NeaguManicatideMihai..

Rezumatul tezei de doctorat

STUDII ŞI CERCETĂRI EXPERIMENTALE PRIVIND INFLUENŢA MICROALIERII OŢELURILOR CU CARBON MEDIU ASUPRA CARACTERISTICILOR DE DEFORMARE LA CALD PRIN LAMINARE

- 1 -

FACULTATEA ŞTIINŢA ŞI INGINERIA MATERIALELOR

Titlul tezei:

„STUDII ŞI CERCETĂRI EXPERIMENTALE PRIVIND INFLUENŢA MICROALIERII OŢELURILOR CU CARBON MEDIU ASUPRA CARACTERISTICILOR DE DEFORMARE

LA CALD PRIN LAMINARE”

REZUMATUL TEZEI DE DOCTORAT

Title of thesis

„STUDIES AND EXPERIMENTALS RESEARCHES

REGARDING THE INFLUENCE OF MICROALLOYING

STEELS WITH MEDIUM CARBON ABOUT HOT

DEFORMATION CHARACTERISTIC THROUGHT

LAMINATION”

ABSTRACT OF THE PH. D. THESIS

Conducător ştiinţific:

Prof. dr. ing. CIOBANU IOAN

Prof. dr. ing. MANIU ALEXANDRU

Autor:

Ing. Neagu Manicatide Mihai

BRAŞOV – 2010

UNIVERSITATEA “TRANSILVANIA” DIN BRAŞOV



- 2 -

BRAŞOV – 2010

MINISTERUL EDUCAȚIEI, CERCETĂRII, TINERETULUI ŞI SPORTULUI

UNIVERSITATEA ”TRANSILVANIA” DIN BRAŞOV

BRAŞOV, B-DUL EROILOR NR. 29, 500036, TEL. 0040-268-413000, FAX. 0040-268-410525

RECTORAT

--------------------------------------------------------------------------------------------------

COMPONENȚA

comisiei de doctorat numită prin Ordinul Rectorului Universității ”Transilvania” din Braşov

nr. 4139 din 02.07.2010

Preşedinte: Prof. univ. dr. ing. Mircea Horia ȚIEREAN

DECAN – Facultatea Ştiința şi Ingineria Materialelor Universitatea ,,Transilvania” din Braşov. Cond. Ştiințific: Prof. univ. dr. ing. Ioan CIOBANU

Universitatea ,,Transilvania” din Braşov

Referenți: Prof. univ. dr. ing. Maria NICOLAE

Universitatea “Politehnica” din Bucureşti Prof. univ. dr. ing. Doina RĂDUCANU

Universitatea “Politehnica” din Bucureşti Prof. univ. dr. ing. ANA Vețeleanu

Universitatea ,,Transilvania” din Braşov,

Data, ora şi locul susținerii publice a tezei de doctorat: 15 octombrie 2010

ORA 12 , SALA W III 4, Catedra UTSM, str. Universității nr. 4.



- 3 -

CUPRINS

Pag.

Introducere 4 Capitolul I Stadiul actual al cercetarilor privind microalierea oțelurilor

5

Capitolul II Studii teoretice privind microalierea oțelurilor carbon

7

Capitolul III Obiectivele cercetarii experimentale

10

Capitolul IV

Cercetări experimentale de laborator şi industriale privind influența microalierii asupra caracteristicilor oțelurilor carbon

11

Capitolul V

Studii teoretice şi experimentale privind deformabilitatea plastică, recristalizarea, modelarea matematică a transformărilor structurale ale oțelurilor carbon microaliate

15

Capitolul VI

Cercetări experimentale privind deformarea plastică prin matrițare a oțelului carbon microaliat

28

Capitolul VII

Contribuții originale şi concluzii 29

Bibliografie 38 Curriculum Vitae 42 Lista lucrarilor publicate 44



- 4 -

CONTENTS

Pag.

Introduction 4 Chapter I

Actual stage of researches regarding of microalloying steels; 5

Chapter II

Theoretical studies regarding the microalloying of carbon steels; 7

Chapter III

The objectives of experimental research; 10

Chapter IV

Experimental laboratory and industrial researches regard the influence of microalloying, concerning the characteristics of carbon steel.

11

Chapter V

Theoretical and experimental studies regarding the plastic deformation, recrystallization, mathematical simulations of structural transformations of the microalloyed carbon steels.

15

Chapter VI

Experimental researches regarding the plastic deformation through blanking of microalloyed carbon steel.

28

Chapter VII

Original contributions and conclusions 29

Bibliography 38

Curriculum Vitae 42

List of papers 44



- 5 -

Introducere

Teza de doctorat se referă la cercetări privind realizarea barelor şi pieselor din oțeluri microaliate cu V, şi/sau Nb, Ti, deformate plastic controlat (laminare, forjare, matrițare). Barele sau piesele sunt răcite în aer după deformarea plastică la cald (răcire individuală şi nu in stivă) obtinându-se valori corespunzătoare de rezistență şi tenacitate fără tratamente termice, putând înlocui oțelurile microaliate în stare călit-revenit în fabricația pieselor pentru autovehicule: butuc, bielă, arbore cotit, axe, armături, organe de asamblare, bielete, flanşe, cuplaje. Tehnologia clasică prevede realizarea de bare cu diametru Ø 20-90 mm din oțeluri aliate cu Cr sau Cr-Mo. Prin laminare, sau prin forjare (matrițre) se obțin piesele precizate mai sus, după care acestea sunt tratate termic prin normalizare (calire-revenire înaltă). Noua tehnologie, aflată în curs de cercetare în câteva tări (din UE, Japonia, SUA) constă din elaborarea unor mărci de oțeluri microaliate, urmată de deformarea plastică în regim controlat şi răcire inaltă, obtinându-se caracteristici mecanice dorite. Prin eliminarea tratamentelor finale şi implicit a deformațiilor inerente ale pieselor calite, se va evita eliminarea de noxe, iar prețul pieselor realizate scade cu circa 10 % ca urmare a micşorării cantității de elemente de aliere şi a reducerii energiei integrate in produs cu 300 MJ/tonă. Oțelurile care au făcut obiectul cercetărilor in teza de doctorat au fost următoarele:

- bare prototip din oțel cu un conținut de C=0,21%; Mn=1,31%; Si=0,26%; microaliat cu V=0,04%

- bare prototip din oțel cu un conținut de C=0,21%; Mn=1,30%; Si=0,27%; microaliat cu V=0,05% şi Nb=0,03 %

- bare prototip din oțel cu un conținut de C=0,21 %; Mn=1,32%; Si=0,26%; microaliat cu V=0,06%; Nb=0,03% şi Ti=0,016%

- bare realizate industrial la SC MECHEL Târgovişte prin elaborare, turnare continuă țagle, laminare bare din oțel cu un conținut de C=0,41 %; Mn=1,42%; microaliat cu V=0,1%. Din aceste bare au fost matrițate piese la UPB

Prezenta lucrare a fost elaborată, sub conducerea domnului prof. dr. ing. Alexandru Maniu si a domnului prof. dr. ing. Ciobanu Ioan cărora le aduc mulţumirile mele pentru îndrumările, încurajările şi exigenţa ştiinţifică manifestate în diverse momente, precum şi pentru analiza atentă a tot ce am realizat în timp.

Sincere mulţumiri şi înaltă consideraţie aduc domnilor profesori referenţi ştiinţifici ai acestei lucrări pe care au studiat-o cu discernământ, dându-mi indicaţii preţioase de care am ţinut cont la redactarea finală a lucrării. Mulţumesc, domnei profesor Ana Vețeleanu si domnului profesor Aurel Crişan. De asemeni multumesc doamnelor profesoare, referenti ai lucrării, Maria Nicolae şi Doina Raducan.



- 6 -

Aduc mulţumirile mele domnilor profesori din catedra de Utilaj Tehnologic şi Ştiinţa Materialelor, din Universitatea „Transilvania" Braşov, care m-au ajutat de câte ori a fost nevoie. Un ajutor nepreţuit am primit din partea domnului dr. Ing. Mircea Brăiloiu, cercetător in cadrul Institutului de Cercetari Metalurgice. De ce să nu spun că în această perioadă a pregătirii prin doctorat au fost alături de mine cu toate puterile lor, membrii familiei mele. Aduc mulţumirile mele celor care au răsfoit paginile lucrării mele şi şi-au exprimat o părere asupra ei.

CAPITOLUL I – STADIUL ACTUAL AL CERCETĂRILOR PRIVIND MICROALIEREA OŢELURILOR

I.1 Definiţia microalierii

Preluând definiţia dată de Ia. Goldştein [1, 2], prin microaliere se înţelege introducerea intenţionată în compoziţia oţelurilor, a unuia sau mai multor elemente cu scopul de a îmbunătăţi caracteristicile de exploatare sau tehnologice ale oţelurilor. Conform normei SREN 10020 sunt considerate oțeluri microaliate cele care au maxim 0,12% Ti, maxim 0,12% V, maxim 0,08 % Nb maxim 0,5% Cr.

În figura I.1 se prezintă schema privind influenţa elementelor de microaliere asupra microstructurii.

Forma de prezentare a Mecanism Efectul asupra structurii elementului de microaliere

Particule nedizolvate

Finisare a granulaţiei austenitice

Finisarea granulaţiei

Precipitate în austenită

Întârzie recristalizarea

Modificarea texturii

Dizovate în austenită

Creşterea duratei de transformare

Durificare prin creşterea numărului de

dislocaţii

Precipitare în ferită Durificare prin precipitare

Figura I.1 – Schema privind influența elementelor de microaliere asupra microstructurii



- 7 -

Din figura I. 1 se observă că principalele mecanisme care influențează structura oțelurilor microaliate sunt:

· Vanadiu sau niobiu:

- finisarea granulatiei austenitice - finisarea granulției feritice rezultate după transformarea austenitică - întârzierea recristalizării dinamice, statice în cursul prelucrării plastice la cald - creşterea temperaturii de oprire a procesului de recrstalizare

· Titan

- are influența asupra structurii oțelului deformat plastic la cald, a temperaturii γ/α şi a modului de realizare a recristalizării

În literatura de specialitate se precizează faptul că această clasă de oțeluri are granulație feritică fină cu următoarele efecte pozitive:

- limită de curgere corespunzătoare - tenacitate la rupere optimă - temperatura de tranziție ductil-fragil se deplasează spre valori mai

scăzute Se ştie faptul că factorii tehnologici influențează granulația materialului. În figura I.3 se prezintă dependența dintre temperatura de sfârşit de laminare (TSL) şi mărimea de graunte.

Temperatura de sfârşit de laminare (TSL), [o C]

Figura I.3 - Mărimea grăunţilor funcţie de temperatura de sfârşit de laminare

Scopul principal urmărit prin microalierea oțelului cu V, Nb, Ti este cel de a influența structura astfel încât să fie caracteristicile mecanice.

Mărimea grăuntelui [μm]



- 8 -

CAPITOLUL II – STUDII TEORETICE PRIVIND MICROALIEREA

OŢELURILOR CARBON

Prin studii bibliografice s-a evidențiat influența elementelor de microaliere asupra structurii şi proprietățile oțelului. Influența microalierii cu vanadiu

În figura II. 3 se prezintă variația mărimii grăuntelui austenitic în funcție de temperatura de încălzire în vederea deformării plastice la cald pentru un oțel cu 0,024 % Vanadiu comparativ cu un oțel carbon.

Temperatura,[ oC]

Figura II.3 – Variaţia mărimii grăuntelui austenitic în funcţie de temperatura de încălzire

1 – oţel fără vanadiu 2 – oţel cu 0,024 % vanadiu În figura II. 4 se prezintă corelația dintre mărimea grăuntelui feritic si cel austenitic.

Figura II.4 – Corelaţie dintre mărimea granulaţiei feritice în funcţie de granulaţia austenitică iniţială. În figura II. 6 se prezintă variăția fracției recristalizată după deformarea plastică în funcție de temperatură, pentru un oțel cu 0,042% V, comparativ cu un oțel carbon: se observă efectul de întârziere a recristalizării.

Măr

imea

gră

unte

lui

au

sten

itic

, [m

icro

ni]



- 9 -

Figura II.6 – Variaţia fracţiei recristalizate după deformare plastică în funcţie de timp

a) oţel fără vanadiu b) oţel cu 0,042% V

Figura II.7 prezintă influența microalierii cu V sau Ti sau Nb asupra temperaturii critice de recristalizare.

