TEZǍ DE ABILITARE - upet.ro Sorin/6. Teza_abilitare.pdf · Fig. 15. Diagrama de determinare a coeficientului de aderenţă 33 Fig. 16. Distanţa e între forţa medie şi axa poansonului

UNIVERSITATEA DIN PETROŞANI

TEZǍ DE ABILITARE

DEFORMAREA ORBITALĂ O METODĂ

DE DEFORMARE NECONVENŢIONALĂ

Domeniul: Inginerie Industrială

Autor

Prof.univ.dr.ing. Sorin - Dumitru GROZAV Universitatea Tehnică din Cluj Napoca

Departamentul Ingineria Fabricaţiei

2017

TEZǍ DE ABILITARE

DEFORMAREA ORBITALĂ

O METODA DE

DEFORMARE

NECONVENŢIONALĂ

Autor

Prof. univ.dr.ing. Sorin - Dumitru GROZAV

2017

DEFORMAREA ORBITALĂ O METODA DE DEFORMARE NECONVENŢIONALĂ

2

Lista figurilor din lucrare

Fig. 1. Deformarea orbitală a rotulei plastice 20

Fig. 2. Schema mecanismului de deformare prin rotulă plastică 21

Fig. 3. Forma focarului de deformare la deformarea orbitală a inelelor 23

Fig. 4. Zona de sub matriţa orbitală 24

Fig. 5. Zonele de deformare în funcţie de câmpul pătratic al vitezelor 24

Fig. 6. Deformarea orbitală prin descompunerea deformării în doua etape: una de

avans şi una de rotaţie 24

Fig. 7. Variaţia gradului de deformare 26

Fig. 8. Evoluţia gradului de neuniformitate a deformaţiilor 27

Fig. 9. Variaţia energiei de deformare la deformarea orbitală 28

Fig. 10. Fluxul radial pentru piesa aplatizată 29

Fig. 11. Mişcarea materialului şi a deformaţiei 30

Fig. 12. Testul de compresie a inelului circular 31

Fig. 13. Comparaţie între rezultatele experimentale şi cele teoretice ale lui Sato pentru

efortul de deformare 31

Fig. 14. Legătura între efortul circumferenţial εθ şi cel longitudinal (-εz) în diferite

variante de lubrifiere 32

Fig. 15. Diagrama de determinare a coeficientului de aderenţă 33

Fig. 16. Distanţa e între forţa medie şi axa poansonului în funcţie de coeficientul λ 34

Fig. 17. Diagrama de determinare a diametrelor bazei semimatriţei superioare oscilante

şi respectiv a semimatriţei inferioare în funcţie de excentritate 35

Fig. 18. Nomograma de calcul pentru timpul de deformare 36

Fig. 19. Corelaţia între timpul de deformare, traiectoria matriţei oscilante şi gradul de

deformare 37

Fig. 20. Diagrama de determinare a forţei de deformare 38

Fig. 21. Prezentarea comparativă a forţei de deformare convenţională şi deformarea

orbitală 39

Fig. 22. Schema de determinare a forţelor pentru deformarea inelelor circulare 40

Fig. 23. Analiza forţelor în centrul corpului 42

Fig. 24. Analiza forţelor în zona periferică de deformare 43

Fig. 25. Alegerea traiectoriei matriţei oscilante în funcţie de forma piesei 44

Fig. 26. Alte mişcări oscilatorii posibile 45

Fig. 27. Diagrama de reglaj a unghiului de înclinare a capului rotitor 46

Fig. 28. Determinarea unghiului optim de înclinare pentru realizarea gradului 47

Fig. 29. Curba tensiune de deformare-alungire pentru probele de plastilină 50

Fig. 30. Etapele progresive în timpul deformării orbitale a cilindrilor de plastilină 51

Fig. 31. Holograma de viteze (b) şi planele de deformare (a) la presarea orbitală a

cilindrilor din plastilină 52

Fig. 32. Diagramele de reducere a înălţimii pentru probele de plastilină 53

Fig. 33. Diagrama energiei în funcţie de adâncimea de penetrare pentru aluminiu 54

Fig. 34. Comparaţie între curbele teoretice şi experimentale ale forţei de deformare în


