice (paramagnetice) produse în ţară se amintesc următoarele: 12CrNi130, 20Cr130, 30Cr130, 40Cr130, 8(Ti)Cr170, 10TiNiCr180, 10TiMoNiCr175, 12NiCr180, 25CrNi20 (toate cuprinse în STAS 3583-80); materiale pentru sudarea oţelurilor inoxidabile sunt: 12SMoCr170, 10SMoCr180, 5Cr25Ni20, 125Cr26Ni20 din STAS 1126-80. O caracteristică importantă a acestor oţeluri este aceea că prin călire în apă de la temperaturi peste 900 °C ele se înmoaie în loc să se durifice, obţinându-se durităţi de 160-220 HB. Din cele prezentate se poate vedea că printr-o simplă încercare cu magnetul putem separa oţelurile austenitice, dintr-un lot de oţeluri. Metoda soluţiei de sulfat de cupru este folosită pentru a separa dintr-un lot de semifabricate sau piese, pe acelea care sunt din oţeluri anticorosive (inoxidabile). Pentru acestea se prepară o soluţie de sulfat de cupru 10% (25g sulfat de cupru calcinat, dizolvat în 250m1 de apă). Epruvetele de încercat se şlefuiesc cu o hârtie abrazivă pe o suprafaţă mică (1-2cm2). Pe această

273

suprafaţă se pun câteva picături de soluţie de sulfat de cupru 10%. Dacă oţelul este anticorosiv suprafaţa respectivă va rămâne curată, iar dacă oţelul este oxidabil, pe suprafaţă apare o pată arămie-roşietică (culoarea cuprului). Folosind metoda magnetului şi a soluţiei de sulfat de cupru, putem separa oţelurile în grupele prezentate în tabelul 1.1. Tabelul 1.1. Gruparea oţelurilor după priorităţile magnetice Nr. 1. 2.

magnet

Oţel anticorosiv sau refractar aliat cu Cr şi Ni Oţel anticorosiv sau refractar aliat cu Cr

3.

Oţel bogat aliat cu Cr

4.

Oţel austenitic manganos cu peste 12 % Mn

5.

Încercarea cu

Oţelul

Paramagnet Feromagnetic

nu apare pată

Feromagnetic

apare pată cu întârziere (după 2 sec)

Feromagnetic

Celelalte oţeluri (cca.l80 mărci din cele aprox. 200 Feromagnetic standardizate în tara noastră)

sulfat de cupru nu apare pată

Feromagnetic

apare pata imediat (înainte de 2 sec) apare pata imediat (înainte de 2 sec)

1.3.3 Analiza cu picături (microanaliza) Se bazează pe reacţia de culoare caracteristică anumitor elemente de aliere. Identificarea se face pe o suprafaţă mică de 1-2cm2, curăţită în prealabil de oxizi şi murdărie cu o piatră fină de polizor sau cu hârtie abrazivă. Suprafaţa astfel curăţită se atacă cu două picături de acid azotic diluat sau acid clorhidric diluat, după care se continuă analiza în mod diferenţiat pentru fiecare element în parte. - Identificarea Mo. Oţelul se atacă cu o picătură de acid azotic sau cu o soluţie de 1:1 acid azotic şi acid clorhidric 1:1. După ce metalul reacţionează cu reactivul, picătura se absoarbe cu o hârtie de filtru, astfel încât să nu se şteargă de pe suprafaţa piesei stratul superficial bogat în Mo. Pe suprafaţa atacată se adaugă o picătură de acid sulfuric diluat 20% şi se aşează deasupra apăsând cu măna două bucăţele de hârtie de filtru, prima curată, iar a doua (de deasupra)îmbibată într-o soluţie proaspătă de 10 % etilxantogenat de potasiu.

274

După uscare, apariţia culorii roşu-violet pe hârtia de filtru indică prezenţa Mo în oţel. - Identificarea Cr. Se atacă suprafaţa cu o picătură de acid azotic 1:1 sau acid clorhidric 1:1, se adaugă două sau trei picături de peroxid de sodiu proaspăt pregătit şi se amestecă bine. Se iau patru bucăţele de hârtie de filtru cantitativă cu o suprafaţă de 2 cm2 fiecare şi se aşează una peste alta, apăsându-se cu degetul peste suprafaţa atacată. Se ridică hârtia şi se picură o soluţie de benzidină 50% în acid acetic. Colorarea în albastru indică prezenţa Cr, iar intensitatea culorii gradul de aliere. - Identificarea Ni. Pe suprafaţa curată se pune cu o pipetă o picătură de acid azotic 1 : l . După terminarea reacţiei se pun 2-3 picături de amoniac 2:1 şi o picătură de apă oxigenată 20%. Se amestecă bine cu o vergea de sticlă. Cu o hârtie de filtru cantitativă îmbibată într-o soluţie de dymetylgliexină 1 % în alcool şi uscată, se culege precipitatul. Dacă hârtia se colorează în roşu, în funcţie de apariţia şi intensitatea culorii se determină prezenţa şi cantitatea aproximativă de Ni. Dacă hârtia nu se colorează în roşu oţelul nu conţine Ni. 1.3.4 Proba de scânteie Reprezintă una din cele mai simple şi mai importante modalităţi de stabilire aproximativă a compoziţiei oţelului fiind şi cea mai utilizată în practică. Se întrebuinţează în cazul când urmează a se stabili felul oţelului unei scule sau piese. De exemplu, înainte de călirea sculelor sau a pieselor este foarte important de ştiut dacă avem de tratat un oţel rapid, oţel carbon de scule sau oţel slab aliat. Primele indicaţii asupra scânteilor rezultate la polizare cât şi asupra originii lor, le-a publicat ing. Max Berman în anul 1909. Metoda scânteilor se bazează pe compararea formei şi aspectului fasciculului de scântei desprins la polizarea piesei din oţelul necunoscut ca şi compoziţie chimică este bine determinată. Aşchiile desprinse în urma frecării se încălzesc, iar carbonul din ele reacţionând cu oxigenul din aer arde. La conţinuturi de carbon mari arderea este aşa de pronunţată încât particulele explodează. Fasciculul luminos ce se desprinde la o astfel de polizare, diferă de la un grup de oţeluri la altul în funcţie de: culoarea razelor (roşie, roşie deschisă sau alb-gălbuie), forma (continuă sau întreruptă), exploziile (sub formă de suliţe, lănci, smocuri, măciuci, picături), lungimea şi unghiul fasciculului, precum şi densitatea scânteilor. După formă, liniile fasciculului pot fi (fig. 1.1): în formă de dâră compusă din liniuţe pline sau întrerupte (a), cu ramificaţii (b), cu bifurcaţii (c), cu explozii (d), cu capătul final în descompunere (e), cu prelungirea capătului final (f).

275

Fig.1.l. Ramificaţiile unui fascicul de scântei Exploziile care apar în fasciculul luminos pot avea şi ele anumite forme caracteristice (fig.l.2), ca sabia încovoiată (a), lancie (b), smoc (c), măciucă (d), picătură (e).

Fig.l.2. Forme caracteristice În cazul oţelurilor aliate, fascicolul prezintă următoarele particularităţi (tig.1.3.) de descompunere a scânteii, legate de prezenţa elementelor de aliere: - Siliciul, se recunoaşte după îngroşarea incandescentă alb-argintie, care spre deosebire de nichel, apare înainte de explozia carbonului. În ansamblu, siliciul reduce mult scânteierea, iar fasciculul este format din mai multe linii:

Fig. 1.3. Particularităţi ale scânteilor - manganul, accelerează procesul de formare a scânteilor care la conţinuturi peste 0,8% Mn prezintă ramificaţii sub formă de buchet, deschise la culoare şi

276

strălucitoare. Creşterea conţinutului de mangan măreşte masa scânteilor, grosimea şi luminozitatea razelor; - carbonul, influenţează aspectul şi forma scânteilor. La oţelurile cu conţinut scăzut de carbon (sub 0,25%) scânteile sunt slabe, cu mănunchiul lung şi luminozitate clară. Exploziile sunt rare, au formă de suliţe sau lănci. Oţelurile carbon de îmbunătăţire dau mănunchi de scântei puternic, clar şi luminos cu explozii în formă de suliţe, lănci şi smocuri la capetele razelor sau la bifurcaţii de raze. Deci, un conţinut mai mare de carbon are ca urmare explozii mai puternice. C)ţelurile slab aliate formează un mănunchi clar şi luminos. Pe măsura creşterii conţinutului de carbon exploziile devin mai puternice şi mai intense; - nichelul, prezintă o îngroşare albă, luminoasă la descompunerea scânteii (după explozie) numită şi picătură de nichel. La o apăsare puternică pe piatra de polizor, nichelul dă o scânteie roşie spre cafeniu; - molibdenul, prezintă la sfârşitul razei o virgulă descendentă de culoare roşietică, diferenţiată clar de fasciculul de scântei; - cromul, prezintă fascicul de scântei mai scurt cu ramificaţii fine de culoare roşie-gălbuie până la portocaliu; - wolframul, întrerupe razele, exploziile sunt sub formă de măciucă de culoare roşie, spotul scânteilor este scurt.