Figura II.7 – Influenţa microalierii cu vanadiu , titan şi niobiu asupra temperaturii critice de recristalizare. Din figura II.11 se observă corelația dintre concentrația elementelor de microaliere si mărimea grăuntelui feritic, pentru un oțel microaliat cu V, Nb, Ti,

■ 900 oC

● 1000 oC

▲ 1100 oC

Δ 1100 oC

○ 1000 oC

□ 950 oC

925 oC

0,05 0,10 0,15 0,20

Conţinutul de element de microaliere, %

Tem

per

atu

ra d

e su

pri

mare

a

recr

ista

liză

rii,

[°C

]



- 10 -

Figura II.11– Influenţa niobiului, titanului, vanadiului asupra mărimii suprafeţei grăunţilor feritici în comparaţie cu influenţa vanadiului şi titanului.

În figura II.13 se prezintă variația mărimii grăuntelui feritic în funcție de temperatura de sfâeşit de laminare pentru un oțel cu Nb.

Temperatura, [°C]

Figura II.13 – Variaţia mărimii grăuntelui feritic în funcţie de temperatura de sfârşit de laminare pentru un oţel cu 0,1 % Nb.

In figura II. 16 se prezintă influența conținutului de titan asupra marimii grăuntelui austenitic

Figura II.16 – Influenţa titanului asupra mărimii grăuntelui austenitic

Su

pra

fata

gra

un

telu

i fe

riti

c,

[µm

2]

M

ărim

ea g

răun

telu

i fer

itic

[µ

m]

0,002 0,004 0,006 0,008 % Ti

Măr

imea

gră

unte

lui

aust

enit

ic ,

[μm

]

200 150 100

50



- 11 -

CAPITOLUL III – OBIECTIVELE CERCETĂRII EXPERIMENTALE

Strategia de lucru a urmărit realizarea de cercetări experimentale dirijate pe doua direcții:

1. cercetări experimentale de laborator şi pilot În cadrul lucrărilor de cercetare in faza de laborator şi pilot am elaborat trei şarje de 50 kg oţel: o şarja de oţel microaliată cu vanadiu, o sarjă de oţel microaliată cu vanadiu-niobiu o şarjă microaliată cu vanadiu-niobiu-titan, cu compoziţile chimice din tabelul III.1 Tabelul III.1 – Compozitii chimice pentru oţelul elaborat în cadrul cercetarilor de laborator

Tip oţel Compoziţia chimică, % C Mn Si Al S P V Nb Ti

N

ppm O

ppm C-Mn (bară preluată din industrie)

0,19 1,26 0,25 0,030 0,010 0,015 - - - 75 52

C-Mn-V 0,21 1,31 0,26 0,025 0,010 0,014 0,04 - - 61 42

C-Mn-V-Nb

0,20 1,30 0,27 0,026 0,010 0,014 0,05 0,03 - 60 41

C-Mn-V-Nb-Ti

0,21 1,32 0,26 0,025 0,010 0,015 0,06 0,03 0,016 59 42

Obiectivele cercetarii experimentale de laborator şi pilot au constat in:

- studiul deformabilităţii la cald prin metode torsiunii, s-au trasat curbele de variație a TEM (tensiunea echivalentă maximă), DSR (deformaţia superficială la rupere) cu temperatura;

- studiul influenței microalierii asupra grăuntelui ereditar, real si asupra caracteristicilor mecanice;

- studiul influenței microalierii asupra grăuntelui real (granulaţie ferito-perlitică); - studiul privind determinarea precipitatelor specifice;

2. cercetări experimentale industriale

În cadrul experimentărilor industriale am elaborat o şarjă de otel microaliată cu vanadiu, având compoziţia chimică următoare: C = 0,41 %; Si = 0,25 %; Mn = 1,42 %; V = 0,10 %; Al = 0,025 %; S = 0,012%; P = 0,012 %; O = 30 ppm; N = 46 ppm.



- 12 -

Ţaglele turnate continuu au fost laminate în bare şi s-a modelat matematic procesul, rezultând un procedeu optim de laminare. S-au confecţionat epruvete pentru:

- studiul deformabilităţii la cald prin metoda torsiunii si metoda tractiunii la cald; s-au trasat curbele de variatie a TEM (tensiunea echivalentă maximă), DSR (deformaţia superficială la rupere) cu temperatura, s-au trasat curbele de variaţie a plasticităţii (A, %, alungirea la rupere) respectiv a rezistenţei la deformare (R, N/mm2, rezistența la deformare) cu temperatura;

- trasarea prin experimentări a diagramei ternare de recristalizare (variația mărimii de grăunte cu gradul de deformare şi temperatura);

- stabilirea prin dilatometrie a punctelor critice; - modelarea matematică a transformarilor structurale in stare solidă care au loc în

oțeluri; - determinarea grauntelui de austenită; - creşterea grauntelui de austenită - calculul mărimii grăuntelui de austenită recristalizat - validarea prin experimentări industriale a modelării matematice - din barele laminate s-au obţinut prin matriţare piese pentru industria de auto

CAPITOLUL IV – CERCETĂRI EXPERIMENTALE DE LABORATOR ŞI INDUSTRIALE PRIVIND INFLUENŢA MICROALIERII ASUPRA

CARACTERISTICILOR OŢELURILOR CARBON

IV.1 Fabricaţia materialului experimental, oţel microaliat cu vanadiu, vanadiu-

niobiu, vanadiu-niobiu-titan (bare prototip)

În tabelul IV. 5 se prezintă compoziția chimică pentru trei şarje prototip realizate în stația pilot ICEM, prin elaborare în cuptor cu inducție de 50 kg/şarjă turnate sub formă de lingou. După 1 oră de la turnare lingoul a fost extras din lingotieră si a fost încălzit la 1150°C (90 minute). Lingoul a fost deformat plastic în intervalul 1150-850°C in vederea obținerii de bare Ø 30 mm. Tabelul IV.5 - Compoziţia chimică finală a şarjelor prototip

Comp.

chimica

Oţel lichid

Componenţi %, masă

C Mn Si Al S P V Nb Ti N ppm

Otot ppm

Oţel I PF C-Mn-V

0,21 1,31 0,26 0,025 0,010 0,014 0,04 - - 61 42

Oţel II PF

C-Mn-V- Nb

0,20 1,30 0,27 0,026 0,010 0,014 0,05 0,03 - 60 41

Oţel III PF

C-Mn-V- Nb-Ti

0,21 1,32 0,26 0,025 0,010 0,013 0,06 0,03 0,016 59 41



- 13 -

IV.2 Studiul deformabilitătii plastice la cald a oţelului prototip. Influenţa microalierii asupra deformabilităţii la cald

Pentru studiul deformării plastice la cald s-a utilizat instalația de torsiune la cald dinn cadrul ICEM. Caracterizarea deformabilității plastice la cald a fost realizată prin stabilirea:

- rezistenței la deformare , reprezentată de „TENSIUNEA ECHIVALENTĂ MAXIMĂ, TEM”, [Mpa] - ductilitatea (plasticitatea), reprezentată prin „DEFORMAȚIA SUPERFICIALĂ LA RUPERE”, DSL

Precizăm ca TEM este proporțională cu momentul (cuplul) maxim obținut la încercarile de răsucire (torsiune), iar DSR este proporțională cu numărul de răsuciri până la rupere.

În figurile IV.3-IV.8 se prezintă variația TEM cu temperatura, respectiv variația DSR cu temperatura pentru otelurile microaliate cu compoziția chimică din tabelul IV. 5

Temperaturile de încercare au fost in intervalul 850-1150°C, iar vitezele de deformare au fost: 3 s-1 , 1 s-1, 3x10 -1s, 10-1 s.

Figura IV.3 - Variatia TEM cu temperatura pentru oţelul C-Mn-V

0

50

100

150

200

250

850°C 950°C 1050°C 1150°C

Temperatura [°C]

TE

M,

[Mp

a]

3 s – 1 1 s – 1 3x10 – 1 10 – 1

Figura IV.4- Variatia DSR cu temperatura pentru oţelul C-Mn-V

0

10

20

30

40

50

60

70

80

850°C 950°C 1050°C 1150°C

Temperatura [ºC]

DS

R

3 s – 1 1 s – 1 3x10 – 1 10 – 1

Figura IV.5 - Variatia TEM cu temperatura pentru oţelul C-Mn-V-Nb

0

50

100

150

200

250

850°C 950°C 1050°C 1150°C

TE

M [

Mp

a]

3 s – 1 1 s – 1 3x10 – 1 10 – 1

Temperatura [º]

Figura IV.6 - Variatia DSR cu temperatura pentru oţelul C-Mn-V-Nb

0

2

4

6

8

10

12

14

850°C 950°C 1050°C 1150°C

Temperatura [ºC]

DS

R

3 s – 1 1 s – 1 3x10 – 1 10 – 1



- 14 -

Figura IV.7 - Variatia TEM cu temperatura pentru otelul

C-Mn-V-Nb-Ti

0

50

100

150

200

250

850°C 950°C 1050°C 1150°C

Temperatura [0C]

TE

M [

MP

a]

3 s – 1 1 s – 1 3x10 – 1 10 – 1

Figura IV.8 - Variatia DSR cu temperatura pentru otelul

C-Mn-V-Nb-Ti

0

2

4

6

8

10

12

14

850°C 950°C 1050°C 1150°C

Temperatura [oC]

DS

R

3 s – 1 1 s – 1 3x10 – 1 10 – 1

Se observă ca rezistența la deformare (exprimată prin TEM) scade pe măsură ce

temperatura de deformare creşte. Plasticitatea materialului (exprimată prin DSR) creşte pe măsură ce temperatura de deformare creşte.

IV.3 Analiza calităţii oţelului realizat în laborator (prototip) Prin analiză metalografică s-a stabilit că oțelul are o puritate acceptabilă, punctajul de incluziuni nedepăşind valoare 2.

IV.4 Influenţa microalierii cu V, V-Nb. V-Nb-Ti asupra mărimii de grăunte ereditar, real şi asupra caracteristicilor mecanice

Studiul probelor cu microscopul optic a arătat că oțelul are o granulație fină şi anume: - mărimea de grăunte ereditar, punctaj 6 pentru oțelul de tip C-Mn-V - mărimea de grăunte ereditar punctaj 8 pentru oțelul microaliat cu Nb, Nb-Ti - mărimea de grăunte ferito-perlitic, este de punctaj 7, pentru oțelul C-Mn-V şi 9

pentru şarjele de oțel microaliat si cu Nb si Ti. Prin studiul cu microscopul electronic şi respectiv prin difracție cu raze X cu aparatul DRON 3s-a stabilit că oțelul microaliat prezintă precipitate din care menționăm: VC, VN, NbC, NbN ş.a.

Figura IV.10 - Microstructura pentru mărimea de grăunte austenitic ereditar, punctaj

8 (se încălzeşte proba la 950°C, 3 ore, apoi se răceşte în apă)

oţel microaliat,

atac: picral,

mărire x 100



- 15 -

Figurile IV.13 a, b, c se prezintă microstructurile pentru mărimea de grăunte real în cazul oţelului a) C-Mn-V şi b) C-Mn-V-Nb c) C-V-Nb-Ti.

a) oţel C-Mn-V, atac nital 2 % b) oţel C-Mn-V-Nb, atac nital 2 % mărire x 100, punctaj 7 mărire x 100, punctaj 9

c) otel C-Mn-V-Nb-Ti, atac nital 2% marire x 100, punctaj 9

Figura IV.13 - Microstructurile pentru mărimea de grăunte real

Prin microaliere se obțin caracteristici superioare fată de un oțel de tip C-Mn (oțel din producția curentă), aşa cum se observă din tabelul IV.19

Tabelul IV.19 – Caracteristicile mecanice

Tip oţel Rm, [N/mm2]

Rp 0,2, [N/mm2

A 5

[%] Z %

KV 0°C [J]

KV - 30°C

[J]

C-Mn-V 642 560 23 56 80 50

C-Mn-V-Nb 640 556 22 56 81 51

C-Mn-V-Nb-Ti

641 554 22 57 82 51

C-Mn 500 422 18 50 42 40

IV.5 – Cercetări experimentale industriale pentru oţeluri cu un conţinut de carbon de maxim 0,45 %: influenţa microalierii cu V A fost elaborată o şarjă de oțel la MECHEL Târgovişte în cuptor electric tip EBT de 70 t/şarjă, tratament secundar oțel lichid în instalatiile DH şi LF şi turnare continuă țagle □ 140 x 9000 mm.



- 16 -

Compoziția chimică pe oțel lichid a fost următoarea: C = 0,41 %; Si = 0,25 %; Mn =1,42 %; V = 0,10 %; Al = 0,025 %;

S = 0,012 %; P = 0,012 %; O = 30 ppm; N = 46 ppm.