3

funcţie de adâncimea de penetrare pentru un disc de aluminiu 55

Fig. 35. Pata de contact dintre matriţa superioară şi semifabricat 55

Fig. 36. Curba cursă-sarcină pentru un semifabricat de aluminiu 56

Fig. 37. Variaţia timpului de deformare în funcţie unghiul de oscilaţie al semimatriţei

superioare şi de numărul de oscilaţii 56

Fig. 38. Legătura între tensiunea de deformare, numărul n de oscilaţii şi timpul

de deformare 57

Fig. 39. Variaţia timpului de deformare în funcţie de forţa de deformare şi numărul

de oscilaţii pentru diverse valori ale lui γ 57

Fig. 40. Comparaţie între deformarea orbitală şi cea convenţională la realizarea unei

roţi dinţate din plumb 58

Fig. 41. Variaţia presiunii de deformare pe suprafaţa de contact la aluminiu şi plumb 58

Fig. 42. Variaţia uniformităţii deformaţiei în funcţie de deformaţia axială z , şi de

raportul FR/FS 59

Fig. 43. Relaţia dintre uniformitatea deformaţiei şi deformaţia axială: 59

Fig. 44. Variaţia uniformităţii deformaţiei în funcţie de valoarea raportelor FR/FS

şi h/d 60

Fig. 45. Variaţia numărului de oscilaţii în funcţie de deformaţia axială de compresiune φz 61

Fig. 46. Variaţia numărului de oscilaţii n în funcţie de raportul forţelor FR/FS şi unghiul de

oscilaţie al matriţei superioare 61

Fig. 47. Variaţia gradului de umplere în funcţie de forţa de deformare şi numărul

de oscilaţii 62

Fig. 48. Variaţia gradului de umplere în funcţie de numărul de oscilaţii şi forma

semifabricatului 63

Fig. 49. Efectul forţei de deformare şi a numărului de oscilaţii asupra timpului de

deformare pentru diverse valori ale lui 63

Fig. 50. Diagrama forţei de deformare în timpul deformării orbitale a inelelor 64

Fig. 51. Diagrama momentului de deformare în timpul deformării orbitale a inelelor 65

Fig. 52. Diagrama diametrului interior în funcţie de coeficientul de reducere în înălţime 65

Fig. 53. Diagrama diametrului exterior în funcţie de coeficientul de reducere în înălţime 66

Fig. 54. Modificarea geometriei inelului în timpul unei oscilaţii complete a semimatriţei

superioare, în procesul de deformare orbitală 67

Fig. 55. Variaţia forţei de deformare în funcţie de grosimea peretelui inelului (S/R) şi

adâncimea de penetrare (H/R) 67

Fig. 56. Analiza macro şi micro-structurală a unei flanşe deformate orbital 68

Fig. 57. Diagrama procesului de deformare orbitală pentru o piesă din C15, cu

dimensiunile h0 = 20 mm, d0 = 40 mm 69

Fig. 58. Efectul traiectoriei semimatriţei oscilante asupra deformaţiei 70

Fig. 59. Efectul unghiului de oscilaţie asupra deformaţiei 71

Fig. 60. Diagrama forţelor de deformare în funcţie de avansul matriţei inferioare 71

Fig. 61. Diagrama forţei de deformare în funcţie de dimensiunile iniţiale ale

semifabricatului, pentru: f= 0,1 mm / rot, = 0,16, = 2° 71


4

Fig.62. Schema interdependenţei parametrilor de proces specifici deformării orbitale 73

Fig. 63. Diagrama de determinare a diametrelor bazei matriţei superioare oscilante şi

respectiv a matriţei inferioare în funcţie de excentritate 75

Fig. 64. Matriţa superioară: D-diametrul matriţei: = 2o 76

Fig. 65. Deviaţia de la suprafaţa teoretică a centrului oscilaţiei 77

Fig. 66. Comparaţie între precizia dimensională a piesei obţinută prin deformare orbitală

şi prin matriţare clasică 79

Fig. 67. Deformaţia elastică a matriţelor din oţel C120 80

Fig. 68. Formarea bavurii în cazul supradimensionării semifabricatului iniţial 81

Fig. 69. Defecte care apar la piesele deformate orbital 82

Fig. 70. Diagrama funcţională a procesului de deformare orbitală 84

Lista tabelelor din lucrare

Tabelul 1. Corespondenţa dintre mărcile de material experimentate 48

Tabelul 2. Compoziţia chimică a oţelului C 15( SR EN 10084:2000) 48

Tabelul 3. Compoziţia chimică a aluminiului EN AW-1050A (DIN EN 573-3:2009-08) 48