Fig.1.4. Influenţa conţinutului de carbon asupra aspectului fasciculului luminos În fig.l.4. se prezintă influenţa conţinutului de carbon asupra fasciculului luminos :

277

a) conţinut scăzut de carbon (oţeluri de cementare) care dau scântei slabe eu mănunchiul lung; b) oţeluri de îmbunătăţire (0,25 - 0,65 % C) care scânteiază puternic, formând mănunchi de scântei clare; c) oţeluri carbon de scule (cu peste 0,7 % C) care scânteiază puternic, formând un mănunchi clar cu multe explozii. 1.4. Modul de lucru Pentru a obţine rezultate bune la proba de scânteie, este necesar să se îndeplinească următoarele condiţii: - utilizarea unor etaloane garantate (bare etalon de comparaţie) dintr-o trusă special întocmită. Pot fi utilizate şi capete de bară, marcate de întreprinderea producătoare; piesa să nu fie decarburată sau cementată la suprafaţă, acestea putând da erori în apreciere. La o piesă cementată, stratul superficial conţine 0,8 1,0 %C, caracterul scânteilor va corespunde oţelurilor cu conţinut ridicat de carbon; - piatra de polizor să aibă o granulaţie şi o duritate medie. Viteza periferică să fie de 20-30 m/s (turaţia 1200-1500 rot/min). Piatra de polizor să fie perfect circulară şi să nu aibă altă întrebuinţare. Se va urmări ca ea să fie curată să nu rămână de la polizările anterioare bucăţi de metal între spaţiile intergranulare deoarece acestea ar schimba aspectul scânteilor. - etalonul şi piesa de cercetat să fie apăsate pe piatra de polizor cu aceeaşi forţă şi dacă este posibil în acelaşi timp; piesa de cercetat şi etalonul de comparaţie să fie în aceeaşi stare (naturală, recoaptă sau călită); - camera în care se fac încercările, trebuie să fie slab luminată, pentru a se putea distinge şi aprecia clar forma şi culoarea fasciculului de scântei. Lucrarea practică urmăreşte două aspecte: a) influenţa tratamentului termic asupra aspectului fasciculului de scântei pentru aceeaşi marcă de oţel tratată diferit; b) influenţa compoziţiei chimice asupra imaginii scânteilor. Se vor încerca două seturi de probe etalon, unul din oţeluri nealiate, cu diferite conţinuturi de carbon (şi supuse la acelaşi fel de tratament termic) şi altul de oţeluri aliate de compoziţii diferite. Pe lângă această probă de scânteie, studenţii vor face identificarea oţelurilor şi prin celelalte metode descrise mai sus, iar pe baza rezultatelor obţinute la fiecare metodă se va stabili calitatea oţelului (marca) şi compoziţia chimică.

278

2. Determinarea călibilităţii oţelurilor prin metoda răcirii frontale (metoda Jominy) 2.1 Scopul lucrării Lucrarea are drept scop însuşirea de către studenţi a metodei Jominy de determinare a călibilităţii oţelurilor. În mod concret, se urmăreşte determinarea diametrului critic real - De, care reprezintă diametrul piesei ce se căleşte pătruns în mediul de călire utilizat şi a indicelui de călibilitate - J. 2.2 Principii teoretice În această lucrare intervin două noţiuni ce trebuie definite şi anume : călibilitate şi zonă călită. Zona călită este zona care prezintă structura martensitică sau semi-martensitică (formată din 50% martensită şi 50% troostită). Călibilitatea este o proprietate tehnologică a oţelurilor ce caracterizează comportarea acestora la tratamentul termic de călire. Aspectele cele mai caracteristice ale călibilităţii sunt: duritatea maximă obţinută prin călirea martensitică şi adâncimea de pătrundere a efectului de călire. Adâncimea de pătrundere (h) a efectului călirii este grosimea stratului de la suprafaţa piesei în care se obţine o structură predominant martensitică (adică o structură formată din martensită şi troostită în anumite proporţii stabilite convenţional), zonă în care peste 50% se găseşte martensită(fig.2.1.).

Fig.2.l. Repartizarea durităţii şi structurii într-o piesă cilindrică călită: h - adâncimea de călire, D - diametrul piesei, Dm - diametrul miezului necălit

279

Fig.2.2. Duritatea maximă a oţelului călit în funcţie de conţinutul de carbon. Duritatea structurilor de călire depinde de conţinutul de carbon din martensită şi de proporţia de martensită care este independentă de conţinutul în elemente de aliere dizolvate în fier şi deci de temperatura de încălzire. În fig. 2.2. sunt prezentate limitele de duritate în funcţie de conţinutul de carbon. La peste 0,6 %C curba de duritate tinde asimptotic către o valoare maximă de 66 HRC. Elementele de aliere influenţează asupra durităţii atunci când au tendinţa de a forma carburi (Cr, W, V, Mo) mai dure decât cementita oţelurilor hipereutectoide. Factorii principali care influenţează călibilitatea sunt: a) Compoziţia chimică a oţelului poate fi considerată cel mai important factor care determină călibilitatea oţelului. Din acest punct de vedere distingem: - oţeluri cu călibilitate mare, care se călesc pătruns sau pe o adâncime mare; - oţeluri cu călibilitate redusă, care se călesc pe o adâncime mică; b) Mărimea grăuntelui de austenită. La oţelurile cu granulaţie fină, viteza de transformare este mai mare decât la cele cu granulaţie grosolană, deoarece centrele de cristalizare secundare, care se formează la limitele dintre grăunţi sunt în număr mai mare decât în primul caz şi deci călibilitatea va fi mai redusă (la oţelurile cu granulaţie fină); c) Temperatura de austenizare, cu cât este mai mare cu atât austenita este mai omogenă şi mai stabilă, grăunţii mai mari, rezultă deci o călibilitate mai mare. În acelaşi rol influenţează şi creşterea duratei de menţinere la temperatură peste valoarea optimă; d) Structura iniţială. Structurile lamelare prezintă o dizolvare mai rapidă a

280

fazelor ferito-cementitice în austenită, aceasta devenind mai omogenă, călibilitatea mai mare decât în cazul structurilor globulare. e) Forma şi dimensiunile piesei. Viteza de răcire va fi diferită pe secţiunea piesei funcţie de dimensiuni şi mediu de răcire. În figura 2.3. sunt prezentate seturi de probe ce au diametre diferite care se călesc în medii diferite(apă, ulei). Pentru determinarea călibilităţii se pot utiliza mai multe metode. Cea mai simplă şi mai eficace ar fi verificarea structurilor ce se obţin pe secţiune şi măsurarea microscopică a adâncimea de călire. Altă metodă ar fi călirea probelor în condiţii identice cu piesele, apoi probele se rup şi se determină pe cale macroscopică (pe măsură) adâncimea zonei călite, sau pe suprafaţa prelucrată metalografie să se determine duritatea pe secţiune (metoda durităţii). Având în vedere cele de mai sus, cercetătorul american Jominy a pus la punct în anii 1940, o metodă mai ieftină şi mai simplă de determinare a călibilităţii, care s-a răspândit cu repeziciune în toată lumea şi este cunoscută azi sub numele de metoda răcirii frontale sau metoda Jominy de determinare a călibilităţii otelurilor. Metoda este standardizată şi la noi în ţară în STAS 4930-90 şi se referă la oţelurile carbon şi aliate.

Fig.2.3. Călibilitatea funcţie de dimensiunile semifabricatului şi mediul de răcire (zona albă = călită, zona haşurată = necălită) Metoda nu permite însă aprecierea călibilităţii în cazul oţelurilor autocălibile sau a otelurilor cu călibilitate foarte mică. Metoda se va prezenta în cele ce urmează.

281

2.3. Modul de lucru Epruveta utilizată este de formă simplă, cilindrică (fig. 2.4.) cu un anumit raport între lungime şi diametru (L/D>4) şi prevăzută la un capăt cu un guler, pentru a putea fi suspendată in dispozitivul de călire prezentat în fig. 2.5. Epruveta se va extrage în sens longitudinal din semifabricate supuse în prealabil unui tratament de normalizare. Nu se admit pe suprafaţă urme de decarburare. Încălzirea epruvetei se va face la temperatura prescrisă oţelului respectiv, luându-se măsuri împotriva carburării la topire, băi de săruri sau împachetare în aşchii de fontă. Durata în menţinere la temperatura de încălzire este de 30 min. După încălzire, epruveta se fixează în dispozitivul din fig.2.5.b în vederea răcirii. Suportul epruvetei trebuie să permită fixarea şi centrarea ei cu uşurinţă deasupra orificiului tubului.

Fig.2.4. Epruvetă pentru determinarea călibilităţii Se va evita stropirea cu apă a suprafeţei epruvetei până la începerea călirii propriu zise. Înainte de răcirea epruvetei se reglează înălţimea de curgere liberă a jetului de apă care trebuie să fie de 65 - 75mm. Pentru a evita forţa jetului de apă se poate măsura mărimea cercului acoperit de protecţiile de apă deviate de epruvetă ce cad pe un plan orizontal la 60mm mai jos decât orificiul tubului de apă. Diametrul cercului udat trebuie să fie de 210mm. Timpul de transfer al epruvetei din cuptor la dispozitiv nu trebuie să depăşească 5 sec. După aşezarea epruvetei în dispozitiv, se deschide instantaneu robinetul de apă şi se menţine aşa până la răcirea completă a epruvetei. Jetul de apă va răci capătul inferior al epruvetei cu o viteză maximă (aproape 1000 °C/sec) şi se va obţine o structură de călire (martensitică) cu

282

duritate maximă. Temperatura apei de răcire trebuie să fie cuprinsă in intervalul 10 ... 25 °C. După răcirea completă a epruvetei se va măsura duritatea pe generatoarea epruvetei şi se va obţine o curbă caracteristică numită curbă de călibilitate (fig.2.6.) Pentru determinarea durităţii după călire, pe partea cilindrică a epruvetei se prelucrează pe toată lungimea două suprafeţe plan paralele la o adâncime de 0,5 mm. Prelucrarea trebuie însoţită de o răcire intensă pentru ca otelul să nu sufere o revenire. Duritatea sa determină pe ambele suprafeţe prelucrate din 2 în 2 mm. Începând de la capătul răcit până la distanţa corespunzătoare zonei semimartensitice, apoi din 3 în 3mm până la o distanţă unde duritatea nu mai variază. Metoda de determinare a durităţii se recomandă Rockwell cu sarcina de 1471 N( 15OKgf) sau Vickers cu sarcina de 294N (30Kgf). După determinările de duritate, din valorile medii ale durităţii se construieşte curba de călibilitate pentru oţelul respectiv, în funcţie de distanţa de la capătul răcit (fig.2.6.).

Fig.2.5. Dispozitiv pentru răcirea frontală a epruvetelor (a), fixarea epruvetelor în dispozitiv (b). A - ajutaj; B - ecran destinat evitării stropirii suprafeţei laterale a epruvetei; D - dispozitiv pentru imobilizarea epruvetei la călire; E - epruvetă; R - robinet pentru alimentarea cu apă, deschiderea şi închiderea lui făcându-se instantaneu; S - suportul epruvetei; T - robinet pentru evacuarea apei.