Țaglele □ 140 mm au fost încălzite la 1150°C în cuptor cu grinzi păşitoare şi laminate în bare Ø 70 mm, debitate la lungimea de 6000 mm. Barele s-au răcit în aer obtinându-se caracteristicile mecanice din tabelul IV.21 Tabelul IV. 21 – Caracteristici mecanice, bare otel experimentări industriale

Rm

N/mm2

Rp 0,2

N/mm2

A5

%

Z

%

KV (20°C),

[J]

KV (- 30°C),

[J]

842 716 21 57 62 54 În tabelul IV.22 se pezintă caracteristicile mecanice ale unui oțel aliat de referință

37 Cr 4/SREN 10083 călit la 850°C/ ulei şi revenit înalt la 560°C.

Tabelul IV.22 – Caracteristici mecanice prescrise de SREN 10083 – 1 pentru oţelul 37 Cr 4 călit la 850 °C/ulei şi revenit înalt la 560 °C (bară f 40 mm < f ≤ 100 mm)

Rm

N/mm2

Rp 0,2

N/mm2

A5

%

Z

%

KV(20°C),

[J]

750 – 900 ≥510 ≥14 ≥ 40 ≥ 35 Comparând rezultatele obtinute in tabelul IV 21 cu rezultatele din tabelul IV. 22 se

observă că oțelul realizat in cadrul cercetărilor experimentale are caracteristici care se încadrează în prescripțiile pentru oțelaliat de referință.

Analiza microscopică a arătat că prin tratament secundar al oțelului în instalația LF si ulterior cu degazare sub vid în instalația DH s-a obținut o puritate superioară cu punctaj maxim 2 pe tip de incluziune.

CAPITOLUL V – STUDII TEORETICE ŞI EXPERIMENTALE PRIVIND DEFORMABILITATE PLASTICĂ, RECRISTALIZAREA, MODELAREA

MATEMATICĂ A TRANSFORMARILOR STRUCTURALE ALE OŢELURILOR CARBON MICROALIATE

V.1. Studiul deformabilităţi la cald prin metoda torsiunii În figura V.1 se prezintă variația TEM cu temperatura, iar în figura V.2 variația DSR cu temperatura pentru oțelul C-Mn-V (experimentări industriale. Pentru a caracteriza rezistența la deformare se utilizează valoare tensiunii maxime (TEM) corespunzătoare cuplului maxim (momentului) Mm obținut în cazul încercărilor de răsucire pentru epruvete calibrate cu lungimea de 50 mm şi raza 3 mm, TEM=30,63 Mm Pentru plasticitate se foloşeste noțiunea de deformație superficială la rupere DSR, direct proportională cu numărul de răsuciri.



- 17 -

Figura V.1 - Variatia TEM cu temperatura pentru oţelul C-Mn-V (exp. industriale)

0

50

100

150

200

250

300

350

850°C 950°C 1050°C 1150°C

Temperatura [ºC]

TE

M, [

MP

a]

3 s – 1 1 s – 1 3x10 – 1 10 – 1

Figura V.2 - Variatia DSR cu temperatura pentru oţelul C-Mn-V (exp. industriale)

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

850°C 950°C 1050°C 1150°C

Temperatura [ºC]

DS

R

3 s – 1 1 s – 1 3x10 – 1 10 – 1

V.3 Studiul deformabilităţii la cald prin metoda tracţiunii

S-a utilizat o maşină de încercare la tracţiune dotată cu un cuptor tubular încălzit electric cu bare de silită, instalaţii aflate în funcţiune la Universitatea Politehnica Bucureşti, laboratorul Forjă. Prin tracțiune la cald s-a stabilit variația rezistenței la deformare (exprimată prin rezistența la rupere) cu temperatura figura V.4, respectiv variația plasticității (exprimată prin alungirea la rupere) cu temperatura figura V.3.

Figura V.3- Variatia plasticitatii cu temperatura

(A, % alungirea la rupere)

30

35

40

45

50

55

60

65

70

850 900 950 1000 1050 1100 1150

Temperatura, °C

Alu

ng

ire

a la

ru

pe

re, A

, %

Figura V.4 - Variatia rezistentei la deformare

cu temperatura (R, N/mm2

rezistenta la rupere)

10

15

20

25

30

35

40

45

50

55

60

850 900 950 1000 1050 1100 1150

Temperatura, °C

rezis

ten

ta la r

up

ere

, R

m, N

/mm

2

V.4 – Trasarea prin expermentari (pe sarja experimentalaă industrială) a diagramei ternare de recristalizare: variatia marimii de graunte austenitic cu

gradul de deformare si cu temperatura

Diagrama ternară de recristalizare (variaţia diametrului grăuntelui austenitic cu temperatura de deformare plastică şi cu gradul de deformare), permite stabilirea unor parametrii de deformare plastică la cald (respectiv grad de deformare şi temperatură) prin aplicarea cărora să se obţină dimensiunea dorită a granulaţiei austenitice.



- 18 -

Prin scăderea temperaturii de sfârşit de deformare la 800 0C se pot obţine grăunţi austenitici cu diametrul convenţional mediu de 16 µm, pentru un grad de deformare mai mare sau egal cu 45 %.

Pentru trasarea diagramei ternare de recristalizare s-a folosit o metodă bazată pe refularea probei cu şurub excentric. În figura V.5 se prezintă desenul epruvetei. Compoziţia chimică a oţelului este următoarea: 0,41 % C; 0,25 % Si; 1,42 % Mn; 0,10 % V; 0,025 % Al; 0,012 % S; 0,012 % P.

Figura V.5 – Epruveta cu Şurub introdus excentric

Pentru fiecare temperatură (în intervalul 700 0C-1200 0C la câte 50 0C), au fost refulate câte două epruvete, cu gradele generale de deformare de circa 20 %, respectiv 35 %. Pentru probele deformate cu 20 % deformarea locală variază intre 5- 35%, iar pentru probele deformate cu 30 % deformarea locală variază între 10-65 %.

Pentru fiecare epruvetă se procedează în felul următor: - Se încălzeşte epruveta la 1200 0C, se răceşte cu cuptorul la temperatura

respectivă şi se refulează cu εg = 20 % (respectiv 35 %). În continuare proba se căleşte în apă.

- Se secţionează epruveta longitudinal, astfel încât planul de secţionare, adică planul a-a să treacă prin axa şurubului şi a epruvetei. Se lustruieşte proba şi se atacă cu soluţie suprasaturată de acid picric în apă. Foştii grăunţi de austenită se pun în evidenţă prin atacul limitelor de culoare închisă.

Gradul general de deformare se calculează cu relaţia:

%1000

1 ×-

=h

hhoge (5.11)

unde h0 este înălţimea iniţială a epruvetei (h0 = 36 mm), iar h1 înălţimea după refulare. Gradul de deformare locală se calculează cu relaţia:

%1000

10 ×-

=p

pple (5.12)

unde: p0 este pasul iniţial al şurubului (p0 = 1,5 mm), iar p1 este pasul şurubului după deformare, în porţiunea studiată.



- 19 -

Determinările au fost efectuate la un microscop dotat cu ocular gradat, pentru a putea măsura paşii pl şi pentru a putea determina mărimea de grăunte.

Pe baza rezultatelor experimentale s-a realizat tabelul V.11, în care se află valorile ale diametrului convenţional în funcţie de temperatură şi de gradul de deformare.

În figura V.6 se prezintă diagrama ternară de recristalizare, trasată pe baza valorilor din tabelul V.11. În figura V.7 se prezintă aspectul microscopic al foştilor grăunţi de austenită. Tabelul V.11 - Valorile ale diametrului convenţional mediu D al grăuntelui austenitic, în funcţie de temperatură t şi de gradul de deformare ε

ε [%] Diametrului mediu D al grăuntelui austenitic, [µm]

t [0C] 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60

800 67.0 63.4 46.6 43.4 38.0 33.3 26.7 21.3 16.0 16.0 16.0 16.0

850 73.3 70.0 50.6 46.6 40.0 35.4 30.0 25.3 20.0 20.0 20.0 20.0

900 80.0 76.6 54.6 50.0 42.0 38.0 33.3 29.4 23.4 23.4 23.4 23.4

950 86.5 83.3 58.6 53.4 44.0 40.0 36.6 33.3 26.6 26.6 26.6 26.6

1000 93.2 90.0 60.0 55.4 46.6 43.4 40.0 34.6 32.0 32.0 32.0 32.0

1050 100.0 96.6 66.6 57.3 52.0 50.0 46.6 41.4 36.6 36.6 36.6 36.6

1100 107.0 103.0 73.3 60.0 56.6 53.4 50.0 46.6 41.3 41.3 41.3 41.3

1150 113.0 110.0 80.0 63.4 60.0 58.0 53.4 50.0 46.6 46.6 46.6 46.6

1200 120.0 117.0 86.5 66.6 63.4 61.4 58.6 56.0 53.4 53.4 53.4 53.4

Figura V.5 – Diagrama ternară de recristalizare



- 20 -

V.5 - Stabilirea prin dilatometrie a punctelor critice (pentru şarja experimentală industrială)

Prin analiza dilatometrică se determină punctele critice ale transformărilor de fază şi coeficienţii de dilatare liniară ai oţelurilor. Această analiză constă în măsurări de temperaturi şi de dilatări pe epruvete, folosind dilatometre.

Se obţin curbe dilatometrice reprezentând variaţia dimensiunilor liniare (dilatarea) în funcţie de temperatură.

În figura V.8 se prezintă tipul de dilatometru folosit.

Figura V.8 - Dilatometru necesar analizei, aparţinând ICEM SA

În figura V.9 este prezentată tipul epruvetei.

Figura V.9 – Tipul epruvetei utilizată în analiza dilatometrică

În figura V.10 se prezintă un detaliu, în care se observă tubul de cuarţ purjat cu argon (pentru evitarea oxidării probei), în care se aşează proba de oţel sprijinită în dreapta şi aflată în contact în stânga cu o baghetă de cuarţ ce transmite dilatarea la un mecanism de multiplicare. Dilatometrul înregistrează automat lungimea şi variaţia probei (ΔL) cu temperatura (T) la încălzire şi răcire: în figura V.11 se prezintă această diagramă ca rezultat al analizei dilatometrice absolute (se măsoară direct dilatarea epruvetei); diagrama reprezintă rezultatul experimentărilor. La determinarea coeficienţilor de dilatare, în afara intervalului punctelor critice, viteza de încălzire respectiv răcire a fost de 4 grd/min sub 600 °C, iar în intervalul de temperatură 600 – 900 °C, viteza de încălzire - răcire a fost de 3 grd/min.

50

Ø 50



- 21 -

Figura V.10 – Schema dispozitivului de lucru al dilatometrului utilizat 1 – epruveta 2 – termocuplu de contact 3 – tub de cuarţ purjat cu argon

4 – baghetă ceramică pentru transmiterea dilataţiei epruvetei

Temperatura, [oC]

Figura V.11 – Variatia Δl funcţie de temperatură

2 1

3 4

AR

GO

N

Dilatarea

liniara, [μm]



- 22 -

V.6 - Cercetări privind modelarea matematică a transformărilor structurale în stare solidă care au loc în oţelurile microaliate

V.6.1 Determinarea mărimii grăuntelui de austenită

In cazul oţelurilor microaliate un rol important în determinarea mărimii grăuntelui

recristalizat de austenită îl are prezenţa precipitatelor. O primă formă generală a unei ecuaţii care să descrie influenţa variabilelor asupra

mărimii grăuntelui recristalizat a fost propusă de Sellars pentru un oţel microaliat cu niobiu:

drex = 'D.

67,067,00

-×ed (T > 950º) (5.13) unde:

drex – diametrul mediu al grăuntelui recristalizat, d0 – diametru mediu al grăuntelui iniţial, ε – gradul de deformare, D’ – constantă ce variază de la autor la autor şi poate avea valori de la 0,66 la 1,86,

această dispersie de valori se presupune că poate proveni din diferenţa compoziţiilor chimice ale oţelurilor

Siwecki a făcut cercetări asupra evoluţiei microstructurii oţelurilor microaliate cu Ti-V, supuse laminării la cald [38-44]

Pe baza experimentărilor a propus o ecuaţie statistică de descriere a mărimii grăuntelui recristalizat de austenită funcţie de dimensiunea grăuntelui iniţial de austenită, grad de deformare şi temperatura care are forma generală;

z

yx

rexRT

DCBd

-

-úû

ùêë

é÷ø

öçè

æ×××+=000.350

exp0 e (5.14)

Influenţa compoziţiei chimice, a elementelor de microaliere în special este inclusă în variaţia celor cinci coeficienţi.

B C x y z

0,01 Ti-(0,08-0,13)V-0,023N 1,1 170 0,15 0,57 0,11 0,01 Ti-0,04V-0,025Nb-0,008N 1,08 176,2 0,02 0,66 0,09

0,01 Ti-0,04V-0,01N 4,3 195,7 0,15 0,57 0,11

În figura V.12 se prezintă efectele timpilor de menţinere la temperatură asupra creşterii grăunţilor recristalizaţi de austenită pentru oţeluri cu diferite compoziţii chimice .