Tabelul 4. Compoziţia chimică a plumbului PB985R (SR EN 12 659:2002) 49

Tabelul 5. Caracteristicile mecanice ale materialelor experimentale 49

Tabelul 6. Valorile parametrilor mecanici ale materialelor experimentate 49

Tabelul 7. Comparaţie între parametri de deformare, la deformarea prin presare

orbitală şi cea clasică 74

Tabelul 8. Alegerea diametrelor matrițelor de deformare orbitală în funcție de

diametrul pieselor finite 76

Tabelul 9. Comparaţie între precizia dimensională a piesei obţinută prin deformare

orbitală şi prin matriţare clasică 81

Tabelul 10. Deformaţia elastică a matriţelor din oţel C120 82


5

PREAMBUL

Meseria de profesor universitar, prin contactul nemijlocit cu studenții, are, pe lângă

importanța ei, un farmec aparte. Te obligă, dar te și răsplătește. Te obligă să fii la curent cu

noutățile în domeniu; să-ți adaptezi discursul la un public diferit an de an; să-ţi refaci notițele

de curs să ai răbdarea să explici fiecăruia, de fiecare dată, și încă o dată; să te strădui să

transmiți cunoștințele tale către alte minți, diferite de a ta; să găsești modalități adecvate

pentru evaluarea acestor cunoștințe, să înveți să scrii cărți pentru a putea fi înțeles. Te

răsplătește, infinit mai mult, prin zâmbetul şi privirea celor care au înțeles explicația; prin

plăcerea de a răspunde întrebărilor venite din sala de curs; prin satisfacția unei note maxime

pe care o dai la examen; prin bucuria din ochii absolvenților și ai părinților acestora.

Mediul academic te învață că ideile dau cele mai bune roade doar în echipă. Ideile

pentru lucrările de licență sau disertație ale studenților, ideile pentru contractele de cercetare

cu mediul privat și cele pentru proiectele naționale și internaționale, cu parteneri naționali

sau internaționali, toate te fac să lucrezi împreună cu alți colegi, într-o echipă. Transpunerea

ideilor într-un plan de proiect, scrierea și realizarea acestui proiect te învață că interacțiunea

cu ceilalți nu este doar o componentă socială, ci este și o importantă componentă a

progresului tehnologic. Iar ordonarea ideilor și activităților din cadrul unui proiect de echipă

trebuie asumată de către un coordonator, care îndeplinește rolul de interfață intra-grup,

precum și de interfață în relațiile echipei cu exteriorul. Coordonatorul de proiect, numit

managerul proiectului, are capacitatea de a-și asuma responsabilitatea desfășurării și

finalizării proiectului, atât în nume personal, cât și colectiv, pentru întreaga echipă. Prin

atitudinea și implicarea lui, fiecare membru al echipei conștientizează atât responsabilitatea

individuală, cât și cea colectivă. Iar bucuria reușitei este savurată infinit mai plăcut în

echipă...

Concis, paragrafele de mai sus prezintă experiența academică a candidatului, ce va fi

detaliată în cele ce urmează. De la primele laboratoare ca asistent universitar și ajungând la

primele cursuri ca șef de lucrări, o dată cu coordonarea primelor lucrări studențești de

licență. De la prezentarea primului articol acceptat la o conferință, trecând prin cele publicate

în reviste și ajungând, apoi, la paginile care au văzut lumina tiparului. De la emoția acordării

primului brevet de invenție la emoția împărtășită cu studentul îndrumat la licenţă sau

disertație, în momentul susținerii. De la bucuria premiilor pentru rezultate ale cercetării, a

bucuriei întregii echipe pentru un proiect câștigat și finalizat, la satisfacția ”profesorului de

suflet” al unei întregi promoții de studenți.


6

Prezența candidatului în comisii pentru acordarea titlului de doctor în inginerie, aduce

un argument în plus la solicitarea atestatului de abilitare. Acesta va avea un puternic impact

pozitiv asupra dezvoltării activității academice de predare, de cercetare științifică, de

management și de tutoriat a candidatului, cercetarea doctorală reprezentând o muncă a

echipei candidat – îndrumător.