283

Pe grafic se mai menţionează: marca oţelului, compoziţia chimică şi informativ mărimea grăuntelui de austenită determinată în aceleaşi condiţii de lucru. Pe baza curbelor de călibilitate trasate pe un număr mare de şarje dintro marcă de oţel dată, se construieşte banda de călibilitate, determinată de liniile adiacente acestor curbe (fig.2.6.).

Fig.2.6. Curbă caracteristică de călibilitate. Exprimarea călibilităţii sub formă convenţională se face prin indicele de călibilitate J a/b (c) în care: a - duritatea în unităţi HRC a zonei semimartensitice (indicată în tabelul 2.1) pentru oţelul respectiv; b - distanţa de la capătul răcit până la punctul în care se obţine duritatea d, în mm.; c duritatea maximă la capătul răcit, în unităţi HRC. Conţinutul de carbon al oţelului % 0,08 – 0,15 0,16 – 0,20 0,21 – 0,25 0,26 – 0,30 0,31 – 0,35 0,36 – 0,40 0,41 – 0,45 0,46 – 0,50 0,51 – 0,55 0,56 – 0,60 0,61 – 0.70

Tabelul 2.1 Duritatea HRC corespunzătoare zonei martensitice Oţeluri carbon Oţeluri aliate 27 ... 30 29 ... 31 31 ... 34 32 ... 34 35 ... 38 35 ...37 39 ... 41 38 ... 40 42 ... 44 41 ... 43 45 ... 47 44 ... 45 48 ... 49 46 ... 47 50 ... 51 48 ... 49 52 ... 53 50 ... 51 54 ... 55 52 ... 55 56 ... 58

284

Exemplu : pentru un oţel aliat Cr-Ni marca 41CrNi12 cu 0,4%C , duritatea zonei semimartensitice (vezi tabelul 2.1.) egală cu 47 H.R C. se obţine la o distanţă de 13 mm de la capătul răcit şi duritatea maximă obţinută este de 56 HRC (fig.2.6.). În acest caz călibilitatea se exprimă prin: J 47/13 (56).

285

3. Stabilirea tehnologiei de călire a otelurilor de îmbunătăţire Oţelurile de îmbunătăţire carbon şi slab aliate, sunt oţeluri cu un conţinut de carbon între 0,25 - 0,65%C şi sunt utilizate pentru confecţionarea organelor de maşini în mişcare: arbori cotiţi, biele, buloane, bare de torsiune, axe, etc. Aceste piese sunt supuse unor solicitări complexe (tracţiune, încovoiere, torsiune, şoc, oboseală), reclamând caracteristici mecanice corespunzătoare unor astfel de solicitări. Structura care asigură aceste caracteristici, este sorbita de revenire şi se obţine prin tratamentul termic de călire şi revenire înaltă numit îmbunătăţire. 3.1. Scopul lucrării Lucrarea urmăreşte să prezinte principiile teoretice, care stau la baza tratamentului de îmbunătăţire, precum şi noţiunile de bază legate de realizarea practică a acestui tratament. Partea experimentală a lucrării se referă în mod concret şi la piesele care se supun acestui tratament. 3.2. Principii teoretice Tratamentul termic de călire, urmat de o revenire înaltă, poartă numele de îmbunătăţire. Structura obţinută în urma îmbunătăţirii este sorbită de revenire care are o rezistenţă mecanică mare, tenacitate mare respectiv rezistenţă la şoc ridicată. Caracteristicile mecanice ale acestor oţeluri sunt determinate de compoziţia chimică şi de tratamentul termic. Elementele de aliere conduc la creşterea proprietăţilor de rezistenţă, a călibilităţii, ceea ce asigură obţinerea unei uniformităţi a proprietăţilor. Manganul creşte călibilitatea dar face oţelul susceptibil la supraîncălzire (creşterea granulaţiei) şi fragilitatea la revenire înaltă. Fragilitatea de revenire creşte odată cu ridicarea temperaturii de călire, deoarece creşte cantitatea carburilor dizolvate. Oţelurile aliate cu crom şi molibden au o bună călibilitate, molibdenul măreşte stabilitatea structurilor la revenire şi reduce considerabil fragilitatea la revenire înaltă. Oţelurile crom-nichel cu un conţinut mediu de carbon au caracteristici de rezistenţă ridicate, în stare îmbunătăţită. Oţelurile Cr - Ni - Mo au o capacitate ridicată de îmbunătăţite. De aceea ele se recomandă pentru piese puternic solicitate cu secţiuni transversale mari. Aceste oţeluri precum şi cele Cr - Ni - W nu sunt

286

susceptibile la fragilitatea de revenire. La oţelurile de îmbunătăţire se mai adaugă şi alte elemente de aliere (Si, Ti, W, Al, etc.) care determină ridicarea caracteristicilor mecanice şi tehnologice. Oţelurile carbon de îmbunătăţire sunt cuprinse în STAS 10 - 0, iar cele aliate de îmbunătăţire în STAS 791 - 80. În funcţie de transformarea eutectoidă acestea sunt hipoeutectoide cu structura de echilibru formată din perlită şi ferită. Proporţia de perlită fiind variabilă (între 35 - 75 %) în funcţie de conţinutul de carbon. Structura de echilibru asigură acestor oţeluri prelucrabilitate prin aşchiere bună. După prelucrările plastice la cald (forjare, matriţare, laminare, etc.) semifabricatele sunt supuse unor tratamente termice primare pentru obţinerea structurilor de echilibru cu o duritate sub 200 HB în vederea asigurării prelucrabilităţii mecanice corespunzătoare. În general semifabricatele laminate se livrează în stare recoaptă cu durităţi corespunzătoare prelucrării. La oţelurile de îmbunătăţire se pot aplica următoarele tipuri de tratamente termice o recoacere de normalizare, recoacere completă obişnuită, recoacere izotermă, recoacere incompletă, călire şi revenire înaltă. Normalizarea constă într-o încălzire în domeniul austenitic (peste Ac3) cu o răcire lentă în aer, prin aceasta se realizează o regenerare completă a structurii. La oţelurile 0,3 - 0,5 %C în urma recoacerii se obţine o structură perlito-feritică însoţită de o prelucrabilitate bună. Recoacerea obişnuită (completă, peşte Ac3) se aplică oţelurilor carbon cu 0,5 - 0,65 %C şi oţelurilor slab aliate şi autocălibile la care transformarea perlitică se realizează la o răcire foarte lentă 30 - 50 °C/h. Parametrii răcirii se stabilesc în funcţie de proprietăţile dorite. Recoacerea izotermă se poate aplica la toate tipurile de oţeluri, în special la care transformarea perlitică se produce izoterm. Se obţin structuri de echilibru omogene, cu duritate mică. Temperatura şi durata treptei izoterme se stabilesc cu ajutorul diagramei TTT. Recoacerea incompletă se aplică la oţelurile cu conţinut ridicat de carbon (0,5 - 0,65 %) la care se obţine o structură perlitică lamelară şi globulară care asigură o prelucrabilitate relativ bună, mai ales la operaţii de degroşare cu viteze mari. Călirea martensitică urmăreşte obţinerea unei structuri martensitice pe o anumită adâncime cu o duritate ridicată. Temperatura de încălzire trebuie să fie Ac3 + (30...50°C), menţinere pentru egalizarea temperaturii pe întreaga secţiune, apoi răcire cu o viteză mai mare sau egală cu cea critică de călire a oţelului respectiv (fig. 3.l.).

287

Fig.3.1. Regimul de încălzire şi răcire la călirea oţelurilor de îmbunătăţire. Domeniul temperaturilor de călire este prezentat în fig. 3.2. pentru oţelurile carbon. Deosebit de important la călire este alegerea corectă a mediului de răcire. Mediul trebuie să asigure obţinerea structurii martensitice, dar să evite în acelaşi timp, apariţia unor tensiuni termice şi structurale periculoase, care ar putea conduce la deformarea sau fisurarea pieselor călite.

Fig. 3.2. Domeniul temperaturilor de călire pentru otelurile carbon. Viteza de răcire, pe secţiunea piesei este diferită, la exterior este maximă, iar în centrul piesei este minimă. Proporţia minimă de martensită din structură trebuie să fie de 90%. Mediile de călire, curent utilizate sunt apa pentru oţelurile carbon, uleiurile minerale convenţionale, pentru oţelurile slab

288

aliate, aerul sau băile de săruri. Capacitatea de răcire diferă de la mediu la mediu, funcţie de gradul de agitare, de puritatea lui şi de temperatura la care se găseşte. Creşterea capacităţii de răcire a mediului va fi limitată de apariţia pericolului de deformare şi fisurare a pieselor. Revenirea. Structura obţinută în urma călirii este în afară de echilibru formată din martensită şi austenită reziduală. Această structură are o duritate şi fragilitate mare. Prin revenire se urmăreşte aducerea structurii într-o stare mai stabilă, obţinând aşa numita structură de revenire. În cazul revenirii încălzirea se va face la temperaturi situate sub Ac1, cu menţineri pentru egalizarea temperaturii pe întreaga secţiune a piesei şi răcire în aer, apă, ulei sau băi de săruri, pentru a preveni fragilitatea la revenire înaltă. La revenire scade duritatea, proprietăţile de rezistenţă (σr , σc), cresc în schimb proprietăţile de plasticitate, alungirea, tenacitatea (Z, KCU), acestea fiind funcţie de structurile ce se obţin. Rezultatele revenirii depind de temperatura de încălzire şi durata de menţinere la temperatura de revenire. Proprietăţile rezultate în urma revenirii se datoresc transformărilor ce au loc, realizându-se procese de coalescenţă şi de globulizare a carburilor. În cazul îmbunătăţirii, călirea martensitică este urmată de o revenire înaltă, la care încălzirea se face între 450 - 650 °C, funcţie de calitatea oţelului şi condiţiile tehnice impuse pentru piesa respectivă (conform tabelelor 3.3. şi 3.4.). 3.3. Modul de lucru În cadrul lucrării practice se cere studenţilor să determine influenţa tratamentelor termice primare şi secundare asupra structurii şi proprietăţilor oţelurilor. Pentru realizarea lucrării se procedează astfel : - se iau epruvete dintr-un oţel de îmbunătăţire şi se determină operativ compoziţia chimică (de ex. prin proba de scânteie); - se stabilesc parametrii regimurilor de tratament termic primar şi secundar; se stabileşte numărul necesar de epruvete destinate încercărilor, astfel încât să se poată determina proprietăţile pentru fiecare etapă; - se aplică tratamentele stabilite, menţinându-se probe martor pentru fiecare etapă a tratamentului; - se determină structura şi duritatea după fiecare etapă. Pe baza rezultatelor obţinute se vor trage concluzii asupra importanţei alegerii corecte a oţelului, pentru realizarea unei căliri corespunzătoare, a structurii şi durităţii impuse oţelului respectiv.