- 23 -

Figura V.12 – Efectul temperaturii şi a timpilor de menţinere la asupra creşterii grăunţilor recristalizaţi de austenită pentru oţeluri carbon şi microaliate

5.6.2 Creşterea grăuntelui de austenită

La sfârşitul recristalizării primare se poate considera că grăunţii noi (recristalizaţi)

sunt lipsiţi de defecte şi tensiuni, astfel că în această privinţă ei pot fi stabili. Dacă însă se consideră energia superficială a limitelor de grăunţi, aceasta nu este zero, deoarece în acest caz ar trebui ca raza de curbură a marginilor grăunţilor să fie infinit de mare, adică ele să fie drepte. Tendinţa de formare a unor margini drepte şi de scădere a energiei limitelor de grăunţi, constituie forţa motrice a procesului de creştere a grăunţilor după recristalizarea primară. Aşadar după ce grăunţii recristalizaţi au consumat în totalitate materialul ecruisat, la menţinerea temperaturii înalte, cum poate fi în cazul deformării la cald, se produce în continuare scăderea energiei interne a materialului prin micşorarea ariei totale a grăunţilor, limitele dintre grăunţi tind să devină plane, grăunţii mici îşi reduc volumul, iar cei mari cresc. Această creştere continuă a grăunţilor este posibilă datorită faptului că în materialul recristalizat nu sunt toţi de mărime şi formă identică corespunzătoare configuraţiei de echilibru. Presiunea inegal exercitată pe o suprafaţă curbată se determinând, conform relaţiei Gibbs-Thomson ,

r

V gm

2×=D (5.15)

unde: -Dm diferenţa de potenţial chimic V – volumul specific g - tensiunea superficială a interfeţei r – raza particulei

Dim

ensi

unea

gră

unte

lui,

[μm

]

Timpul de menţinere, [s]



- 24 -

tendinţa de a reduce suprafaţa limitelor la minim astfel încât are loc o deplasare a limitelor de grăunţi în sensul creşterii grăunţilor care sunt mărginiţi de mai multe laturi în detrimentul celor mărginiţi de mai puţine laturi. Cinetica creşterii grăunţilor recristalizaţi a fost descrisă într-un mod mai general de Miller printr-o expresie de forma:

ntKd ×=g (5.16)

unde gd - diametrul grăuntelui de austenită; t - timpul; K şi n – constante

McQueen a propus pentru oţelurile C-Mn (şi apoi domeniul a fost extins de unii cercetători şi la oţelurile microaliate) o expresie valabilă în domeniul timpilor foarte scurţi de laminare şi numai la temperaturi mai mari de 980 ºC, de forma

÷ø

öçè

æ-××+=RT

QtAdd rex exp1010

g (5.17)

unde: Q – energia de activare pentru creşterea grăunţilor; A – constantă În figura V.13 este prezentat comparativ dependenţa de temperatura a creşterii grăunţilor de austenită pentru un oţel C-Mn şi pentru un oţel microaliat

Figura V.13 – Dependenţa de temperatura a creşterii grăunţilor după recristalizar

V.6.3 - Calcul mărimii grăuntelui de austenită recristalizat în cazul unui semifabricat

laminat la cald

Ecuaţiile prezentate anterior descriu influenţa parametrilor de deformare şi a dimensiunilor grăuntelui iniţial asupra modificărilor structurale care au loc la o singură deformare. Toate operaţiile industriale de laminare implică o serie de deformaţii obţinute prin treceri succesive separate prin intervale de timp pentru o singură trecere

Temperature ºC

1/T (K-1 x 104 )

---- oţel C-MN ___ oţel microaliat

D1

0 t

-1 (s

-1 μ

m1

0)



- 25 -

de la un capăt la altul prin fluxul de laminare. La fiecare trecere viteza de deformare creşte rapid la un maxim şi apoi scade la zero, la ieşirea din cajă. În timpul deformării apare o încălzire care determină creşterea temperaturii în semifabricat, cu excepţia zonelor de la suprafaţa unde acest efect este anihilat de efectul de răcire a cilindrilor. Aceasta determină ca suprafaţa să fie supusă unor cicli termici foarte duri în timpul şi după fiecare trecere de laminare, având o influenţă considerabilă asupra cineticii recristalizării statice. Dar pentru materialul care se află la mai mult de 2-3 mm de suprafaţă aceste efecte termice şoc ale răcirii cu cilindrii de laminare sunt atenuate şi de aceea se consideră o temperatură medie de laminare pentru fiecare trecere şi schimbări medii de temperaturi între treceri. Pentru a ilustra cum efectele parametrilor tehnologici ai deformării se acumulează sau dimpotrivă se anulează reciproc am propus realizarea unor experimente de simulare a evoluţiei microstructurii pentru diferite scheme de laminare în care valorile parametrilor, care intră în calcul, vor varia în diferite domenii reale şi des întâlnite în operaţiile industriale de laminare. Am propus o schemă pentru determinarea mărimii de grăunte recristalizat ce cuprinde următorii paşi:

- stabilirea condiţiilor iniţiale: - mărimea grăuntelui de austenită obţinut după încălzirea pentru laminare; - schema de laminare cu grosimea a semifabricatului, temperaturile pe treceri,

viteze de deformare, timpii pauză; - calculul parametrului Zener-Holomon Z, a gradului de deformare pe trecere şi a

gradului critic de deformare pentru apariţia recristalizării dinamice; - verificarea condiţiilor de apariţie a recristalizării dinamice; - calculul duratei unui ciclu complet de recristalizare; - verificarea condiţiilor ca recristalizarea statică să se desfăşoare complet - calculul mărimii grăuntelui recristalizat - calculul creşterii grăuntelui de austenită în timpul dintre treceri.

Calculul parametrului Zener-Holomon s-a facut cu ajutorul expresiei:

÷ø

öçè

æ=Rt

QZ exp

.

e: (5.18)

unde:

e.

- viteza de deformare

Q energia de activare; T temperatura; R constanta gazelor = 8,314 J/kmolK Gradul de deformare critic pentru apariţia recristalizării dnamice a fost determinat cu expresia:



- 26 -

ZdAac ×××= 2/10e (5.18)

unde constantele au următoarele valori: a = 5/6; A = 4,9 x 10 – 4: n = 0,15 şi d0 – diametrul grăuntelui iniţial; Z – parametrul Zener-Holomon Ţinându-se cont de condiţia de plasticitate Huber-Mises-Henky, de cazul particular al laminării ca stare plană de eforturi unitare, caz corespunzător schemei de deformare ε1 (-), ε2 (+), ε3 (0), în care coeficientul Lode ia valoarea

155,1

3

2==Lb (5.19)

deformaţia de laminare pe trecere a fost exprimată şi calculată printr-un grad de deformare echivalent dat de expresia:

÷÷ø

öççè

æ×=

fh

h0ln155,1e (5.20)

unde: ε – grad de deformare echivalent; h0 şi hf – grosimea iniţială respectiv finală a semifabricatului

Calculul duratei unui ciclu complet pentru oţelul microaliat a fost făcut cu relaţia:

÷ø

öçè

æ××××= -

RT

QdAt exp)058,0( 2

05,3

5,0 e (5.21)

unde: Q = 280 kJ mol – 1 şi A = 5·10 – 18

V.6.4. - Validarea prin experimentări industriale a modelării matematice

Ţaglele □ 140 mm turnate continuu la s-au laminat pe un laminor de profile mijlocii şi uşoare în bare rectilinii f 70 folosind schema de reduceri prezentată în tabelul V.3. Temperatura de început de laminare este de 1150 ºC, temperatura de sfârşit de laminare este 850 ºC.

Gradul total de reducere după trecerea a X – a se calculează cu relaţia (5.22):

%81100140140

4

70140140

100

2

0 =××

×-×

=×-

=

p

ef

f

totA

AA (5.22);



- 27 -

unde: A0 – aria iniţială a semifabricatului; Af – aria finală a semifabricatului În tabelul V.11 prezentăm conform ASTM E 112-96 relaţia între punctajul

grăuntelui şi diametrul acestuia (-

d )

Tabelul V.11 – Relaţia între punctajul grăuntelui şi diametrul mediu al acestuia

Punctaj grăunte -

d [μm]

3 127 4 89,8

5 63,5 6 44,9

7 31,8 8 22,5 9 15,9

10 11,.2

11 7,9

12 5,6

13 4,0

14 2,8

În tabelul V.12 se prezintă rezultatul modelării matematice. În figura V.14 se prezintă aspectul foto al microstructurii austenitice şi respectiv ferito–perlitice. Diametrul grauntelui este calculat cu relaţia V.14

Tabelul V.12 - Rezultatele modelării matematice (relaţia V.14)

Temperatura de

deformare, [ºC]

Numărul trecerii la

laminare

Diametrul calculat al grăuntelui

austenitic [

grexd ] ,μm

Diametrul calculat al grăuntelui ferito-perlitic

[ arexd ],

μm

1150 1 101 39 1100 2 95 31 1050 3 83 28 1000 4 71 26 980 5 60 24 950 6 52 22 930 7 35 20

900 8 20 15 870 9 20 13 850 10 20 10,8

Rezultatele modelării matematice au fost validate prin experimentări industriale

pentru un oţel cu compoziţia chimică : 0,41 % C; 0,25 % Si; 1,42 % Mn; 0,10 % V; 0,025 % Al; 0,012 % S; 0,012 % P.



- 28 -

a) b)

a) granulaţie ferito perlitică pentru bară Ø 70 mm

atac nital 2%, mărire x 100, punctaj mărime de grăunte 10 (dmediu = 11,2 μm) b) granulaţie austenitică reală pentru bară Ø 70 mm

atac acid picric, mărire x 100, punctaj mărime de grăunte 8, diametru mediu 22,5 μm

Figura V.14 – Microstructura oţelului microaliat studiat

Din figura V.14 se observă că la temperatura de sfârşit de laminare de 850 °C structura era formată din austenită fină; la răcirea în aer, aceasta s-a transformat în structură ferito – perlitică fină. Pentru validarea valorilor calculate (prin modelare matematică) pentru diametrul mediu al grăuntelui, au fost studiate probe la microscop. La atacul efectuat cu acid picric (metoda atacului rosturilor de grăunţi) se evidenţiază limitele foştilor grăunţi de austenită figura V.17 b (prin atacul chimic al incluziunilor de pe rosturile grăunţilor). Grăunţii de austenită au avut diametrulde 22,5 µm (observaţie la microscop) faţă de 20 µm diametrul calculat (tabel V.12, temperatura de 850 °C), modelul matematic este validat. Grăunţii ferito – perlitici au diametrul mediu de 11,2 µm (observaţi la microscop) faţă de 10,8 µm calculat (tabel V.12 temperatura de 850 °C) deci modelul matematic se consideră validat. Rezultatele se coreleaza şi cu diametrul mediu al grăuntelui austenitic din capitolul V.3 privind diagrama ternară de recristalizare; astfel în tabelul V.11, la 850 °C, pentru gradul de deformare ε ≥ 45 %, diametrul grăuntelui austenitic rămâne constant, la 20 µm. La laminarea ţaglelor în bare Ø 70 mm, la 850°C după trecerea a zecea de laminare (gradul de deformare ε = 81 %,) grăunţii austenitici au diametrul de 20 µm, rezultatele sunt similare cu cele privind diagrama ternară de recristalizare. In figura V.15 se prezintă variaţia dimensiunii grăuntelui cu parametrii schemei de laminare conform tabelul V.12



- 29 -

Figura 5.16 - Variatia dimensiunii grauntelui cu parametrii schemei de laminare (tabelul 5.12)

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10Nr. treceri

Drex, [μm]

Marime graunte ferito perlitic Marime graunte austenitic

1150 1050 980 9501000 930 900 8701100 850

CAPITOLUL VI – CERCETĂRI EXPERIMENTALE PRIVIND

DEFORMAREA PLASTICĂ PRIN MATRIŢAREA A OŢELULUI CARBON MICROALIAT

Oţelul microaliat în stare laminată poate fi folosit ca atare pentru a realiza piese prin prelucrări prin aşchiere, sau ca semifabricat pentru a realiza piese matriţate la cald, pentru construcţia de autovehicule.

Compoziţia chimică este: 0,41 % C; 0,25 % Si; 1,42 % Mn; 0,10 % V; 0,025 % Al; S 0,012 % ;

0,012 % P Din şarja experimentală industrială (bare cu diametru Ө 70 mm) au fost executate experimentări de matriţare. Din barele laminate Ø 70 mm au fost debitate cu fierăstrăul semifabricate ce au fost încălzite în cuptor cameră la temperatura de 1000 ºC (durata 40 minute) şi s-a trecut la matriţarea la presa cu excentric. În figurile VI.1 – VI.5 prezentăm câteva piese matriţate. Temperatura de sfârşit de deformare (măsurată cu pirometrul) a fost de 840 ºC – 860 ºC.