Atingerea etapei de certificare a dezvoltării profesionale și parcurgerea unui nivel

definitoriu în pregătirea științifică (prin susținerea tezei de abilitare în științe) nu ar fi fost

posibilă fără suportul mediului academic elevat al profesorilor aparținând Universității

Tehnice din Cluj Napoca.

Fără susținerea necondiționată a familiei, a încrederii, a ajutorului colegilor din cadrul

Departamentul de Ingineria Fabricaţiei, toate aceste lucruri nu ar fi fost posibile.

De aceea, acum, cu această ocazie, toate gândurile mele de bine se îndreaptă către ei,

cu mulțumire și sinceră apreciere.

Prof. dr. ing. Sorin-Dumitru GROZAV


7

CUPRINS

Preambul 5

Cuprins 7

Rezumat 9

Abstract 13

REALIZǍRI ŞTIINTIFICE ŞI PROFESIONALE ŞI PLANURI DE EVOLUŢIE

ŞI DEZVOLTARE A CARIEREI 17

Sectiunea I REALIZǍRI ŞTINŢIFICE, PROFESIONALE ŞI ACADEMICE 19

1.1. Cercetări ştiinţifice privind parametri de proces specifici deformării

plastice la rece, prin deformare orbitală 19

1.1.1. Mecanismul procesului de deformare orbitală 19

1.1.2. Lipsa de uniformitate a deformaţiilor şi gradul de deformare 25

1.1.3. Energia necesară în procesul de deformare orbitală 28

1.1.4. Frecarea în deformarea orbitală 29

1.1.5. Coeficientul de aderenţă dintre matriţă şi piesă 32

1.1.5.1. Excentricitatea forţei de deformare 32

1.1.6. Durata deformării 35

1.1.7. Forţa necesară deformării 37

1.1.7.1. Determinarea forţei de deformare pe presa cu matriţă

oscilantă la refulare 38

1.1.7.2. Determinarea forţei de deformare pentru deformarea

inelelor circulare 40

1.1.7.2.1. Analiza forţelor în zona centrală 40

1.1.7.2.2. Analiza forţelor în zona periferică 42

1.1.8. Traiectoria semimatriţei oscilante şi unghiul de înclinare 43

1.2. Cercetări ştiinţifice privind influenţa modificării parametrilor

tehnici asupra procesului de deformare orbitală 48

1.2.1. Cercetări efectuate pe plastilină 50

1.2.2. Cercetări efectuate pe aluminiu marca EN AW-1050A (DIN EN

573-3:2009-08) şi plumb PB985R (SR EN 12 659:2002) 53

1.2.2. Cercetări efectuate pe oţelul C 15 (SR EN 10084:2000) 64

1.2.3. Cercetări efectuate pe oţelul 1 C 35 (SR EN ISO 4957:2002) 70

1.2.5. Comparaţie între deformarea orbitală si cea clasică 71

1.3. Cercetări ştiinţifice privind construcţia şi execuţia sculelor pentru


8

deformare orbitală şi a materialele prelucrabile prin deformare orbitală 76

1.3.1. Construcţia şi execuţia sculelor pentru deformare orbitală 76

1.3.1.1. Spaţiul de lucru 76

1.3.1.2. Oţeluri pentru execuţia sculelor 77

1.3.1.3.Formă, dimensiuni de gabarit, prelucrare 78

1.3.1.4. Durabilitatea sculelor pentru deformarea orbitală 79

1.3.2. Materiale prelucrabile prin deformare orbitală 80

1.3.2.1.Noţiuni introductive privind materialele prelucrabile prin

deformare orbitală 80

1.3.2.2.Faze tehnologice şi grade de deformare 80

1.3.2.3.Precizia dimensională a pieselor, bavuri 81

1.3.2.4. Structura, configuraţia fibrajului şi duritatea pieselor

deformate orbitală 83

1.3.3.Defecte, cauze, remedii ale pieselor executate prin deformare orbitală 84

1.4. Realizări academice şi profesionale 87

1.4.1. Realizări academice 87

1.4.1.1. Capacitatea de a îndruma studenţi şi tineri cercetători 91

1.4.2. Realizări profesionale 93

1.4.3. Vizibilitatea, prestigiul şi impactul realizărilor academice,

profesionale şi ştiinţifice 94

Secţiunea II PLANURI DE EVOLUŢIE ŞI DEZVOLTARE A PROPRIEI

CARIERE PROFESIONALE, ŞTIINŢIFICE ŞI ACADEMICE 98

2.1. Sinteza realizărilor ştiinţifice de evoluţie şi dezvoltare a activităţilor

didactice 100