289

4. Stabilirea regimului de revenire a oţelurilor carbon 4.1. Scopul lucrării Structura obţinută după călire este în afară de echilibru (martensită), dură şi casantă. Datorită fragilităţii ridicate, piesele în stare călită nu pot fi montate pe maşini şi utilaje deoarece s-ar sparge în timpul funcţionării. Pentru o modificare convenabilă a caracteristicilor mecanice - scăderea rezistenţei la rupere, a limitei de curgere, a durităţii, dar creşterea caracteristicilor de plasticitate şi tenacitate - se aplică tratamentul termofizic numit revenire. Lucrarea are drept scop prezentarea principalilor parametrii ce stau la baza tratamentului termic de revenire. 4.2. Principii teoretice Pentru a urmări mecanismul transformării martensitei la încălzire se execută mai multe probe din oţelul respectiv, având acelaşi diametru şi lungime L0. 0 probă se păstrează ca element de referinţă, iar restul sunt călite în aceleaşi condiţii tehnologice. Având în vedere faptul că martensita are volumul specific mai mare decât structura iniţială, după călire probele pot avea lungimea : L = L0 + ∆L0. Probele călite sunt supuse apoi revenirii, dar fiecare dintre ele la altă temperatură, durata de menţinere fiind suficient de lungă ca transformările structurale să se termine. După răcirea lor în aer li se măsoară lungimea Lx şi se calculează pe rând valorile lui ∆Lx = Lx – L0. Rezultatele se trec într-un grafic în funcţie de temperatura la care a avut loc revenirea, obţinându-se curba dilatometrică din fig.4.l. În funcţie de temperatura la care are loc revenirea se disting patru etape, fiecare dintre ele fiind caracterizată prin anumite modificări în structura materialului. - Etapa I-a, a descompunerii martensitei, corespunzător intervalului de temperatură 80-200°C se caracterizează prin separarea din martensita tetragonală cu concentraţie în carbon a" (fig.4.2.) a mor particule de carburi de tipul Fex-C, foarte fin dispersate şi coerente cu reţeaua martensitei. Germinarea şi creşterea acestor particule bogate în carbon se face pe seama sărăcirii în carbon a soluţiei suprasaturate din imediata vecinătate. Soluţia cu concentraţie mai scăzută a' şi cu o reţea devenită cubică se numeşte martensită de revenire. Această primă etapă se caracterizează prin transformarea martensitei

290

tetragonale în martensită de revenire şi separarea carburilor ε. Având un volum specific mai mic, proba se va micşora cu ∆Lx1 , curba de variaţie va avea un caracter descendent (fig.4. l.).

Fig. 4.1. Curba dilatometrică, reprezentând transformările ce au loc la revenire - Etapa a II-a, corespunzătoare intervalului 200 - 300°C se caracterizează prin transformarea austenitei reziduale în martensită de revenire. Proporţional cu cantitatea de austenită reziduală rămasă după călire proba îşi măreşte iar volumul, curba prezentând o uşoară creştere. Procesul de sărăcire în carbon a soluţiei solide continuă pe seama apariţiei de noi germeni de carbură E şi creşterii celor vechi, procesul având la bază procesul difuziei. În acest interval de temperatură scade duritatea şi creşte rezistenţa materialului. - Etapa a III-a. corespunde intervalului 300 - 400°C când soluţia solidă a sărăcit foarte mult în carbon iar carbura E a ajuns la concentraţia cementitei Fe3C, curba ~ Lx este puternic descendentă, proba iniţial călită apropiindu-se de dimensiunea iniţială L0. Tensiunile interne sunt foarte mici, structura ce rezultă este un amestec mecanic ferito - cementitic foarte ţin ce îşi păstrează caracterul acicular al martensitei şi poartă numele de troostită de revenire. Duritatea scade iar rezistenţa creşte în continuare.

291

Fig. 4.2. Separarea carburii ε din martensita tetragonală - Etapa a IV-a se caracterizează prin coalescenţa particulelor de cementită şi globulizarea lor. Fenomenul se desfăşoară cu intensitate în intervalul 400 - 600°C. Amestecul mecanic format din ferite şi cementite globulizate, foarte fin dispersată, se numeşte sorbită de revenire şi diferă de cea obţinută direct prin descompunerea austenitei. prin aspectul globular al cementitei, prin duritate mică şi rezilienţă mai mare. La transformarea austenitei reziduale la încălzire sau la răcire, trebuie să se ţină seama de posibilitatea apariţiei fenomenelor de stabilizare sau destabilizare a austenitei reziduale. Stabilizarea poate avea loc la temperatura ambiantă în cazul în care menţinerea la această temperatură este mai lungă. Austenita stabilizată se transformă mai greu în martensită, de aceea după călire se aplică imediat o răcire sub 0°C. Fenomenul de destabilizare a austenitei reziduale apare la oţeluri bogat aliate şi în special la oţelurile rapide. Prin încălzirea acestora la revenire până la temperatura de 480°C, austenita suferă fenomenul de stabilizare. Începând cu temperatura de 500°C austenita începe să se destabilizeze şi la răcire de la aceste temperaturi se transformă în martensită, fenomen cunoscut sub numele de călire secundară. Destabilizarea austenitei este cu atât mai pronunţată cu cât temperatura este mai ridicată. La oţelurile rapide din această cauză temperatura de revenire este de 550-650°C şi se execută trei reveniri pentru ca o cantitate cât mai mare de austenită reziduală să se transforme în martensită. 4.2.1. Alegerea parametrilor tehnologici ai revenirii Alegerea acestora se face în funcţie de caracteristicile mecanice dorite, ştiind că ele variază cu temperatura de revenire; în cazul general proprietăţile de rezistenţă şi duritatea scad odată cu creşterea temperaturii. De la această regulă fac excepţie o serie de oţeluri (rapide), la care duritatea poate să crească.

292

Parametrii regimului de revenire sunt : viteza de încălzire, temperatura de revenire. durata de menţinere. viteza de răcire. viteza de încălzire nu trebuie să fie prea mare pentru a nu provoca tensiuni periculoase. Se recomandă ca încălzirea până la 300 °C să se facă în băi de apă sau ulei, iar peste 500-600°C să se facă în cuptoare cu recircularea atmosferei (prevăzute cu ventilatoare). De asemenea de acest parametru trebuie să se ţină seama la revenirea fără menţinere la temperatura de revenire, adică la aşa numita autorevenire sau la revenirea electrică. Cu cât viteza de încălzire este mai mare cu atât duritatea şi rezistenţa sunt mai mari şi plasticitatea mai mică, deoarece procesele de revenire au loc mai rar. Temperatura şi durata de revenire sunt parametrii principali de care depind rezultatele obţinute în urma revenirii. Efectul revenirii este mai evident cu cât temperatura de încălzire este mai înaltă (dar sub Ac1) şi durata de revenire mai mare. Durata de menţinere este în general corelată cu temperatura la care are loc revenirea şi trebuie să fie suficient de mare pentru a avea loc transformările structurale, pe baza fenomenului de difuzie. Caracteristicile mecanice variază funcţie de temperatura de revenire şi se determină prin încercări pe epruvete prelucrate din probe cu φ 25 mm, călite la martensită şi menţinute timp de o oră la temperatură de revenire. În consecinţă. durata de menţinere la revenire a pieselor trebuie să corespundă acestor condiţii şi se stabileşte după regula 1 oră / 25 mm grosime piesă. Această regulă dă rezultate bune numai pentru piese cu diametrul sub 100 mm. Temperatura şi durata revenirii sunt hotărâtoare: cu cât temperatura este mai mare cu atât durata va fi mai scurtă (fig.4.3.). Duritatea impusă după revenire HRC poate fi obţinută prin mai multe reveniri echivalente (T1/τ1, T2/τ2 . T3/τ3) care poartă numele de regimuri de egală duritate.

Fig.4.3. Variaţia durităţii cu temperatura şi durata de revenire a unui oţel de îmbunătăţire

293

După revenire, răcirea trebuie făcută cu viteză cât mai mică posibilă. De aceea se face împreună cu cuptorul sau în aer liniştit. Oţelurile care sunt susceptibile la fragilitatea de revenire se răcesc cu o viteză mai mare, utilizând ca medii de răcire uleiul şi apa. În funcţie de transformările care au loc şi structura ce rezultă se disting trei tipuri de reveniri: - revenire joasă, corespunde acelor parametrii tehnologici care asigură o structură compusă din martensită de revenire, carburi ε şi permit transformarea austenitei reziduale. Acest tip de revenire se aplică materialelor la care primează duritatea: oţeluri carbon, oţeluri carbon de scule, oţeluri aliate de scule. Temperatura de revenire joasă este cuprinsă între 80-200 °C. - revenire medie, corespunde parametrilor tehnologici ce asigură o structură compusă din martensită de revenire cu troostită de revenire sau numai troostită de revenire. Are drept scop eliminarea fragilităţii structurii cu caracter martensitic; păstrând totodată o duritate ridicată caracteristică oţelurilor pentru arcuri). Domeniul temperaturilor este cuprins între 250-450 °C. - revenirea înaltă, urmăreşte obţinerea unei structuri formată din sorbită de revenire, caracteristică pieselor puternic solicitate dinamic. Duritatea scade mult, în schimb rezilienţa este ridicată. Domeniul temperaturilor este cuprins între 500-600 °C. De menţionat faptul că temperaturile acestor trei tipuri de reveniri; depind de natura oţelului supus revenirii şi nu pot constitui un criteriu de clasificare a revenirilor, cunoscută fiind influenţa puternică a elementelor de aliere asupra punctelor critice. Trebuie evitată greşeala care se face în terminologia curentă de a extinde domeniile de temperaturi corespunzătoare celor trei tipuri de reveniri ale oţelurilor carbon la toată gama de oţeluri. 4.3. Modul de lucru Studenţii vor primi trei epruvete în stare călită : - una din oţel carbon de îmbunătăţire; - a doua dintr-un oţel de scule; - a treia dintr-un oţel de arc. Trebuie să se stabilească tipul de revenire şi parametrii acesteia. La fiecare probă se va măsura duritatea după călire şi după revenire.