Figura VI.1 – Piesă matriţată 1 Figura VI.2 - Piesă matriţată 2 Figura VI.3 – Piesă matriţată 3



- 30 -

Figura VI.4 – Piesă matriţată 4 Figura VI.5 – Piesă matriţată 5

Piesele matriţate se răcesc în aer. În tabelul VI.1 prezentăm caracteristicile mecanice obţinute pe epruvete de

tracţiune şi de rezilienţă debitate din piese matriţate.

Tabelul VI.1 - Caracteristicile mecanice pentru oţelul microaliat

Rm

N/mm2

Rp 0,2

N/mm2

A5

%

Z

%

KV (20ºC)

J

854 718 20 50 60 858 722 20 50 58

Din cele prezentate, se observă faptul că experimentările industriale au cuprins întreg ciclul de fabricaţie, începând cu elaborarea oţelului în cuptorul electric cu arc, tratament oţel lichid, turnare continuă ţagle, încălzire şi laminare în bare şi matriţare la cald în piese. S-a dovedit că oţelul microaliat C-Mn-V poate înlocui oţelul aliat călit-revenit, prin obţinerea unor caracteristici mecanice similare, datorită granulaţiei fine. Avantajele tehnico-economice ale utilizării oţelurilor microaliate netratate termic în construcţia de piese pentru autovehicule sunt următoarele:

- economie de 300 MJ/tonă oţel (energie integrată în produs) prin eliminarea tratamentului final de călire – revenire

- economie de elemente de aliere prin înlocuirea a 1 % Cr cu 0,1 % V - prin eliminarea tratamentului termic final de călire-revenire, se evită poluarea

constând din emisia a 150 mg NOx pe coşul de fum al cuptorului.

CAPITOLUL VII – CONTRIBUŢII ORIGINALE ŞI CONCLUZII

În baza sintezei bibliografice din Partea I a lucrării, s-a stabilit că oţelurile de interes sunt cele microaliate cu V, sau V-Nb, V-Nb-Ti; Ca urmare, au fost realizate trei şarje pilot şi o şarja industrială; în final, bare forjate din oțel microaliat cu Nb, V, Ti.



- 31 -

Eelementele de noutate tehnologică constituind şi revendicările unui brevet de invenţie. De asemenea, s-au realizat piese matriţate. VII.1. – Concluzii

Teza de doctorat se referă la cercetări privind realizarea barelor din oţeluri microaliate cu Nb, V, deformate plastic controlat (laminare, forjare, matriţare). Aceste oţeluri au rezistenţă şi tenacitate ridicată fără tratamente termice, putând înlocui oţelurile aliate în stare călit – revenit în fabricaţia pieselor pentru autovehicule: butuc, bielă, arbore cotit, axe, armături, organe de asamblare, bielete, flanşe, cuplaje. Tehnologia clasică prevede realizarea de bare cu diametrul Ø 20-Ø 90 mm din oţel aliat cu Cr, sau Cr–Mo. Prin laminare, sau prin forjare, sau matriţare, se obţin piesele precizate, după care acestea sunt tratate termic prin normalizare, călire şi revenire înaltă. Noua tehnologie se află în curs de cercetare în câteva ţări (din UE, Japonia şi SUA) şi constă din elaborarea unor mărci de oţeluri microaliate, urmată de deformarea plastică în regim controlat şi răcire în aer, obţinându-se caracteristicile mecanice finale. Se elimină tratamentele termice şi implicit deformările inerente ale pieselor călite-revenite. Prin anularea tratamentelor termice, sunt eliminate noxele.

Preţul pieselor scade, ca urmare a micşorării elementelor de aliere şi pe de altă parte a reducerii de energie integrată de 300 MJ/tonă ca urmare a eliminării tratamentelor termice. Până în prezent în ţara noastră nu s-au fabricat aceste tipuri de oţeluri.

Cercetările au avut în vedere în Capitolele I-III – a lucrării o documentare foarte serioasă privind stadiul cunoaşterii, stabilindu-se care sunt mecanismele de creştere a rezistenţei oţelului în condiţiile obţinerii unei tenacităţi corespunzătoare prin microaliere cu, Nb, V şi Ti

S-au tras următoarele concluzii: · Utilizarea microalierii la fabricaţia produselor din oţel duce la îmbunătăţirea

calităţii şi la creşterea caracteristicilor mecanice; metoda microalierii este convenabilă , fiind ieftină.

· Demarcaţia dintre oţelurile microaliate şi cele aliate este dată de următoarele limite, conform SREN 10020: microalierea se execută sub 0,08 % Nb; 0,12 % Ti; 0,12 % V (referitor la mangan, până la 1,8 % Mn se consideră că oţelul este nealiat.

· Pentru elementele de microaliere V, Nb, şi Ti este importantă formarea compuşilor : nitruri, carburi, carbonitruri.

Aceştia au rol în finisarea granulaţiei şi durificarea materialului fără scăderea rezilienţei.

Referitor la cristalizarea primară, elementele de microaliere cu temperatura de topire mai mică decât a băii metalice a oţelului se vor topi înaintea acesteia, formând grupuri atomice ce se adsorb pe suprafaţa germenilor cristalini în creştere, micşorând tensiunea superficială la interfaţa lichid – solid. Astfel viteza de creştere este mult mai mică ceea ce duce la finisarea cristalelor solidificate.



- 32 -

Referitor la transformările în stare solidă, elementele de microaliere V, Nb, Ti, prin compuşii pe care-i formează şi care precipită înainte, în cursul, sau după deformarea plastică la cald duc la creşterea densităţii de dislocaţii şi la creşterea caracteristicilor de rezistenţă.

· Utilizarea produselor lungi din oţeluri microaliate (piese matriţate pentru autovehicule) în Marea Britanie, Germania, Suedia, Japonia, Suedia, Finlanda etc., are avantajele următoarele: piesele nu necesită tratamente termice de călire-revenire, iar elementele de aliere scumpe şi deficitare sunt înlocuite cu cele de microaliere .

· Principalele mecanisme care influenţează structura oţelurilor microaliate sunt: o Vanadiul, finisează granulaţia austenitice şi respectiv feritice, întârzierea

recristalizării statice şi dinamice în cursul deformării plastice la cald. o Niobiul finisează granulaţia austenitică şi respectiv feritică, întârzie

recristalizarea, creşte temperatura de recristalizare. o Titanul finisează granulaţia austenitică şi respectiv feritică, ridică

temperatura de recristalizare şi coboară temperaturile de transformare alotropică

În Capitolele IV-VII – ale lucrării (contribuţii originale) lucrările s-au desfăşurat prin cercetări experimentale în fază pilot (prototip) şi in fază industrială. Caracterizarea materialelor obţinute s-a desfăşurat prin procedee moderne, utilizând aparatură de ultimă generaţie. S-au tras următoarele concluzii :

S-au stabilit corelaţii între compoziţia chimică a oţelului microaliat şi caracteristicile mecanice conform tabelului VII.1

Tabelul VII.1 – Compoziţia chimică şi caracteristici mecanice

Clasă oţel Compoziţia

chimică

Caracteristici mecanice

Bare Ø 30 mm Oţel de referinţă fără

elemente de microaliere (C-Mn)

C = 0,21% ; Mn = 1,26 % Si = 0,43 % ; Al = 0,030 % S = 0,011 % ; P = 0,015 %

Rm = 500 N/mm2 R p 0,2 = 422 N/mm2

A5 = 18 % Z = % 50 %

KV (0°C) = 42 J KV ( - 30°C) = 40 J

Bare Ø 30 mm prototip

Oţel microaliat netratat termic ; barele s-au răcit în aer de la temp. de 850°C de

sfârşit de forjare (C-Mn-V)

C = 0,21 % ; Mn = 1,31 % Si = 0,26% ; Al = 0,025 % S = 0,010 % ; P = 0,014% V = 0,04 %

Rm = 642 N/mm2 R p 0,2 = 560 N/mm2

A5 = 23 % Z = 56 %

KV (0°C) = 80 J KV ( - 30°C) = 50 J



- 33 -

Bare Ø 30 mm prototip Oţel microaliat netratat

termic ; barele s-au răcit în aer de la temp. de 850°C de

sfârşit de forjare (C-Mn-V-Nb)

C = 0,21 % ; Mn = 1,30 % Si = 0,27 % ; Al = 0,026 % S = 0,010 % ; P = 0,014% V = 0,05 % Nb = 0,03 %

Rm = 640 N/mm2 R p 0,2 = 556 N/mm2

A5 = 22 % Z = 56 %

KV (0°C) = 81 J KV ( - 30°C) = 51 J

Bare Ø 30 mm prototip Oţel microaliat netratat

termic ; barele s-au răcit în aer de la temp. de 850°C de

sfârşit de forjare (C-Mn-V-Nb-Ti) Exp. Industriale

C = 0,21 % ; Mn = 1,32 % Si = 0,26 % ; Al = 0,025 % S = 0,010 % ; P = 0,013% V = 0,06 % Nb = 0,03 % Ti = 0,016 %

Rm = 641 N/mm2 R p 0,2 = 554 N/mm2

A5 = 22 % Z = 57 %

KV (0°C) = 82 J KV ( - 30°C) = 51 J

Bare Ø 70 mm laminate Oţel cu 0,41 % C, microaliat cu V. Barele s-au răcit în aer de la temp. de 850°C de sfârşit de laminare.

C = 0,41 % Si = 0,25 %

Mn = 1,42 % V = 0,10 %

Al = 0,025 % P, S = 0,012 %

Rm = 842 N/mm2 R p 0,2 = 716 N/mm2

A5 = 21 % Z = 52 %

KV (0°C) = 62 J KV ( - 30°C) = 54 J

Epruvete prelevate din piese matriţate Piesele s-au răcit în aer de la temp. de

850°C de sfârşit de matriţare

C = 0,41 % Si = 0,25 %

Mn = 1,42 % V = 0,10 %

Al = 0,025 % S = 0,012 % P = 0,012 %

Proba 1 Proba 2

Rm = 854 N/mm2 R p 0,2 = 718

N/mm2

A5 = 20 % Z = 50 %

KV (20°C) = 60 J

Rm = 858 N/mm2 R p 0,2 = 722

N/mm2

A5 = 20 % Z = 50 %

KV (20°C) = 58 J

Prevederi conform SREN 10083 /1

Bare 40 < Ø ≤100 mm

Oţel aliat marca 37 Cr 4 calit revenit

oţel de referintă

C=0,34-0,41 % Si ≤0,4 %

Mn=0,6-0,9 % Cr=0,9-1,2 % S = ≤ 0,035 % P ≤ 0,035 %

Rm = 750 - 900 N/mm2 R p 0,2 ≥ 510 N/mm2

A5 ≥ 14 % Z ≥ 40 %

KV (20°C) ≥ 35 J



- 34 -

Din tabelul de mai sus se observă că dacă un oţel C-Mn este microaliat cu V, V-Nb, sau V-Nb-Ti, rezistenţa acestuia creşte, iar tenacitatea are valori corespunzătoare. Oţelul cu 0,41 % C, 1,42 % Mn şi 0,1 % V netratat termic poate înlocui oţelul marca 37 Cr 4 călit-revenit înalt. Oţelul prototip a fost elaborat în cuptor cu inducţie sub vid şi s-a forjat în bare. Caracteristicile mecanice sunt cele prezentate mai sus (bare Ø 30 mm, oţel netratat termic C-Mn-V şi C-Mn-V-Nb). Oţelurile au granulaţia austenitică ereditară fină (punctaj 6) şi granulaţie ferito-perlitică reala fină (punctaj 8-9). Cu ajutorul microscopului electronic s-a evidenţiat existenţa precipitatelor de carburi, nitruri şi carbonitruri. Prin difracţie cu raze X s-a determinat natura respectivelor precipitate: VN, VC, NbC, NbN. Prin torsiune la cald s-a studiat deformabilitatea plastică a oţelurilor 0,10 % C - 1,26 % Mn; 0,13 % C - 1,37 % Mn – 0,05 % V; 0,10 % C - 1,35 % Mn - 0,05 % V - 0,03 % Nb stabilindu-se că tensiunea echivalentă maximă (TEM) a oţelurilor C-Mn-V şi C-Mn-V-Nb, C-Mn-V-Nb-Ti este mai ridicată decât a oţelului C-Mn ca urmare a faptului că precipitatele VN, VC, NbC, NbN, TiN, TiC încetinesc recristalizarea prin blocarea deplasării limitelor de grăunţi. Restaurarea dinamică îmbunătăţeşte ductilitatea: oţelurile C-Mn-V şi C-Mn-V-Nb C-Mn-V-Nb- Ti, au deformaţia superficială la rupere (DSR) mai mare ca a oţelului C-Mn.