2.2. Planuri de evoluţie şi dezvoltare a propriei cariere profesionale,

ştiinţifice şi academice 101

2.2.1. Planuri de evoluţie şi dezvoltare a activităţilor didactice 102

2.2.2. Planuri de evoluţie şi dezvoltare a cercetărilor ştiinţifice 104

Secţiunea III REFERINŢE BIBLIOGRAFICE ASOCIATE 108

Anexe 130

Anexa 1 132

Anexa 2 133

Anexa 3 134

Anexa 4 135

Anexa 5 136

Anexa 6 137


9

REZUMAT

Teza de abilitare prezintă activităţile de cercetare şi didactice desfăşurate după

obţinerea titlului ştiinţific de doctor inginer (iunie 1995). Aceste două direcţii s-au dezvoltat

gradual având ca mod de desfăşurare două direcţii: cursurile susţinute în cadrul Facultăţilor

de Construcţii de Maşini şi Mecanică din Universitatea Tehnică din Cluj Napoca şi dorinţa de

cercetare în direcţiile în care competenţele şi abilităţile personale dobândite prin educaţia

obţinută tot în Universitatea Tehnică din Cluj Napoca şi prin experienţa profesională s-au

dovedit a fi valoroase. Cum este şi firesc cele două elemente prezentate mai sus sunt înrudite

astfel ca elementele didactice şi de cercetare s-au concentrat mai ales pe deformarea orbitală

dar au existat preocupări şi în alte direcţii specifice domeniului ingineriei industriale. O

analiză a activităţilor didactice şi de cercetare probează direcţiile în care s-au obţinut rezultate

notabile. Aceste direcţii de cercetare pot fi grupate astfel:

cercetări ştiinţifice privind parametri de proces specifici deformării plastice la rece,

prin deformare orbitală;

cercetări ştiinţifice privind influenţa modificării parametrilor tehnici asupra procesului

de deformare orbitală;

cercetări ştiinţifice privind construcţia şi execuţia sculelor pentru deformare orbitală şi

a materialele prelucrabile prin deformare orbitală.

Teza de abilitare conţine în prima sa secţiune REALIZǍRI ŞTINŢIFICE,

PROFESIONALE ŞI ACADEMICE, patru subcapitole dedicate prezentării celor mai

relevante realizări obţinute în domeniile menţionate.

Astfel în subcapitolul 1.1. sunt prezentate cercetările efectuate privind variaţia

parametrilor de proces specifici deformării orbitale. S-a insistat pe mecanica deformării

materialului, lipsa de uniformitate a deformaţiilor şi gradul de deformare, lucrul mecanic,

frecarea în deformarea orbitală, aderenţa dintre matriţă şi semifabricat pe durata deformării,

forţa necesară deformării, durata deformării, traiectoria semimatriţei oscilante şi unghiul de

înclinare. Pentru fiecare dintre aceşti parametri s-au prezentat cercetările efectuate şi

rezultatele obţinute. Se poate remarca că în ceea ce priveşte mecanismul deformării, se

constată că în cazul deformării orbitale nu se respectă principiile convenţionale de deformare

ci unele condiţii care ţin mai mult de deformarea neconvenţională. Alte concluzii desprinse

din acest subcapitol sunt:

gradele de deformare în cazul deformării orbitale oscilează între 40 şi 70%, fiind mult

mai mari decât la metodele convenţionale;

valoarea aparentă a frecării pentru deformarea orbitală este mai scăzută decât pentru

deformarea convenţională;


10

forma geometrică a suprafeţelor de contact în deformarea orbitală influenţează direct

presiunile locale exercitate de matriţa oscilantă pe suprafaţa piesei şi în concluzie

asupra modului de deformare;

timpul de deformare se află în corelaţie cu traiectoria matriţei oscilante şi cu gradul de

deformare;

forţa de deformare necesară la deformarea plastică a pieselor pe presa cu matriţă

oscilantă este egală cu o fracţiune (1/5...1/20) din cea necesară în metodele

convenţionale.