294

5. CĂLIREA IZOTERMĂ ŞI ÎN TREPTE 5.1. Scopul lucrării În cazul călirii obişnuite, câmpul termic neuniform, datorat conductibilităţii termice reduse a oţelului, variaţiilor mari de secţiune la piese cu configuraţie complicată şi a altor factori poate conduce la apariţia unor deformaţii sau chiar a unor fisuri în piese. La călirea în două medii tensiunile termice sunt reduse într-o oarecare măsură, însă această metodă prezintă unele dificultăţi de realizare practică. Scopul acestei lucrări este realizarea unor condiţii ce pot micşora sau înlătura apariţia tensiunilor termice şi structurale specifice tratamentului de călire. 5.2. Principii teoretice Călirea izotermă constă în încălzirea pieselor în domeniul austenitic şi răcirea într-un mediu de răcire cu temperatură constantă (deasupra punctului Ms), cu o viteză de răcire superioară vitezei critice şi menţinerea la această temperatură până la terminarea transformării austenitei (fig.5.1.).

Fig. 5.1. Realizarea călirii izoterme (bainitice) Răcirea după menţinere până la temperatura ambiantă se face cu o viteză care depinde de dimensiunile piesei. La oţelurile cu fragilitate mare la revenire, răcirea se face rapid.

295

Piesele supuse călirii izoterme trebuie să fie relativ subţiri; şi să admită o oarecare scădere de duritate faţă de călirea obişnuită. Structura obţinută în urma călirii izoterme poate fi: troostită aciculară sau bainită, care prezintă proprietăţi mecanice asemănătoare cu ale martensitei, însă are avantajul unor tensiuni termice şi structurale mai mici, ca urmare a înlăturării pericolul apariţiei fisurilor, crăpăturilor şi deformaţiilor plastice, crescând foarte mult tenacitatea. Călirea izotermă se aplică la aceeaşi categorie de piese ca şi călirea în trepte. atunci când se urmăreşte să se obţină durităţi ridicate de 40-50 HRC, asociate cu tenacitate şi plasticitate bună. Menţinerea la temperatura mediului izoterm de răcire se efectuează în scopul răcirii cu viteza supracritică, a egalizării temperaturii pe secţiune şi a transformării izoterme. Structura obţinută în final este bainita. Dacă temperatura de transformare izotermă este cu 20... 80°C peste punctul Ms se obţine bainita inferioară, iar dacă temperatura este cu 80... 150°C peste punctul Ms se obţine bainita superioară. Principalul avantaj al călirii izoterme constă în faptul că în timpul transformării temperatura este uniformă pe toată secţiunea piesei. Tensiunile termice sunt foarte mici, şi duc la deformaţii nesemnificative, iar tensiunile structurale sunt nule. Un alt avantaj important este faptul că exclude revenirea datorită răcirii finale care se face cu o viteză foarte mică. Configuraţia piesei poate fi complexă. Un dezavantaj pe care îl prezintă călirea izotermă constă în faptul că este limitată la piese de dimensiuni mici, pe de o parte datorită capacităţii reduse de răcire a mediilor calde, iar pe de alte parte datorită spaţiului mic în care se găseşte mediul izoterm. Temperatura mediului de răcire izoterm şi durata de menţinere se stabilesc în funcţie de diagrama TTT a oţelului respectiv. 5.2.1. Oţeluri ce pot călite izoterm Călirea izotermă se aplică oţelurilor cu o perioadă de incubaţie la cotul perlitic suficient de mare. Luând în considerare influenţa carbonului, manganului şi elementelor de aliere asupra cineticii descompunerii austenitei, în intervalul perlitic pot fi călite izoterm următoarele categorii de oţeluri: oţeluri nealiate cu 0,5-1,0 %C şi min. 0,6 %Mn; oţeluri cu peste 1,0%C şi mai puţin de 0,6% Mn; oţeluri cu mai puţin de 0,5 %C dar peste 1,0 %Mn şi oţeluri slab aliate cu 0,3 - 0,4%C. Dintre oţelurile standardizate la noi în ţară ce se pretează la călire izotermă amintim câteva: 18MnCr10, 20TiMnCr12, 13CrNi17, 13CrNi30, 18MoCrNi13, l5MoMnCr12, 21MoMnCr12, 20MoNi35, 40Cr10, 36MoCr10,

296

41MoCr11, 41MoCr17, 45CrNi12, 36MoCrNi10, 34MoCrNi10, 34MoCrNi15, 50VCr11, OSC10, OSC13, RUL 1, RUL 2, OLC65A, OLC75A, OLC85A, etc.

Fig.5.2. Răcirea discontinuă a unor oţeluri cu cinetică diferită de descompunere a austenitei. Pentru oţelul din fig. 5.2.a (oţel pentru arc) executarea călirii izoterme este limitată la piesele cu o grosime mai mică de 6 mm, astfel încât curba vitezei de răcire a centrului piesei să nu intersecteze cotul perlitic. Curba din fig.5.2.b corespunde unui oţel aliat de îmbunătăţire (40Cr10) cu o perioadă de incubaţie la cotul perlitic mare.

297

Fig. 5.3 Transformarea izotermă a austenitei oţelului eutectoid Oţelurilor din fig. 5.2.c,d (OLC35, oţel aliat), nu li se poate aplica călirea izotermă deoarece nu poate fi evitată transformarea perlitică (cazul c), iar la oţelul aliat (cazul d) menţinerea izotermă necesară pentru transformarea bainitică este prea mare şi proporţia de austenită reziduală ridicată. În fig. 5.3. este prezentată descompunerea izotermă a austenitei oţelului eutectoid. În dreapta curbei sfârşitului de transformare sunt trecute structurile obţinute prin descompunerea izotermă a austenitei (perlita, sorbita, troostita deasupra cotului perlitic şi bainita superioară, bainita inferioară sub cotul perlitic) precum şi durităţile acestora. Durata medie de menţinere în mediul de călire izotermă este determinată de durata transformării austenitei la temperatura dată. Din această cauză este absolut necesară cunoaşterea diagramei TTT pentru proiectarea unor tehnologii. În fig.5.4. se prezintă diagrama TTT pentru călirea unui oţel pentru arc (OLC65A), modul de obţinere a structurii bainitice. Se observă că durata de menţinere în baie este de două ori mai mare decât durata de transformare rezultată din diagrama TTT, pentru a avea siguranţa transformării complete a austenitei.

298

Fig.5.4. Diagrama de transformare izotermă a austenitei oţelului eutectoid Mediile pentru călirea izotermă, trebuie să aibă o capacitate de răcire mare, deoarece austenita introdusă în ele trebuie să ajungă repede la temperatura menţinerii izoterme, fără să intersecteze curbele de transformare (adică să nu se obţină structuri de natură perlitică). Să nu fie inflamabile, să nu se degradeze repede şi să nu fie otrăvitoare. În tabelul 5.1. se dă compoziţia chimică a unor medii de călire, temperatura de topire şi de folosire a acestora.

299

Tabelul 5.1. Compoziţia chimică a unor medii izoterme Compoziţia Temp. de Temp. de topire, [°C] folosire, [°C] 55% KNO3 + 45% NaNO3 137 150 - 500 55% KNO3 + 45% NaNO3 218 230 – 550 55% NaNO3 + 45% NaNO2 221 230 – 550 NaNO3 317 325 – 600 ZnNO3 337 350 – 600 NaOH 322 330 – 450 Plumb tehnic pur 327 335 – 600 Staniu tehnic pur 232 240 – 600 63% Sn + 37 % Pb 183 190 – 350 15% Sn + 85 % Pb 280 300 – 500 91% Sn + 9 % Zn 200 205 – 400 30% Sn + 70 % Cd 230 235 – 600 5.2.2.Călirea în trepte Este un procedeu de călire ce se realizează prin răcirea austenitei cu o viteză mai mare decât viteza critică de călire până la o temperatură superioară punctului Ms cu 20 - 50°C, într-un mediu cu temperatură constantă.

Fig.5.5. Călirea în trepte a unui oţel eutectoid. Menţinerea în mediu izoterm (ulei ori săruri topite) se face până la egalizarea temperaturii suprafeţei. Mediile folosite sunt cele din tabelul 5.1. După răcirea în aceste medii, transformările în domeniul martensitic se vor desfăşura în aer liniştit(fig.5.5).

300

Călirea în trepte se va aplica oţelurilor a căror viteză critică de călire este mai mică decât viteza de răcire pe care o poate asigura uleiul cald sau sarea topită. Dimensiunile pieselor tratate nu trebuie să fie prea mari pentru a nu necesita o menţinere prea îndelungată. în vederea egalizării temperaturii suprafeţei cu a centrului, menţinere ce ar duce la intersectarea curbelor TTT în zona menţinerii izoterme, în acest mod se pot evita transformările intermediare (bainitice) şi obţinerii în final a structurii martensitice. Spre deosebire de călirea izotermă, la călirea în trepte după obţinerea structurii martensitice este nevoie să aplicăm revenirea. 5.3. Modul de lucru Pentru efectuarea lucrării se vor folosi epruvete de φ 20x40 şi 10x100 (pentru rezilienţă) confecţionate din RUL2 şi OLC75A. Se va determina regimul de încălzire şi menţinere în cazul călirii izoterme. Înainte de tratament se vor face încercări de duritate şi determinarea structurii metalografice. Pentru a urmări unele defecte ce ar putea apare în timpul tratamentului termic se vor stabili diferiţi timpi de menţinere în baia izotermă, conform fig. 5.4. Temperatura descompunerii izoterme a austenitei se alege astfel ca în final să se obţină structură bainitică pentru ambele tipuri de oţeluri. Temperatura de încălzire pentru austenitizare va fi: Tînc = Ac3 + (30... 50) °C Epruvetele se vor introduce în baia izotermă într-un timp foarte scurt pentru a nu scădea prea mult temperatura probei. Agitarea băii, respectiv mişcarea relativă dintre piesă şi mediu este de o importanţă deosebită pentru realizarea corespunzătoare a transformărilor, pentru creşterea capacităţii de răcire la cotul perlitic. Dacă agitarea băii nu se face poate avea loc transformarea parţială a austenitei în perlită ceea ce va duce la compromiterea tratamentului. După efectuarea călirii izoterme, probele vor fi spălate cu apă caldă în scopul eliminării aderenţelor de sare, impurităţi de pe suprafaţa pieselor, apoi se vor face din nou încercări de duritate, rezilienţă şi un studiu atent asupra microstructurii. Pentru călirea în trepte se va proceda la fel ca şi în cazul călirii izoterme.