A fost elaborată pentru prima oară în ţară o şarjă industrială de oţel având conţinut mediu de carbon şi fiindmicroaliată cu V, oţelul s-a turnat continuu în ţagle care s-au laminat în bare obţinându-se piese prin matriţare.

Compoziţia chimică a fost C = 0,41 %; Si = 0,25 %; Mn = 1,42 %; V = 0,1 %; Al = 0,025 % ; S = 0,012 % ; P = 0,012 %. Oţelul a fost elaborat în cuptor cu arc electric tip EBT (capacitate 70 tone) şi tratat secundar în instalaţiile LF şi DH.

Prin degazare sub vid a crescut puritatea materialului, scăzând conţinutul de gaze (oxigen: 30 ppm şi azot: 46 ppm). Oţelul a fost turnat continuu în ţagle cu secţiunea 140 mm x 140 mm. Ţaglele s-au încălzit la 1150°C şi au fost laminate în bare cu diametrul Ø 70 mm, răcite în aer de la temperatura de 850°C de sfârşit de laminare; pentru executarea operaţiei de laminare controlată a fost realizată modelarea matematică a transformărilor structurale în stare solidă (s-a stabilit că mărimea grăuntelui austenitic al barei Ø 70 mm la sfârşitul laminării, la temperatura de 850 °C, este de 20 μm (diametrul mediu al grăuntelui) adică de punctaj 8 (fin), iar mărimea grăuntelui real ferito-perlitic este de 10,8 μm (diametru) adică de punctaj 10 (extrafin).

Din şarja industrială de oţel (bare cu diametrul Ø 70 mm, oţel cu C = 0,41 %, Mn = 1,42 % - V = 0,1 %) au fost debitate epruvete cu ajutorul cărora s-a efectuat prin torsiune la cald şi prin tracţiune la cald studiul deformabilităţii plastice; pe de altă parte au fost debitate probe pentru stabilirea prin dilatometrie a punctelor critice de transformare în stare solidă, precum şi probe de refulare la cald (cu şurub introdus excentric) pentru trasarea diagramei ternare de recristalizare (variaţia mărimii grăuntelui austenitic cu gradul de deformare şi cu temperatura).

Prin încercări de torsiune s-a stabilit diagrama de scădere a tensiunii echivalente maxime (TEM) pe măsură ce temperatura de deformare creşte de la 850 °C la 1150 °C şi



- 35 -

diagrama de creştere a valorilor deformaţiei superficiale de rupere (DSR) pe măsură ce temperatura de deformare creşte la 850 °C la 1150 °C.

Diagramele de variaţie cu temperatura pentru tensiunea maximă şi pentru tensiunea echivalentă maximă şi pentru deformaţia superficială la rupere au fost trasate pentru viteze de deformaţie: 3 rotaţii/s, 1 rotaţii/s, 0,3 rotaţii/s, şi 0,1 rotaţii/s.

Au fost trasate diagramele de variaţie: rezistenţa la rupere-temperatură şi alungirea la ruperte-temperatură.

Cu ajutorul dilatometrului s-au stabilit punctele critice pentru transformările structurale în stare solidă ale oţelului 0,41 C – 1,42 Mn – 0,1 V şi anume :

TAc3 = 780°C, TAc1 = 760°C, TAr3 = 710°C, TAr1 = 680°C.

Aceste valori justifică aspectul microstructural evidenţiat cu microscopul optic şi anume prezenţa structurii austenitice la temperatura de sfârşit de laminare de 850 °C (s-a utilizat metoda atacului rosturilor de grăunţi, atac cu picral pe şliful metalografic prelevat dintr-o bară răcită special în apă) şi prezenţa structurii ferito-perlitice pe barele în stare de livrare, răcite în aer de la 850 °C după laminare. Prin trasarea diagramei ternare de recristalizare s-a stabilit că intervalul optim de deformare plastică la cald pentru oţelul 0,41 C-1,42 Mn -0,1 V este de 1150 - 850 °C. La 1200 °C se produce oxidarea intergranulară a oţelului, deci trebuie evitată supraîncălzirea la laminare, forjare, matriţare.

Pentru o anumită temperatură de deformare diametrul grăuntelui creşte pentru un grad de deformare de cca. 5 % după care scade, pe măsură ce gradul de deformare creşte la 45 %; în continuare chiar dacă creştem gradul de deformare plastică la peste 45 %, mărimea grăuntelui austenitic rămâne constantă. Ţinând cont de faptul că barele Ø 70 mm în stare laminată pot fi utilizate ca atare, respectiv pentru confecţionare de piese (fără tratamente termice finale) prin aşchiere, precum şi de faptul că aceste bare Ø 70 mm pot fi utilizate ca materie primă pentru realizarea de piese matriţate, au fost realizate experimentări de matriţare în piese. Piesele au fost răcite în aer de la temperatura de sfârşit de matriţare de 850 °C şi s-a dovedit (vezi tabelul VII.1) că aceste piese au caracteristicile încadrate în prescripţiile normei SREN 10083-1 pentru oţel marca 37 Cr 10 călit – revenit.

VII.2 Contribuţii originale:

- Tehnologiile de fabricaţie au fost stabilite integral pentru fluxul de fabricaţie începând cu elaborare oţel lichid, turnare continuă, laminare în bare şi matriţare în piese. Pentru creşterea tenacităţii materialului s-au luat măsuri de degazare sub vid a oţelului, pentru scăderea conţinuturilor de gaze şi impurităţi. - S-au obţinut caracteristici mecanice (pentru oţelul experimental C-Mn-V) similare cu ale unui oţel călit – revenit (marca 37 Cr 4 / SREN 10083). - Prin studiul cu difractometrul şi cu microscopul electronic s-a stabilit natura precipitatelor din oţel: VC, VN, NbC, NbN, TiC, TiN.



- 36 -

- A fost modelat matematic procesul de încălzire ţagle pentru laminare - Oţelul experimental a fost caracterizat prin torsiune la cald, tracţiune la cald şi refulare.

În lucrarea de doctorat se arată faptul că oţelul microaliat matriţat la cald şi răcit in aer de tip 0,41 C – 1,42 Mn – 0,1 V are caracteristici similare cu un oţel slab aliat călit-revenit

§ Pentru creşterea tenacităţii materialului s-au luat măsuri de tratament secundar al oţelului lichid în instalaţia LF şi cu degazare sub vid în instalaţia DH, obţinându-se valori scăzute ale oxigenului (30 ppm) şi azotului (46 ppm) în oţel; incluziunile metalice au fost de punctaj maxim 1 pentru etalon serie subţire şi de maxim 2 pentru etalon serie groasă. Fiind un oţel de puritate înaltă, valorile energiei la rupere au fost corespunzătoare, de 62 J la 20 °C şi de 54 J la (– 20 °C).

§ Caracteristicile mecanice ale oţelului tip 0,41 C – 1,42 Mn – 0,1 V netratat termic se încadrează în prescripţiile standardului romănesc aliniat la normele europene SREN 10083 – 1 „Oţeluri călite şi revenite”, pentru un oţel de referintă 37 Cr 4 călit revenit, Tabelul 7.2 Tabelul VII.2 – Prescripțiile standardului SREN 10083

Clasă oţel Rm

N/mm2

Rp 0,2

N/mm2

A

%

Z

%

KV

(20°)

J

Observaţii

Bare Ø 70 mm Oţel tip

0,41 % C-1,42 % Mn- 0,10 V

842 716 21 52 62 Oţel răcit în aer la 850 °C

după laminare, netratat termic

Prescripţiile SREN 10083 –1 pentru bare cu diametrul 40 < Ø ≤ 100 mm oţel de referintă

37 Cr 4

750 900

Min. 510

Min. 14

Min.

40

Min. 35

Oţel călit – revenit

Notă: Pentru oţelul tip 0,41 C – 1,42 Mn – 0,1 V, valorile Rm , R p 0,2 , A, Z din tabel

reprezintă media rezultatelor pentru 2 epruvete, iar KV media pentru 3 epruvete.

§ Oţelul 0,41 C - 1,42 Mn - 0,1 V laminat, sau matriţat, permite fabricaţia de piese fără tratamente termice finale de călire-revenire, cu efect de economisire a 300 MJ/tonă energie integrată în produs; pe de altă parte, se produc economii prin micşorarea cantităţii de elemente de aliere, iar din punct de vedere al protecţiei mediului se evită poluarea produsă la tratamentele termice.



- 37 -

§ Prin dilatometrie, s-au determinat punctele critice de transformare a structurii în stare solidă ale oţelului 0,41 C – 1,42 Mn – 0,1 V : TAc3 = 780 °C, TAc1 = 760 °C, TAr3 = 710 °C, TAr1 = 680 °C; aceste valori sunt de interes practic pentru procesarea prin deformare plastică la cald a materialului;

§ Prin studiul cu difractometrul şi cu microscopul electronic s-a stabilit natura precipitatelor: VC, VN, etc.

§ A fost stabilit prin calcul (modelare matematică) şi validat prin experimentări faptul că oţelul 0,41 C – 1,42 Mn – 0,1 V (bară laminată diametru Ø 70 mm) are la temperatura de sfârşit de laminare de 850 °C un diametru mediu al grăuntelui austenitic, corespunzător punctajului 8, deci granulaţie fină. Granulaţia reală ferito – perlitică a barei este de punctaj 10 deci foarte fină, justificând valorile de rezistenţă şi de tenacitate corespunzătoare, similare unui oţel călit-revenit.

§ De mare interes pentru proiectarea tehnologiei de laminare şi de matriţare este trasarea diagramei ternare de recristalizare, respectiv variaţia mărimii grăuntelui austenitic cu gradul de deformare şi cu temperatura. S-a stabilit că intervalul optim de deformare plastică la cald este de 1150 ° - 850 °C. S-a stabilit că pentru o anumită temperatură de deformare plastică, granulaţia este fină la un grad de deformare de 20 % - 45 %.

§ De interes pentru stabilirea comportării materialului la deformare plastică la cald este şi studiul variaţiei rezistenţei la deformare şi al plasticităţii cu temperatura. Au fost trasate diagramele de variaţie ale rezistenţei la deformare şi a plasticităţii cu temperatura; aceste diagrame au confirmat faptul că domeniul optim de deformare plastică la cald este de 1150 ° - 850 °C. Cercetările s-au efectuat utilizând metodele ruperii prin torsiune şi respectiv prin tracţiune la cald.

§ Elementele de noutate tehnologică ale tezei de doctorat constituie obiectul unui BREVET DE INVENŢIE .

Revendicările cereri de brevet sunt următoarele: - Se revendică invenţia unei noi mărci de oţel tip C-Mn-V. Compoziţia chimică

este următoarea, Tabelul VII. 3 Tabelul VII. 3 - Compoziția chimică a oțelului C-Mn-V

C

%

Si

%

Mn

%

S

%

P

%

V

%

Al

%

0,41-0,45 0,25-0,55 1,4-1,7 Max. 0,015 Max. 0,015 0,10-0,13 0,025-0,035

- Se revendică faptul că oţelul C-Mn-V, având compoziţia chimică de mai sus,

este caracterizat prin aceea că realizează caracteristicile mecanice următoare, Tabelul VII.4



- 38 -

Tabelul VII. 4 – Caracteristici mecanice ale oțelului C-Mn-V

Diametrul barei,

mm

Rm

N/mm2

Rp 0,2

N/mm2

A5

%

Z

%

KV

(20 °C),

J

Ø ≤ 16 1000-1200 Min. 800 Min. 11 Min. 45 Min. 35

16 < Ø ≤ 40 900-1100 Min. 650 Min. 12 Min. 50 Min. 40

40 ≤ Ø < 100 800-950 Min. 550 Min. 14 Min. 55 Min. 45

- Se revendică faptul că acest oţel conform invenţiei este caracterizat prin aceea că rezistenţa (Rm, R p 0,2) şi de tenacitatea (KV, A5, Z) ale oţelului C-Mn-V bare netrate termic sunt la acelaşi nivel cu ale unui oţel aliat, de exemplu barele tratate termic prin călire-revenire din oţel 37 Cr 4 / SREN 10083 – 1. Ca urmare oţelul microaliat tip C-Mn-V, netrat termic, poate înlocui în fabricaţia de piese oţelul aliat 37 Cr 4 / SREN 10083 – 1 tratat termic prin călire – revenire. - Se revendică faptul că oţelul conform invenţiei este caracterizat prin aceea că prin eliminarea tratamentelor termice de călire – revenire pentru piesele finite se obţin importante avantaje tehnico – economice: micşorarea cu cca. 10 % a preţului pieselor finite, reducerea cu cca. 300 MJ / tonă a energiei integrate în produs şi evitarea poluării prin micşorarea emisiei de poluanţi, emisie care ar fi avut loc cu ocazia aplicării tratamentelor termice de călire şi de revenire, prin eliminarea tratamentelor termice de calire si revenire, se evita formarea excesiva a tunderului pe suprafata barelor. Efecte economice:

Prin promovarea oţelurilor microaliate destinate fabricaţiei pieselor matriţate, cu obţinerea caracteristicilor mecanice fără aplicarea tratamentelor termice de călire-revenire se obţin următoarele efecte economice:

Ø Eliminarea costurilor pentru tratamente termice finale (circa 6 %) şi reducerea noxelor (circa 10 %)

Ø Reducerea costurilor pentru elementele de aliere, prin inlocuirea oţelurilor slab aliate (varianta clasica) cu cele microaliate

Reducerea cu circa 6 % a energiei integrate în produs (MJ) prin eliminarea tratamentelor termice finale de călire-revenire. VII.3. Directii de cercetare viitoare

Lucrările de cercetare din prezenta teză de doctorat urmează a fi continuate prin elaborarea unor studii în domeniile :

o Studiul corelaţiei dintre gradul de deformare plastică si caracteristici mecanice ale barelor din oţeluri carbon de calitate slab aliate si microaliate, fabricate din țagle turnate continuu.