Scopul studiilor efectuate în subcapitolul 1.2. ”Cercetări ştiinţifice privind influenţa

modificării parametrilor tehnici asupra procesului de deformare orbitală”, a fost punerea în

evidenţă a influenţei modificării unor parametri tehnici asupra procesului de deformare

orbitală, precum şi eventuala interdependenţă dintre parametri procesului. Studiul variaţiei

diverşilor parametri ai deformării orbitale s-a efectuat experimental pentru trei tipuri de

materiale: PB985R, C 15 şi EN AW-1050A. Concluzia acestui subcapitol am prezentat-o sub

forma unui tabel din care rezultă clar că deformarea orbitală respectă condiţiile unei

deformări neconvenţionale.

Ca şi o concluzie finală a acestor două subcapitole am prezentat schema

interdependenţei parametrilor de proces specifici deformării orbitale. Ţinând cont de această

schemă, s-a încercat în cercetările experimentale să se urmărească, influenţele pe care le

exercită câte un parametru asupra unuia sau altuia dintre ceilalţi parametri ai deformării.

Rezultatul cercetărilor teoretice şi experimentale este faptul că principalul element care

intercondiţionează modul de variaţie al celorlalţi parametri ai deformării orbitale este forţa de

deformare.

În subcapitolul 1.3. ”Cercetări ştiinţifice privind construcţia şi execuţia sculelor pentru

deformare orbitală şi a materialelor prelucrabile prin deformare orbitală”, am prezentat în trei

părţi distincte construcţia şi execuţia sculelor pentru deformare orbitală, materialele

prelucrabile prin deformare orbitală şi defectele, cauzele, respectiv remediile pieselor

executate prin deformare orbitală. În prima parte m-am ocupat de spaţiul de lucru, oţelurile

pentru execuţia sculelor, formă, dimensiunile de gabarit, prelucrarea şi durabilitatea sculelor

pentru deformarea orbitală.

Concluzia acestei părţi este că la construcţia sculelor pentru deformarea orbitală sunt

valabile principiile similare construcţiei şi execuţiei sculelor pentru extrudarea pieselor din

oţel prin metode convenţionale.

În partea a doua a acestui subcapitol am efectuat cercetări privind materialele

prelucrabile prin deformare orbitală, fazele tehnologice şi gradele de deformare, precizia

dimensională a pieselor, bavurile rezultate, structura, configuraţia fibrajului şi duritatea

pieselor deformate orbital. În ultima parte a acestui subcapitol am prezentat cercetările

efectuate privind defectele care pot apare în deformarea orbitală, cauzele acestora şi

remedierile pieselor executate prin deformare orbitală.

Ca şi o concluzie generală a acestor trei subcapitole am prezentat diagrama

funcţională a procesului de deformare orbitală. În diagramă se prezintă pentru fiecare grupă

de factori, elementele pe care le înglobează, şi care pot influenţa procesul de deformare

orbitală.


11

Subcapitolul 1.4. ”Realizări academice şi profesionale” trece succint în revistă

principalele repere legate de evoluția carierei mele, din punct de vedere academic și

profesional din momentul în care am primit titlul academic de Doctor Inginer în domeniul

Inginerie Industriala, în anul 1995.

În cele trei părţi ale acestui subcapitol am prezentat realizările academice din cei 28

de ani de activitate în cadrul Universităţii Tehnice din Cluj Napoca, realizările profesionale

ale aceleiaşi perioade precum şi vizibilitatea, prestigiul şi impactul realizărilor academice,

profesionale şi ştiinţifice.

În secţiunea a doua PLANURI DE EVOLUŢIE ŞI DEZVOLTARE A PROPRIEI

CARIERE PROFESIONALE, ŞTIINŢIFICE ŞI ACADEMICE, sunt prezentate Sinteza

realizărilor ştiinţifice de evoluţie şi dezvoltare a activităţilor didactice, un set de principii ce

stau la baza activităţii, direcţiile de dezvoltare profesională, precum şi elementele concrete ce

contribuie la realizarea acestor planuri de viitor.

Direcţiile viitoare de dezvoltare sunt detaliate pe domenii ştiinţifice concrete

prezentându-se şi rezultatele preconizate. De asemenea sunt evidenţiate planurile de viitor în

legătura cu colaborările internaţionale şi programele cu finanţare naţională şi internaţională.

O direcţie importantă specificată în acesta secţiune este cea a coordonării doctoranzilor,

coordonare directă sau în cotutelă.

Secţiunea III REFERINŢE BIBLIOGRAFICE ASOCIATE, cuprinde lista referinţelor

folosite în cadrul tezei de abilitare.