301

6. Tratamente termice aplicate oţelurilor bogat aliate de scule (Rp3) 6.1. Scopul lucrării Lucrarea are drept scop, însuşirea de către studenţi a problemelor teoretice şi practice referitore la tratamentele termice aplicate oţelurilor bogat aliate de scule şi în special a celor rapide. Este cunoscută larga utilizare a acestor oţeluri în construcţia de maşini destinate fabricării: sculelor aşchietoare şi a celor destinate deformării plastice (matriţe, poansoane etc.) 6.2. Principii teoretice Oţelurile aliate pentru scule pot fi clasificate în funcţie de procentajul în greutate a elementelor de aliere - oţeluri slab aliate, sub 5% elemente de aliere; - oţeluri mediu aliate între 5-10% elemente de aliere; - oţeluri bogat aliate (înalt aliate) cu peste 10% elemente de aliere. Oţelurile rapide sunt oţeluri bogat aliate pentru scule destinate aşchierii metalelor cu viteze mari de aşchiere (aşchiere rapidă), care îşi păstrează capacitatea de aşchiere până la o temperatură de lucru de cca. 500 °C. Spre deosebire de oţelurile carbon sau alte oţeluri aliate de scule; oţelul rapid are cele mai bune proprietăţi pentru aşchierea metalelor, în condiţiile încălzirii sculelor în timpul lucrului (rezistenţă la uzură, stabilitate la cald, rezistenţă la şocuri). Una din mărcile de oţel rapid utilizată pe plan mondial este oţelul Rp3 (STAS 7382-80) cunoscut şi sub formula cifrică de 18-4-1, ceea ce indică conţinutul mediu în procente a principalelor elemente de aliere: W, Cr şi V, respectiv 18% W, 4%Cr, 1%V şi 0,7-0,85C. Tratamentele termice aplicate oţelului rapid urmăresc în principal: creşterea prelucrabilităţii prin aşchiere (tratamentul termic primar) şi creşterea rezistenţei la uzură şi a stabilităţii lui la cald în timpul lucrului (tratamentul termic final). În urma turnării, oţelurile rapide au o structură ce se caracterizează printr-o mare neomogenitate şi prin prezenţa unei reţele de ledeburită. Prelucrarea prin deformare plastică (obligatoriu după turnare) distruge scheletul ledeburitic. O caracteristică a oţelurilor rapide este prezenţa carburilor complexe chiar şi în domeniul de austenitizare pentru călire, aşa cum rezultă din fig. 6.1. Repartiţia carburilor în masa metalică depinde de elaborare şi de

302

prelucrare la cald (laminare, forjare). Distribuţia, mărimea şi forma carburilor influenţează proprietăţile oţelului şi performanţelor sculei. Carburile trebuie să fie uniform distribuite, fine şi cu contur rotunjit.

Fig. 6.1. Diagramă de echilibru orientativă pentru t.t. al oţelului rapid. 6.2.1. Tratamente termice primare (recoacerile) Barele forjate se supun unei recoaceri prezentate în fig. 6.2. pentru un oţel Rp3 şi pentru cele similare. În vederea prelucrabilităţii prin aşchiere (confecţionării sculelor), a obţinerii unei durităţi de 230-270 HB şi a unei rezistenţe de 80-95 daN/mm2 se poate aplica o tehnologie de recoacere industrială cu regimuri ca cele prezentate în fig. 6.3., a şi b. La sculele cu forme complicate se aplică o recoacere de detensionare pentru reducerea tensiunilor produse la operaţiile de prelucrare prin aşchiere a sculelor, astfel la călire se pot produce deformări sau fisurări.

Fig. 6.2. Ciclul de recoacere aplicat otelului Rp3

303

Detensionarea se face atunci când scula este aproape de dimensiunile finale, urmând ca după tratament să se mai facă o uşoară rectificare la cotele mai importante. Pentru detensionare se aplică următorul regim: - încălzire lentă până la 650°C; - menţinere la temperatura de cca. 2 ore; - răcire în cuptor.

Fig. 6.3. Ciclul de recoacere industrială a oţelului rapid. a - recoacere obişnuită; b - recoacere izotermă. 6.2.2. Tratamente termice secundare Operaţiile de tratament termic care se aplică oţelului rapid sunt călirea şi revenirea. După prelucrarea mecanică a sculelor acestea au o structură de recoacere cu masa de bază austenitică, cu carburi secundare şi carburi ledeburitice. Încălzirea în vederea călirii se face la temperaturi înalte, la care carburile se descompun, elementele de aliere şi carbonul difuzează în masa austenitică, conferind în final materialului rezistenţă la cald şi duritate ridicată.

304

Fig. 6.4. Tratamentele termice secundare ale oţelului rapi Rp3. a - călire + 3 reveniri; b - călire în trepte + 3 reveniri; c - călire sub zero grade + revenire Călirea. În practică temperatura de încălzire pentru călire se stabileşte nu numai după marca oţelului ci şi după forma, dimensiunile, destinaţia sculelor şi condiţiile de răcire. Astfel sculele cu secţiune mică se încălzesc la limita inferioară a intervalului (1250 °C). În schimb sculele de forma simplă şi dimensiuni mari, care lucrează la solicitări reduse, cu viteză mare de aşchiere, se încălzesc pentru călire la temperaturi mai mari, pentru a se asigura o stabilitate la cald maximă (prin dizolvarea unei cantităţi mai mari de carbon şi elemente de aliere în austenită, fig. 6.4.). Încălzirea sculelor din oţeluri rapide trebuie să se facă cu două preîncălziri, având în vedere conductibilitatea termică scăzută datorită

305

gradului de aliere mare. La încălziri rapide, pe secţiunea sculelor apare un gradient mare de temperatură, ce poate duce la apariţia unor tensiuni termice periculoase, care la rândul lor pot provoca fisurarea. Prin utilizarea preîncălzirilor, se scurtează durata încălzirii finale care este costisitoare şi periculoasă pentru producerea decarburării. Prima treaptă a preîncălzirii se realizează în cuptor cu cameră la 600°C. Pentru cea de a doua treaptă a preîncălzirii se foloseşte o baie de săruri topite, la temperatura de 800-850°C. În final piesele se introduc în baia de săruri cu temperatura prescrisă pentru călire (BaCl2). Aici durata de menţinere trebuie să asigure omogenizarea temperaturii pe întreaga secţiune şi dizolvarea unei anumite cantităţi de carburi în austenită, fără ca granulaţia acesteia să crească prea mult. O durată de menţinere prea mare nu este indicată, din cauza creşterii granulaţiei, a pericolului de decarburare şi din considerente economice. Durata menţinerii se poate determina cu ajutorul unor diagrame construite pentru încălzirea sculelor introduse bucată cu bucată sau mai multe deodată, pe dispozitive, unde sunt aşezate la distanţe mai mari decât o rază. Temperatura de austenitizare în vederea călirii are o mare influenţă si asupra durităţii ce se obţine prin revenire. În fig. 6.6. se arată influenţa temperaturii de călire asupra durităţii după revenire la diferite temperaturi ale unui oţel rapid (18-4-1). Temperatura corectă de călire a sculelor aşchietoare trebuie să fie mai ridicată decât cea care conduce la duritate maximă după călire (fig. 6.7). Ridicarea temperaturii de călire peste aceea care dă duritatea maximă după călire, până la temperatura care dă duritatea maximă după revenire, are ca efect îmbogăţirea structurii de bază a oţelului cu elemente de aliere şi carbon prin dizolvarea în mai mare măsură a carburilor complexe.

Fig. 6.5. Durata menţinerii sculelor din oţel rapid la încălzirea finală a băii de săruri 1 - scule cu secţiune pătrată; 2 - scule cilindrice ; 3 - burghie spirale.

306

Fig. 6.6. Influenţa temperaturii de călire asupra durităţii după revenire la diferite temperaturi ale oţelului 18-4-1 (Rp3). Curba de duritate după călire a oţelului rapid Rp3 este prezentă în fig.6.7 unde se observă că duritatea maximă se obţine la temperatura de 1200°C, iar duritatea maximă se obţine la temperatura de 1200°C, iar duritatea maximă după revenire se poate obţine prin călirea la temperatura de 1280 – 1300°C. Răcirea sculelor de la temperatura de călire se poate face în ulei, baie de săruri cu temperatura de 500 - 560°C sau aerul insuflat pentru scule cu grosimi sub 20 mm la grosimi mai mari, viteza de răcire în aer este prea mică. Prin călirea cu răcire continuă în ulei sau cu menţinere în baia de săruri la o treaptă în intervalul 500 - 560°C, urmată de o răcire în aer, se obţine o structură de bază martensitică cu un conţinut de austenită reziduală. Revenirea are o importanţă mai mare la sculele din oţel rapid decât la sculele din oţeluri carbon de scule. Pe lângă efectul de creştere a tenacităţii, revenirea are şi efect de creştere a durităţii prin durificare secundară (călire secundară).