- 39 -

o Studiul corelaţiei dintre caracteristici mecanice, parametrii de deformare plastică a ţaglelor laminate la cald din oţeluri microaliate din următoarele clase de calitate:

- oțel rezistent la coroziune atmosferică - oţel pentru recipienţi sub presiune - oţel sudabil cu granulaţie fină

○ Studiul mecanismelor de creştere a rezistentei respectiv a tenacităţii oţelurilor microaliate cu V, Nb, Ti destinate tablelor groase.

BIBLIOGRAFIE

1) M. Korchynski – „A new role for microalloyed steels: Adding Economic Value”, Presented at: Infacon Quebec City, Canada, June 6, 2000; 2) Popescu Nicolae – „Influenţa microalierii asupra caracteristicilor tehnologice şi de exploatare ale oţelurilor de construcţie”, Centrul de documentare şi publicaţii al industriei metalurgice, 1970; 3) A. Preloscan, F. Vodopivec – „Fine grained structural steel with controled hot rolling”, ISSN, 1580-2949, MTAC 9, 36(5)181, 2002; 4) A. Peters, R. Kaspar – „Amelioration des proprietes d’ aciers a ressort par micro-alliage et traitement thermomecanic”, La revue de Metallurgie- CIT, Juillet-Aout, 1997; 5) D. K. Mondal ş.a – „Effect of intercritical annealing temperatures and cooling rates on C-Mn-Si-V dual phase steel”, STEEL GRIPS 1 (2003), No. 1; 6) Y. Koyasu s.a – „ASLA Steel Bar for Hot Forging whithout Subsequent Quenching and tempering”, Nippon Steel Technical Report No. 30, JULY 1996 7) Y. Koyasu s.a – „High Strenght and Toughness Microalloyed Forging steel for fabrication of automobile underbody parts without subsequent heat treatment”, Nippon Steel Technical Report No. 47 Octomber 19990, pag. 37 – 45. 8) J. Ghorbani, Abbas Z. Hanzaki, s.a – An investigation into the influence of microstructure on the toughness and tensile properties of V-microalloyed steel, Steel Grips 2, (2004), No.4, pag. 279 - 283. 9) Nicolae Geru ş.a – „Materiale Metalice – structură, proprietăţi, utilizări”, Editura Tehnică, Bucureşti, 1985; 10) Sergiu Fătu – Studiul materialelor metalice, Editura Lux Libris, Braşov, 1997; 11) Studii ICEM “Brăiloiu Mircea, Septimiu Cojocaru, Burcea Carmen, NEAGU

Mihai-Sabin” Studiul mecanismelor de creştere a rezistenţei, respectiv tenacităţii, pentru oţelurile microaliate cu Nb, V Ti destinate tablelor groase”, Septembrie 2000; 12) A. Quispe, S.F. Medina, P. Valles – „Recrystallization-induced Precipitation Interaction in a Medium Carbon Vanadium Microalloyed Steel", ISIJ International, Vol. 37 (1997), No. 8, pp. 783-788; 13) R. Langneborg, T. Siwecki, S. Zajac – „The role of Vanadium in microalloyed steels”, Scandinavian Journal of Metallurgy 1999; 28: 189-241.



- 40 -

14) N.J. Lourençoa, A.M. Jorge Jr.a, J.M.A. Rollob, O. Balancina – “Plastic Behavior of Medium Carbon Vanadium Microalloyed Steel at Temperatures Near γ↔α Transformation, Mat. Res. Vol. 4, no. 3, São Carlos, July 2001, Materials Research, Print ISSN 1516-1439; 15) Masahiko Hamada, Yasuto Fukada – „Microstructure and precipitation behavior in heat affected zone of C-Mn Microalloyed steel containining Nb, V and Ti”, ISIJ International, Vol. 35 (1995), No. 10, pp. 1196-1202; 16) J. Majda, J.G. Lenard, M. Pietrzyk – „Modelling the evolution of microstructure of Nb steel, ISIJ International”, Vol. 36 (1996), No.8, pp. 1094-1102; 17) J. P. Michel, M. Akben, J.J. Jonas, - „Etude de la precipitation dynamic de Nb(CN), VN et AlN dans l’austeniténite d’aciers á bas carbone”, Revue de Metallurgie-CIT, Octobre 1981 18) Oleg Cuida –„Influenţa elementelor reziduale şi de microaliere asupra plasticităţii oţelurilor”, Editura Image, Bucureşti, 2000; 19) Studiu ICEM – „Dezvoltări noi în domeniul microaliereii oţelurilor”, 1997; 20) C. Fossaert, G. Rees, T. Maurickx, H. K. D. H. Bhadeshia, „The effect of niobium on the hardenability of microalloyed austenite”, Metallurgical and Materials Transaction , Volume 26 A, 1995; 21) N. Ghiban, B. Ghiban – „Procedee de restaurare şi cristalizare ale materialelor metalice”, Editura Printech, Bucureşti 1999;

22) N. Tsuji, Y. Matsubara, T. Sakai, Y. Saito - „Effect of boron adition on microstructure of hot-deformed Ti-added interstitial free steel”, ISIJ International, Vol. 37 (1997), No. 8, pp. 797-806; 23) Studiu ICEM-„Cercetări privind modificările structurale la oţelurile microaliate”; 24) Petre Marian, Elena Bugeac, NEAGU Mihai-Sabin, Carmen Burcea – „Cercetări privind îmbunătăţirea caracteristicilor unui oţel 2,25 % Cr – 1 Mo prin microaliere ”, Conferinţa Naţională Aniversară, Bucureşti 26 – 27 Octombrie 2000; 25) MIRCEA BRĂILOIU, NEAGU-MANICATIDE MIHAI-SABIN – „Tehnologii de fabricaţie pentru produsele lungi din oţeluri microaliate destinate industriei de autovehicule”, Program CEEX, contract 224/2006; 26) SILVIA VACU Ş.A – „Elaborarea oţelurilor aliate”, EDITURA TEHNICĂ, BUCUREŞTI, 1980. 27) Colecţia de Standarde; 28) E. Cazimirovici - „Bazele teoretice ale deformării plastice”, Editura BREN, Bucureşti 1999 29) C. ATANASIU S.A – „ÎNCERCAREA MATERIALELOR”, ED. TEHNICĂ, BUCUREŞTI 1982; 30) Rucsănescu Carmen Otilia, Brăiloiu Mircea, NEAGU-MANICATIDE Mihai-Sabin “Determinarea deformabilităţii oţelului microaliat cu vanadiu prin încercarea la torsiune”, Conferinţa Naţională de Metalurgie şi Ştiinţa Materialelor, Romat 2006, 28-29 Septembrie, Bucureşti;



- 41 -

31) Mihail Manda, Mircea Brăiloiu, NEAGU-MANICATIDE Mihai-Sabin, Neagu-Manicatide Patricia – ’’Modelarea matematică a încălzirii oţelului înalt aliat în vederea forjării, ROMAT 2006, September 28-29, Bucharest, Romania, pag.251-258 ; 32) Permis R, Kasala J-„Hot torsion tests of cartrige brass MS 70”, Acta Mettalurgica 2009 33) J Castellanos ş.a – „ Analysis of several methods for the data conversion and fiting of garafalo equation applied to an utrahigh carbon steel” Journal of Achievements in Material and manufacturing Engineering, volume 19, 2006 34) NEAGU-MANICATIDE Mihai-Sabin Mircea Brăiloiu, Patricia Neagu–Manicatide „Stabilirea variaţiei mărimii grăuntelui austenitic cu gradul de deformare plastică şi cu temperatura pentru oţelul microaliat 0,4 % C – 1,4 % Mn – 0,1 % V”, The 12th International Conference of Nonconventional Tehnologies, ICNcT 2005, november 3-4, 2005, Bucharest ROMÂNIA, pag. 55-59; 35) Mircea Brăiloiu, Vasile Miron - Tehnologii de fabricaţie pentru produsele lungi din oţeluri microaliate, cu rezistenţă şi tenacitate ridicate, destinate industriei de autovehicule, Cercetări Metalurgice şi de Noi Materiale, 2007 ; 36) Ştefan Mantea, Nicolae Geru, Titi Dulămiţă, Maria Rădulescu – „Metalurgie Fizică”, Editura Tehnică, 1970. 37) N. Popescu, C. Dumitrescu, A. Munteanu – Tratamente Termice şi Prelucrări la Cald, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti - 1983 38) S.F. Medina, J.E. Mancila – „Static Recrystalization Modelling of hot deformed microalloyed steels at temperatures below the critical temperature”.. 39) T.Siwecki –„Modelling of microstructure evolution during recristallization controlled rolling”, ISIJ International. Vol. 32 (1992), No.3, pp. 368-376. 40) Ianc Petru, A.T Dumitrescu, A. Vizauer – „Cercetări privind modelarea matematică a transformarilor structurale în stare solidă care au loc în oţelurile microaliate cu Nb,V, Ti”, Studiu ICEM 1992. 41) C. M Sellars –„Basics of modeling for control of microstructure in thermomechanical controlled processing”, Ironmaking and Steelmaking 1995, Vol. 22, No. 6, pp. 459-464 42) J. M Cabrera, A. Al. OmarJ.J Jonas, J. M Prado – “Modelling the flow behavior of a medium carbon microalloyed steel under hot working condition”, Metalurgical and Materials Transaction a, Volume 28 a, November 1997, pp. 2233-2244. 43) G. Petzov – „Grain size evolution model of microalloyed austenite under high-temperature deformation”, Journal of Materials Science and Tehnology, Volume 11, 2003, Number 1, pag. 66-78. 44) S. V Subramanian, G. Zhu, s.a-„Process modeling of microalloyed steel near net shape casting. 45) NEAGU-MANICATIDE Mihai-Sabin, Mircea Brailoiu, Alexandru Maniu, Patricia Neagu Manicatide - „Consideraţii privind influenţa microalierii oţelurilor cu carbon mediu asupra caracteristicilor de deformare la cald”, NATIONAL CONFERENCE OF



- 42 -

METALLURGY AND MATERALS SCIENCE, Romat 2008, september 25-26 2008, Bucharest, ROMANIA, pag. 31-37, ISBN 978-606-521-077-6. 46) Y. Li, D. N. Crowther, P. S. Mitchell, T. N. Baker – „The evolution of microstructure during thin slab direct rolling processing in vanadium microalloyed steel” ISIJ International, Vol. 42, 2002, No.6. pp. 636-644. 47) G. Dini, M. M. Vaghefi, A. Shafyei – „ The influence of reheating temperature and direct-cooling rate after forging on microstructure and mechanical properties of V-microalloyed steel 38MnSiVS5, ISIJ International, Vol. 46, 2006, No. 1, pp. 89-92. 48) R. Wang, C. I. Garcia, M. Hua, K. Cho, H. Zhang, A. J. Deardo – „Microstructure and precipitation behavior of Nb, Ti complex microalloyed steel produced by compact strip processing” , ISIJ International, Vol. 46, 2006, No. 9, pp. 1345-1353. 49) M. Hashimura, H. Kanisawa, H. Hirata, K. Naito – Development of lead free microalloyed steel for crank shaft” NIPPON STEEL TECHICAL REPORT No. 88, July 2003, pp. 76-80. 50) G. Krauss - “Vanadium Microalloyed Forging Steels” Evergreen, Colorado 80439, USA 51) J. Adamczyk, M. Opiela -“Engineering of forged products of microalloyed constructional steels”, VOLUME 15, ISSUE 1-2, March-April, 2006, pp. 153-158. 52) S. Hashimoto, M. Nakamura-“Effects of microalloying elements on mechanical properties of reinforcing bars”, ISIJ international, VOL. 46, 2006, No. 10, pp. 1510-1515 53) N. Dzupon, L. Parilak, M. Kollarova, I. Sinaiova-“Dual phase ferrite-martensitic steel micro-alloyed with V-Nb”, Metalurgija 46, 2007 1, pp.15-20