12

Pagina albă


13

ABSTRACT

The ability thesis presents the researching and didactic activities developed after the

earning the scientific title of the Doctor Engineer in June, 1995. These two activities

gradually developed having as a way of proceeding two directions: the courses held at the

Faculty of Machine Building and at the Faculty of Mechanics, both belonging to the

Technical University from Cluj Napoca and the researching desire in the directions in which

the personal abilities and competences earned through the education obtained in the same

Technical University from Cluj Napoca, plus the professional experience, proved to be

valuable. Normally, the two elements presented above are related so the didactic and the

researching elements concentrated especially on the orbital deforming but there also existed

preoccupations in other directions specific for the field of the industrial engineering. An

analysis of the didactic and researching activities underlines the directions in which the

notable results were obtained. These researching directions can be grouped as follows:

the scientific researches regarding the process parameters specifics for the

plastic cold deforming, through the orbital deforming.

the scientific researches regarding the influence of the changing of the

technical parameters upon the orbital deforming process.

the scientific researches regarding the construction and the execution of the

tools for the orbital deforming and the materials processed by the orbital

deforming.

The ability thesis contains in its first section THE SCHIETIFICAL AND

ACADEMINAL ACHIEVEMENTS composed by 4 subchapters dedicated to the

presentation of the most relevant achievements obtained in the fields above mentioned.

Thus, in the subchapter 1.1 there are presented the researches realized regarding the

variation of the process parameters specific for the orbital deforming. It was insisted upon the

mechanic of the deforming of the material, upon the lack of the uniformity of the

deformations and upon the grade of the deforming, upon the mechanical work, upon de

friction in the orbital deforming, upon the adhesion between matrix and the preform material

during deformation, upon the force needed for deforming, upon the duration of deforming,

upon the trajectory of the oscillating half mold and upon the tilting angle. For each of these

parameters there were presented the researches realized and the obtained results. We can

observe that, regarding the deforming mechanism, we can establish that in the case of orbital

deforming the conventional principals of deforming are not respected, but some conditions


14

that are related more to the unconventional deforming. Other conclusions that we can draw

from this subchapter are:

the deforming degrees in the case of the orbital deforming oscillates between 40 and

70%, being much higher than the degrees from the conventional methods;

the apparent friction value for the orbital deforming is lower then the one for the

conventional deforming;

the geometrical form of the contact surfaces in orbital deforming directly influences

the local pressures exerted by the oscillating mold on the piece work surface and, in

conclusion, upon the forming mode;

the forming time is connected with the trajectory of the oscillating mold and with the

grade of deforming;

the deforming force needed at the plastic deforming of the work pieces on the press

with an oscillating mold is equal with a fraction (1/5...1/20) from the one needed in

the conventional methods.

The purpose of the studies realized in the subchapter 1.2 ”The scientific researches

regarding the influence of the changing of the technical parameters upon the orbital

deforming process” was the underlining of the influence of the changing of some technical

parameters upon the orbital deforming process, as well as the eventual interdependence

between the process parameters. The study of the variation of the diverse parameters

belonging to the orbital deforming was done experimentally for three types of materials:

PB985R, C 15 şi EN AW-1050A. This subchapter conclusion is presented in a table from

which you can see that the orbital deforming respects the conditions of an unconventional

deforming.

As a final conclusion of these two subchapters we presented the scheme of the

interdependence of the process parameters specifics for the orbital deforming. Taking into

account these two schemes, we tried in the experimental researches to track down the

influences that one parameter exerts upon another deforming parameter. The result of the

theoretical and experimental researches is the fact that the main elements which inter

conditions the way of variation of the other parameters of the orbital deforming is the

deforming force.

In the subchapter 1.3”The scientific researches regarding the construction and the

execution of the tools for the orbital deforming and of the processed materials for the orbital

deforming”, I presented in three distinct parts the construction and the execution of the tools

for the orbital deforming, the processed materials by orbital deforming and the defects, the

causes, respective the remedies of the executed pieces by orbital forming. In the first part I

took care of the working space, of the steels used in the execution of the tools, of the form, of

the overall dimensions, of the processing and of the durability of the tools from the orbital

deforming. The conclusion of this part is that at the construction of the tools for the orbital

deforming there are valuable the principles similar to the construction and to the execution of

the tools for the extruding of the steel parts through conventional methods. In the second part

of this chapter I have done researches regarding the materials processed by orbital deforming,


15

the technological steps and the deforming grades, the dimensional precision of the parts, the

burrs resulted, the structure and the configuration of the fibers and the hardness of the parts

subjected to the orbital deforming. In the last part of this chapter I have presented the

researches done regarding the defects that can appear in the orbital deforming, their causes

and the remedies of the parts executed through the orbital deforming.