Fig. 6.7. Curba de duritate după călire în funcţie de temperatura de austenitizare

307

Fig. 6.8. Influenţa temperaturii de revenire asupra durităţii oţelului rapid călit Influenţa temperaturii de revenire asupra durităţii oţelului călit este arătată în fig. 6.8. Din această figură se remarcă trei etape de revenire în funcţie de temperatură. În prima etapă scade duritatea datorită efectului de revenire a martensitei primare. Ridicând temperatura de revenire peste 350°C începe o a doua etapă care se manifestă prin creşterea durităţii, ca urmare a durificării secundare prin transformarea austenitei reziduale în martensită. Duritatea maximă se obţine la temperaturi de 350-580°C, care reprezintă temperatura maximă de revenire. Peste 580-600°C duritatea scade brusc datorită descompunerii martensitei. În vederea reducerii tensiunilor interne, care poate duce la deformări şi chiar fisurări se recomandă ca sculele din oţel rapid să fie preîncălzite lent până la 200-250°C înainte de introducerea în baie sau în cuptor la temperatura de revenire, Durata de revenire se stabileşte în general, astfel încât sculele să atingă în întreaga secţiune, temperatura de revenire (cca. 30 ... 60 min). Pentru reducerea substanţială a austenitei reziduale este necesară aplicarea unui ciclu de trei reveniri. După călire şi revenire se obţine, o duritate cuprinsă între 63-65 HRC la oţelurile rapide obişnuite şi 66-70 HRC la oţeluri rapide cu conţinut de C şi W mai ridicat. 6.3. Modul de lucru - Se confecţionează epruvete din oţel rapid Rp3, în stare recoaptă (de livrare) la dimensiunile φ 20 x 20 mm. Se va face un studiu metalografic al epruvetelor, structura trebuind să fie formată din perlită sorbică cu carburi primare şi secundare uniform repartizate. Nu se admit aglomerări de carburi.

308

- Se călesc epruvetele la temperaturile 1000, 1100, 1200, 1300, 1350°C. După călire se determină duritatea, reprezentându-se graficul de variaţie a acesteia funcţie de temperatura de călire. Se va studia microstructura urmărindu-se mărimea grăunţilor. - Probele călite la temperaturile de mai sus se vor supune revenirii la următoarele temperaturi: 200, 350, 500, 580, 700°C. Se măsoară duritatea şi se studiază microstructura. Se reprezintă grafic variaţia durităţii funcţie de temperatura de revenire pentru fiecare temperatură de călire. - Se va studia microstructura urmărindu-se mărimea grăunţilor. În funcţie de rezultatele practice obţinute se determină temperatura optimă de călire şi revenire astfel ca în final să se obţine duritatea maximă.

309

7. Defecte ce pot apare la tratamente termice 7.1. Scopul lucrării Lucrarea are drept scop cunoaşterea modalităţilor prin care pot fi depistate defectele ce pot apare în cursul aplicării diferitelor tehnologii de tratament termic asupra materialelor metalice. 7.2. Principii teoretice Prin "defect" se înţelege discordanţa ce apare între proprietăţile prescrise unui produs şi cele realizate, ca urmare a aplicării unui tratament termic necorespunzător. Particularităţi ale defectelor de tratament termic: - în general sunt remediabile şi numai o categorie restrânsă duc la rebutarea definitivă a piesei; - nu toate defectele pot fi puse în evidenţă pe cale vizuală necesitând astfel metode speciale cum ar fi: încercări mecanice, analiză macro şi microscopică, defectoscopie, metode chimice etc. Aceste defecte ascunse în material pot produce accidente grave în agregatele sau instalaţiile unde sunt montate. - apariţia unor defecte datorită condiţiilor anterioare de prelucrare la cald sau la rece a piesei respective, deci nu din cauza tratamentului termic. Defectele pot fi definite funcţie de tratamentul termic ce se aplică, astfel putem avea defecte: de recoacere, călire, revenire, cementare, nitrurare etc. 7.2.1. Defecte de recoacere - Supraîncălzirea prin care se înţelege creşterea exagerată a grăunţilor cristalini datorită temperaturii de încălzire prea ridicată, sau a unei durate de menţinere prea mari la temperatura finală. Se caracterizează printr-o scăderepronunţată a tenacităţii şi plasticităţii materialului. Se poate pune în evidenţă prin studiu micro sau macroscopic sau prin încercarea de rezistenţă. Remedierea acestui defect poate fi realizată printr-o nouă reîncălzire la temperatura şi durata prescrisă (normalizare). La oţelurile hipereutectoide, în special la cele aliate, după supraîncălzire printr-o răcire lentă din austenită se vor separa carburi la limitele grăunţilor sub formă de reţea care au ca efect o duritate neuniformă a materialului şi o prelucrabilitate prin aşchiere redusă. La oţelurile rapide, supraîncălzirea produce o descompunere a carburilor complexe de wolfram în carburi stabile (primare), care la temperatura de călire nu se dizolvă în austenită, micşorând în felul acesta

310

gradul de aliere, fragilitatea sculei va creşte rezultând o durabilitate redusă. Viteza de răcire peste anumite valori 50 – 100 °C/h în cazul oţelurilor poate duce la obţinerea unor durităţi ridicate care va face imposibilă prelucrarea prin aşchiere în condiţii normale. Eliminarea acestor defecte poate face repetarea corectă a recoacerii. - Fulgii, sunt nişte fisuri fine, având lungimi de ordinul zecimilor de milimetru repartizaţi în mod neuniform pe suprafaţa materialului. Sunt defecte caracteristice pieselor groase (matriţe de forjare, axe, arbori cotiţi, biele de locomotivă etc.) din oţeluri aliate. Fulgii apar după deformarea plastică la cald urmată de o răcire mai rapidă. Răcirea cu o viteză mică de la temperatura de prelucrare elimină posibilitatea apariţiei fulgilor şi a tensiunilor interne. 7.2.2. Defecte de călire Decarburarea şi oxidarea. Prin decarburare are loc eliminarea carbonului de la suprafaţa produselor pe o anumită adâncime, ducând la apariţia petelor moi, fisurarea produselor (datorită tensiunilor structurale ce apar pe secţiunea piesei), rezistenţa la oboseală scăzută. Oxidarea are loc prin formarea unei pelicule de oxizi la suprafaţa materialului, dură şi casantă. Decarburarea şi oxidarea sunt defecte care pot fi remediate foarte greu, dacă totuşi apar ele pot fi îndepărtate prin prelucrări mecanice când dimensiunile produselor permit acest lucru. Pot fi evitate prin folosirea atmosferelor controlate, a mediilor neutre şi prin respectarea regimului de încălzire. Drept consecinţă a celor două defecte sunt: a) duritate scăzută local sau pe întreaga suprafaţă a piesei (pete moi); b) fisurile sau crăpăturile; c) deformarea pieselor. Duritatea scăzută sau petele moi se datoresc următoarelor cauze: - piesele nu sunt protejate contra decarburării; - mediul de încălzire conţine elemente decarburante (hidrogen, oxigen, bioxid de carbon şi vapori de apă); - aşezarea pieselor direct pe vatra cuptorului şi lipite între ele, menţinându-le insuficient la încălzire; - la răcire, prin agitarea insuficientă a mediului se formează "cuiburi" de vapori; - prin mişcarea piesei în mediul de răcire într-un singur sens în spatele piesei se formează un "gol de aer"; - existenţa unor aglomerări de ferită în structura iniţială.

311

Când întreaga piesă are o duritate mică după călire, se datoreşte unei încălziri la o temperatură inferioară celei prescrisă sau dacă mediul de răcire este necorespunzător (vr < vcc). Fisurile şi crăpăturile, duc întotdeauna la rebutarea pieselor. Cauza principală a producerii fisurilor şi crăpăturilor este apariţia tensiunilor interne care depăşesc local rezistenţei la rupere, la tracţiune a materialului. Tensiunile interne depind de următorii factori: - compoziţia chimică a oţelului, proprietăţile fizice exprimate prin: modulul de elasticitate, coeficientul de dilatare liniară, conductibilitate termică, etc. Pericolul mare de fisurare şi crăpare există în special la oţelurile aliate şi la cele cu carbon mult (OLC 60, OSC 7, OSC 8, OSC 9, OSC 10, OSC 11, OSC 13); - viteza de răcire , care se recomandă să fie pe cât posibil apropiată de viteza critică de călire. În multe cazuri piesele crapă în timpul răcirii; - mărimea secţiunii şi configuraţiei piesei joacă un rol important în apariţia fisurilor. Diferenţa mare de secţiune pe lungimea piesei, trecerile bruşte duc la formarea concentratorilor de tensiuni implicit la apariţia fisurilor.

Fig. 7.1. Proiectarea corectă (a) şi incorectă (b) a unei piese ce urmează a fi călită. La treceri bruşte de secţiune se recomandă raze de racordare pentru evitarea concentratorilor de tensiune (fig. 7.1.). - mărimea grăuntelui; - viteza de încălzire; - durata dintre călire şi revenire. Deformarea pieselor. Deformările sunt de tipul: umflare, curbare, încovoiere. Prin umflare se înţelege modificarea dimensiunilor ca urmare a dilatării pieselor, iar prin curbare şi încovoiere se înţelege modificarea formei exterioare.

312

Fig. 7.2. Introducerea corectă n baia de călire a pieselor de diferite forme Pentru evitarea strâmbării se impune o încălzire uniformă a piesei, iar la răcire alegerea poziţiei optime de introducere în mediul de răcire pentru realizarea uniformităţii (fig. 7.2) piesele cu grosimi diferite se vor introduce mai întâi cu partea groasă, astfel ca aceasta să aibă un avans "avans" la răcire faţă de partea mai subţire. Piesele lungi şi subţiri trebuie introduse în mediul de răcire în lungul axei longitudinale (vertical). Piesele sub formă de discuri (freze, şaibe, discuri etc.) nu trebuiesc introduse pe lat (vezi fig. 7.2), iar cele cu configuraţie complicată este bine să fie introduse sub un unghi de 45°. Roţile dinţate, frezele melc se introduce prin rostogolire “pe cant”. Fig. 7.2. ilustrează aceste modalităţi de introducere în mediul de răcire a diferitelor piese şi scule pentru evitarea abaterilor de formă.