54) A. Grajcar-“Structural and mechanical behavior of TRIP –type microalloyed steel in hot-workingconditions”, Journal of Achievements in Materials and Manufacturing Engineering, Volume 30, Issue 1, September 2008, pp.27-34 55) Y. Liu, F. Zhu, Y. Li, G. Wang – „Effect of TMCP parameters om the microstructure and properties of an Nb-Ti miceoalloyed steel”, ISIJ International, Vol. 45, 2005, No. 6, pp. 851-857 56) J. Zhang, T. N. Baker – „ Effect of equlisation time on the austenite grainsize of simulated thin slab direct charged (TSDC) vanadium microalloyed steels” ‚ ISIJ International, Vol.43, 2003, No.12, pp. 2015-2022. 57) NEAGU-MANICATIDE Mihai-Sabin, Brăiloiu Mircea, Neagu-Manicatide Patricia – „The studies of hot plastic deformation for microalloyed steels with V and Nb”, BRAMAT 2009, 26-28 februarie, Brasov, publicata in METALURGIA

INTERNATIONAL vol. XIV (2009) special issue no.3 , ISSN 1582-2214, pag. 69 58) Brăiloiu Mircea, NEAGU-MANICATIDE Mihai-Sabin, Neagu-Manicatide Patricia, Manda Mihail- “New production technologies of flat special steel products of high added value”, BRAMAT 2009, 26-28 februarie, Brasov.

59) Ali Reza Khodabandeh, Mohammad Jahazi, Steve Yue and Philippe Bocher – „Impact toughness and tensile properties improvement throught microstructure control



- 43 -

in hot forged Nb-V microalloyed steel”, ISIJ International, Vol. 45 (2005), No. 2. pp. 272-280.

60) P. D. Hodgson, S. H. Zahiri and J. J. Whale – “The Static and Metadynamic Recrystallization Behaviour of an X60 Nb Microalloyed Steel”, ISIJ International, Vol. 44 (2004), No. 7, pp. 1224–1229

61) K.A. ALOGAB, D.K. MATLOCK, and J.G. SPEER - Abnormal Grain Growth During Heat Treatment of Microalloyed-Carburizing Steel. 62) K. INOUE, N. ISHIKAWA,1) I. OHNUMA, H. OHTANI2) and K. ISHIDA – „Calculation of Phase Equilibria between Austenite and (Nb, Ti, V)(C, N) in Microalloyed Steels”, ISIJ International, Vol. 41 (2001), No. 2, pp. 175–182 63) Masayuki HASHIMURA, Hiroshi HIRATA, Hideo KANISAWA, Kenichiro NAITO – “Development of Lead Free Micro Alloyed Steel for Crank Shafts” NIPPON STEEL TECHNICAL REPORT No. 88 July 2003. 64) Stefan Mantea, Titi Dulămiţă – “Teoria şi practica tratamentelor termice” 65) A Popov, L. Popova – “Indrumarul termistului. Diagramele izotermice şi termocinetice la descompunerea austenitei subrăcite. 66) BREVET DE INVENȚIE, Nr. 123031, autori: Neagu-Manicatide Mihai ş.a, titlu: OȚEL MICROALIAT, CU REZISTENȚĂ ŞI TENACITATE RIDICATĂ, ŞI PROCEDEU DE FABRICATIE

CURRICULUM VITAE

Informaţii personale

Nume/Prenume Neagu Manicatide Mihai Sabin

Adresa Nr. 4, Str. Medelnicerului, Bucuresti, Romania

Telefon 0040.721.228.623

Fax 0040.21.223.27.90

E-mail [email protected]

Cetăţenia Romana

Data naşterii 28.03.1970

Sex Masculin

Locul de muncă vizat / Aria ocupaţională

Institutul de Cercetari Metalurgice – ICEM SA, Bucuresti

Experienţa profesională

Perioada 1988 – 1990 2000 – 2002 2002 – 2008 2008 - prezent

Funcţia sau postul ocupat Lacatus inginer, Lab. inginer SAT inginer Biroul

Mecanic deformari plastice Protectia Muncii



- 44 -

Principalele activităţi şi responsabilităţi

Cercetare Aprovizionare, CTC SSM

Numele şi adresa angajatorului Castil ICEM ICEM ICEM

Bucuresti Bucuresti Bucuresti Bucuresti

Tipul activităţii sau sectorul de activitate

Proiectare Cercetari Metalurgice Cercetari Metalurgice

Articole in domeniul def. plastice

Caznice

Educaţie şi formare

Perioada 1994 – 1995 Universitatea „Ttransilvania” din Brasov

Facultatea Stiinta si Ingineria Materialelor

Specializarea Stiinta Materialelor

Calificarea / diploma obţinută Inginer diplomat

Domenii principale studiate / competente dobândite

1. 1. Programul INFRASTRUCTURILE CALITATII SI

STANDARDIZARII - curs de Formare a secretarilor si membrilor

2. Comitetelor Tehnice de Standardizare

2. Curs SSM 80 ore

3. Curs postuniversitar "Audit SSM si Evaluare De Riscuri"

240 ore

Numele şi tipul instituţiei de învăţământ / furnizorului de

formare

1. MEC - Bucuresti

2. MMFP “CPPPIM - BOTOSANI

3. UPB - Bucuresti

Nivelul de clasificare a formei de învăţământ formare

Master Auditul Sanatatii, Securitatii in munca – UPB

Facultatea IMST

Aptitudini şi competente personale

Limba maternă Romana

Limbi străine cunoscute

Autoevaluare Comprehensiune Vorbit Scris

Nivel european (*) Abilităţi de ascultare

Abilităţi de citire

Interacţiune Exprimare

Engleza bine bine bine bine bine

Franceaza bine bine bine bine bine (*) Cadrului european de referinţă pentru limbi



- 45 -

Lista lucrărilor publicate

1. Dr. Ing. Marian Petre,Ing. Elena Bugeag, Ing. Carmen Burcea, ING. MIHAI NEAGU „Oţel termorezistent1,25 Cr – 0,5 Mo cu caracteristici îmbunătăţite, CONFERINŢA NAŢIONALĂ ANIVERSARĂ, BUCURESŢI,, 26-27 OCTOMBRIE 2000”

2. . Dr. Ing. Marian Petre,Ing., ING. MIHAI NEAGU , Ing. Carmen Burcea, „Cercetari privind imbunatatirea caracteristicilor unui oţel 2,25 Cr – 1 Mo oprin microaliere”, CONFERINŢA NAŢIONALĂ ANIVERSARĂ, BUCURESŢI,, 26-27 OCTOMBRIE 2000

3. MIHAI NEAGU-MANICATIDE, Mircea BRĂILOIU, Patricia Neagu-Manicatide

„Determination varied of austenitic grain size with plastic deformation degree and temperature for microalloyed steel 0,4 % C-1,4% Mn-0,1% V” , Revista de Tehnologii Neconventionale Nr. 3, 2005, Editura BREN, ISSN – 1454-3087

4. MIHAI NEAGU-MANICATIDE, Mircea Brăiloiu,Patricia Neagu-Manicatide, Necula Dragoş - „Cercetări privind optimizarea tratamentului termic primar a oţelului ledeburitic X 155 CrVmMo12-1 cu scopul controlului segregaţiei”, Revista de Tehnologii Neconventionale Nr.4,2005, Editura BREN, ISSN – 1454-3087

5. Dr. ing. Rusănescu Carmen Otilia, Dr. ing Brăiloiu Mircea, ING. NEAGU MANICATIDE MIHAI

- „ Determinarea deformabilităţii oţelului microaliat cu vanadiu prin încercarea la torsiune” , ROMAT 2006, Bucuresti

6. Mihail Manda, Mircea Brăiloiu, NEAGU-MANICATIDE MIHAI, Neagu-Manicatide Patricia – ’’Modelarea matematică a încălzirii oţelului înalt aliat în vederea forjării, ROMAT 2006, Sweptember 28-29, Bucharest, Romania, pag.251-258.

7. Mircea Brăiloiu, Vasile Miron, Gheorghe Atanasiu, MIHAI NEAGU MANICATIDE

“Austenitic grain size variation with plastic deformation degree and temperature of microalloyed steel 0,4% C - 1,4%Mn - 0,1%V”, Conferinţa Ştiinţifică Tehnologii şi Materiale Avansate, UgalMat 2007, Galaţi.

8. MIHAI NEAGU MANICATIDE, Mircea Brailoiu, Alexandru Maniu, Patricia Neagu Manicatide

„Consideration regarding the microalloying influence of medium carbon steel about characteristics of hot deformation” ROMAT 2008, BUCURESTI”

9. Mircea Brăiloiu, NEAGU MANICATIDE MIHAI, Neagu Manicatide Patricia, Manda Mihail – “New production technologies of flat special steel products of high added value” BRAMAT 2009

10. MIHAI NEAGU-MANICATIDE, Mircea Brăiloiu, Patricia Neagu-Manicatide - ”The studies of hot plastic deformation for microalloyed steels withV and Nb”, Metalurgia International 2009, ISSN 1582-2214 vol. 3, 2009

11. P. Neagu-Manicatide, I. Carceanu, M. NEAGU-MANICATIDE, A. Veteleanu “Consideration Regarding the Characteristics of Some Complex Metallic Carbide – Type” Metalurgia International 2009, ISSN 1582-2214 vol. 3, 2009;

12. Patricia Neagu Manicatide, MIHAI NEAGU MANICATIDE, Irina Cârceanu, “Performant materials made of synthetized mettalic carbides created through tehniques specific to powder metallurgy”, Bucharest, ROMAT, 2008;



- 46 -

LISTA LUCRARILOR PREZENTATE LA MANIFESTĂRILE ŞTIIŢIFICE

Experienţa acumulată (inclusiv experienţa managerială) în alte programe / proiecte naţionale/internaţionale:

Programul / Proiectul Funcţia Perioada: de

la... până la... CEEX

„Tehnologii de fabricatie pentru produse lungi din oteluri microaliate cu rezistenta si tenacitate ridicate, destinate industriei de autovehicule”

colaborator 2006-2008

ORIZONT 2000

„Studiul mecanismelor de creştere a rezistenţei respectiv a tenacităţii pentru oţeluri microaliate cu V, Nb, Ti destinate tablelor groase”

Responsabil 2001

INVENT

„Tehnologii de tratamente termice în atmosferă controlată, pentru produse din oţeluri speciale”

colaborator 2001

RELANSIN

„ Tehnologii de fabricaţie pentru produsele lungi destinate industriei de autovehicule”

Colaborator 2000

ORIZONT 2000

Cercetări privind îmbunătăţirea calităţii tablelor din oţel laminat la rece de ambutisare adâncă

Colaborator 2000

ORIZONT 2000

Cercetări privind optimizarea produselor siderurgice obţinute prin deformarea plastică a semifabricatelor turnate continuu

Colaborator 2000

ORIZONT 2000

Cercetări privind realizarea caracteristicilor mecanice şi structurale ale benzilor laminate la cald în corelaţie cu condiţiile de răcire controlată

Colaborator 2000

Autor(i) Titlul Comunicării Denumire Manifestării Luna, anul, locul

Ing. Mircea Brăiloiu ING. MIHAI NEAGU

Ing. Carmen Burcea Ing. Ion Sârbu

Studiul corelaţiei dintre gradul de deformare plastică şi caracteristici

mecanice ale barelor din oţel carbon de calitate şi slab aliate, fabricate din ţagle

turnate continuu

Conferinţa Naţională Aniversară Bucuresţi

Octombrie 2000

Ing. Vasile Miron ING. MIHAI NEAGU

Ing. Dorin Penca

Studiul corelaţiilor caracteristici mecanice-parametrii de deformare plastică a benzilor

laminate la cald din oţeluri microaliate destinate fabricaţiei ţevilor sudate

Conferinţa Naţională de Metalurgie şi Ştiinţa

Materialelor Bucuresţi Septembrie 2001

Date post:	02-Feb-2017
Category:	Documents
Upload:	vuliem
View:	214 times
Download:	0 times

NeaguManicatideMihai..

Documents