313

7.2.3. Defecte de revenire - Duritatea scăzută în urma revenirii se datorează unei temperaturi mai ridicate. - Duritate ridicată, apare în cazul revenirii la temperaturi joase. - Fragilitatea de revenire se manifestă prin valori scăzute ale rezilienţei. Ea apare de obicei la temperaturi cuprinse între 450-600°C, interval în care viteza de răcire trebuie să fie mare pentru înlăturarea acesteia; - Deformarea pieselor, poate apare în intervalul în care viteza de răcire este mare pentru evitarea fragilităţii de revenire. Deformarea în urma revenirii apare datorită tensiunilor remanente generate de răcirea la revenire, în acest scop se recomandă o recoacere de detensionare la temperaturi în jur de 400°C (pentru oţelurile susceptibile la fragilitatea de revenire). 7.2.4. Defecte de cementare Principalele defecte ce pot apare la cementare sunt: strat hipercarburat (când apare în strat reţea de cementită secundară), pete moi (la carburarea în mediu solid), neuniformitatea stratului, prezenţa unei cantităţi de austenită reziduală în strat după călire, deformarea pieselor. 7.2.5. Defecte de nitrurare Defectul principal este fragilitatea stratului datorită suprasaturării în azot sau neuniformitatea stratului datorită difuziei slabe a azotului. Prevenirea acestor defecte poate fi făcută prin respectarea tuturor parametrilor tehnologiei de nitrurare. 7.3. Modul de lucru - Se vor identifica principalele defecte la diferite piese tratate anterior în laborator sau în secţiile de tratamente în întreprinderile unde studenţii au făcut practică; - Se va indica materialul piesei, tehnologia aplicată, cauzele care au generat defectele precum şi metodele de remediere.

314

BIBLIOGRAFIE 1. Borgon, I.

Contribuţii la cunoaşterea fluidelor de răcire. Traducere din "Traitement termique" 1970/1979. 2. Burcioiu, I. Tratamente termice în atmosferă controlată, I.D.T. Bucureşti, 1967. 3. Carţiş, I. Gh Tratamente termice şi termochimice, Editura Facla, Timişoara, 1982. 4. Cheşa, I., ş.a. Mărci şi produse din oţel, E. T., Bucureşti, 1989. 5. Cheşa. I.. ş.a. Alegerea şi utilizarea oţelurilor, Editura Tehnică Bucureşti, 1984. 6. Colan, H. Studiul metalelor, IPCN, 1977. 7. Colan, H. Studiul metalelor, EDP, Bucureşti 1968. 8. Colan, H. ş. a. Studiul metalelor - Îndrumar pentru lucrări de laborator, EDP, Bucureşti 1968. 9. Colombier, L., Hochman. I. Aciers inoxidables; aciers refractaires, Dunod, 1955 10. Deac, V., Urdaş, V. Metalografie, I.I.S. Sibiu, 1979. 11. Dieler, G.E. Metalurgie mecanică, E.T., 1970. 12. Domşa, Al., ş.a. Tehnologia fabricării pieselor din pulberi metalice, E.T., Bucureşti, 1966. 13. Dulămiţă, T. Producerea şi utilizarea atmosferelor controlate pentru tratamente termice, E.T. Bucureşti, 1976. 14. Dulămiţă, T., Florian, E. Tratamente termice şi termochimice, E.D.P., Bucureşti, 1982. 15. Dulămiţă, T., ş. a. Tehnologia tratamentelor termice. EDP, Bucureşti, 1962. 16. Dumitraşcu, C . Călirea prin curenţi de înaltă frecvenţă, Bucureşti, Editura Tehnică, 1962. 17.Gâdea, S., ş.a. Aliaje neferoase, E.T., 1965. 18.Gâdea, S., ş.a. Metalografie, ed. II, E.D.P. Bucureşti, 1974. 19. 20. Geru, N. Proprietăţile metalelor şi metode fizice de control, EDP Bucureşti, 1967. 21. Geru. N. Metalurgie fizică, I.P. Bucureşti. 1977. 22.Giacomelli, I., ş.a. Utilajul şi tehnologia tratamentelor termice Lucrări practice, Universitatea Braşov, 1981. 23. Goraş, G. Metalurgie fizică elementară, E.T., 1976. 24.Guliaev, A.P. Metalurgie fizică, E.T., 1954. 25.Hagvmas; Ch., ş.a. Coroziunea şi protecţia metalelor;

315

26. Iacobescu, J + col. 27. Iacobescu, I., ş.a. 28. Iacobescu, I. 29.Kuntrorovici, I.F. 30. Kovacs, Şt. 31. Kovacs, Şt. Vermescu, G. 32.Lozinski, M.G. 33. Mantea, S, Dulămiţă, T. 34.Mascaş, A., Dalacu, N. 35. Micloşi, C. 36. Minkovici, M. 37.Neniţescu, C.D. 38.Oprean Liliana + col. 39.Fiwuwarski, E. 40.Palfalvi, A., ş.a. 4l.Popescu; N. 42.Popescu, N., Vitănescu 43.Popovici, D., ş.a. 44.Roşu, A.

Editura Tehnică, Bucureşti, 1963. Materiale, tehnologii şi utilaje pentru vopsirea în industria constructoare de maşini, E.T., Bucureşti, 1977. Materiale, tehnologii şi utilaje pentru vopsirea în industria constructoare de maşini, Editura Tehnică, Bucureşti, 1977. Îndrumător pentru ridicarea calificării vopsitorilor industriali, E.T., Bucureşti, 1972. Tratamentul termic al oţelului şi fontei, E.T.,Bucureşti, 1953. Utilajul şi tehnologia tratamentelor termice, I.P.Cluj- Napoca, 1982. Îndrumător pentru lucrări de laborator la tehnologia şi utilajul tratamentelor termice. Litografia I.P.Cluj-Napoca, 1965. Văsokotemperaturoaia metallografia, Maşghiz, 1956. Teoria şi practica tratamentelor termice, E.T., Bucureşti, 1966. Tehnica galvanoplastică. E.T., Bucureşti, 1974. Îndrumător pentru alegerea oţelurilor, E.T., Bucureşti, 1968. Tratamentele termochimice ale metalelor şi aliajelor. Traducere din limba rusă, F.T., Bucureşti, 1969. Chimie generală. E.D.P., 1972. Îndreptar galvanoplastic. E.T.. Bucureşti. 1969. Fonte de înaltă calitate. Traducere din limba germană, ET, Bucureşti, 1971. Tehnologia materialelor, E.D.P., 19R5, Bucureşti Alegerea şi tratamentul termic al oţelurilor pentru roţi dinţate. E.T., Bucureşti. 1969. Tehnologia tratamentelor termice, ET, Bucureşti, 1974. Vopsirea în construcţia de maşini, Editura Tehnică, Bucureşti, 1968. Tratamente termice, I.P.C.N., 1979

316

45.Ripan, Raluca şi Ceteanu, I. 46.Schumann, H.

Chimia metalelor, E.D.P.. 1967. Bucureşti

Metalurgie fizică. Traducere din limba rusă. ed. III. E.T., Bucureşti, 1962. 47. Schumann, H. Metalographie, Verlag Leipzig, 1974. 48. Sulăkov, A.A. Îndrumător pentru tratamente termice, E.T., Bucureşti, 1954. 49. Sokolov, V.N. Utilajul secţiilor de tratament termic; vol. 1 si 11, E.D.P. Bucureşti. 1950-1952. 50.Truşculescu, M. Studiul metalelor, EDP ed. I şi II, 1977. 51. Truşculescu, M., ş.a. Studiul metalelor-tehnici de laborator, Editura Facla, Timişoara, 1977. 52. Tudoran, P., ş.a. Studiul metalelor, metalurgie fizică şi tratamente termice, lucrări practice, Univ. Braşov, 1980. 5.3. Urdaş, V. Tratamente termice, Litografia IIS Sibiu, 1978. 54.Urdaş, V. ş.a. Tratamente termice - lucrări practice, IIS Sibiu, 1985 55.Urdaş, V., Nemeş, Tratamente termice - îndrumar de laborator, T., Petrescu, V. Editura Universităţii, Sibiu, 1992, Ediţia a II-a. 56.Urdaş, V. Tratamente termice, materiale, tehnologii, utilaje, Editura Univ. "Lucian Blaga". Sibiu, 1999. 57.Vermeşan, G. Tratamente termice, curs, Lit. I.P.C.N., 1973. 58.Vermeşan, G. Diagrama fier-carbon, Litografia I.P.C.N., 1976. 59.VValla, V. Bazele practice ale metalografiei oţelului, E.T., Bucureşti, 1954. 60.Wanyorek, O. Tratamente termice, curs şi laborator, Litografia Univ. din Braşov, 1975. 61.Zamfirescu, L., Automatizarea cuptoarelor industriale, Oprescu, I. E.T., Bucureşti, 1971. 62. Zatniatnin, M.M. Kinetica protessov hirnicotermiceskaia ubrabotka stali. Metallurghizdat, Moscova, 1951. 63. *** Manualul inginerului metalurg, vol. I şi II, E.T. Bucureşti, 1978. 1982. 64. *** Metals Handbook, vol. 8, Metailographv. Structure and phase, diagrams, 8-th edition, American Society for Metals, Metals Park, Uhio, 1973. 65. *** Mică enciclopedia de metalurgie, E.T. Bucureşti, 10. 66. *** Metallovedenie i termiceskaia obrabotka metallov, colecţia 1976-1977.

317

67.

***

68.

***

69. 70. 71.

*** *** ***

72. 73..

*** ***

74.

***

75.

***

Colecţia de reviste "Traitement thermique", 1976-977, Paris. "Tratamente termice", B.I.T - Într. Independenţa Sibiu "Heat treating", S.U.A., 1973. Standardele de stat ale României, Bucureşti, 1990. Alegerea oţelurilor pentru construcţii mecanice, I.C.E.M., Bucureşti, 1973. Prospectele Uzinei "Independenţa" Sibiu. Acoperiri galvanice, Editura Tehnică, Bucureşti, 1961. Finishing handbook and directory, Westwood, N.,J. Metals and Plastics Publications, 1966 V.E.M. Handbook Galvanotechnik. VEB. 1958

318