As a general conclusion of these three subchapters I have presented the functional

diagram of the orbital deforming process. In the diagram I have presented for each factor

group, the elements that they are including and the ones that can influence the orbital

deforming process.

The subchapter 1.4 ”The academic and professional resources”, briefly reviews the

milestones related to the evolution of my career, from the academic and professional point of

view from the moment that I received the academic title of Doctor Engineer in the field of

Industrial Engineering, in the year 1995. In the three parts of this subchapter I have presented

the academic achievements from the 28 years of activity inside the Technical University from

Cluj Napoca, the professional achievements of the same period, as well as the visibility, the

prestige and the impact of the academic, professional and scientific achievements.

In the second part, entitled THE PLANS FOR THE EVOLUTION AND THE

DEVELOPMENT OF MY OWN PROFESSIONAL, SCIENTIFIC AND ACADEMIC

CAREER, there are presented the Synthesis of the scientific achievements of the didactic

activities` evolution development, a set of principles that stay at the basis of the activity, the

professional development directions, as well as the concrete elements that contributes to the

achievements of these plans in the future.

The future directions of development are detailed on concrete scientific domains,

appearing also the expected results. Likewise, there are pointed out the future plans in

connection with the internationals collaborations and the programs with the national and

international funding. An important direction specified in this section is the one of the

coordination of the Phd students, which is a direct coordination or a joint one.

The Section III THE ASSOCIATED BIBLIOGRAPHICAL REFERENCESA

includes the list of the references used in the ability thesis.


16

Pagină albă


17

REALIZǍRI ŞTIINŢIFICE ŞI PROFESIONALE ŞI PLANURI

DE EVOLUŢIE ŞI DEZVOLTARE A CARIEREI


18

Pagină albă


19

Secţiunea I

REALIZǍRI ŞTIINŢIFICE, PROFESIONALE ŞI ACADEMICE

Realizările ştiinţifice, profesionale şi academice obţinute după conferirea titlului de

doctor în ştiinţă s-au concentrat în principal pe domeniul deformării orbitale, dar au existat

preocupări şi în alte domenii specifice ingineriei industriale.

Cercetările ştiinţifice şi activităţile didactice au fost corelate cu disciplinele predate în

calitate de titular: Utilaje şi tehnologii pentru deformare plastică (1996-2007), Proiectarea

maşinilor-unelte pentru prelucrări prin deformare plastică (1992-2008), Mecanizarea şi

automatizarea proceselor tehnologice de aşchiere şi deformare (1992-2008), Tehnologia

presării la rece (1996-2007), Utilaje şi instalaţii pentru prelucrarea materialelor plastice şi

compozite (1998-2009), Maşini de prelucrare prin deformare plastică (2004-prezent), Maşini

şi echipamente de fabricaţie (2009-2013), Bazele proceselor de prelucrare prin deformare

plastică (2008-prezent), Tehnologii de prelucrare prin deformare plastică (2009-prezent),

Mecanizarea şi automatizarea proceselor tehnologice de aşchiere şi deformare (2009-

prezent), Tehnologii de fabricaţie (2009-prezent), Tehnologii de asamblare (2012-prezent),

Automatizarea fabricaţiei (2011-prezent), Tehnologii şi echipamente avansate de presare la

rece (2011-prezent).

O analiză a activităţilor de cercetare ştiinţifică probează direcţiile în care s-au obţinut

rezultate. Aceste direcţii de cercetare pot fi grupate astfel:

Cercetări ştiinţifice privind parametri de proces specifici deformării plastice la rece, prin

deformare orbitală;

Cercetări ştiinţifice privind influenţa modificării parametrilor tehnici asupra procesului de

deformare orbitală;

Cercetări ştiinţifice privind construcţia şi execuţia sculelor pentru deformare orbitală şi a

materialele prelucrabile prin deformare orbitală;

1.1 . Cercetări ştiinţifice privind parametri de proces specifici deformării

plastice la rece, prin deformare orbitală

1.1.1. Mecanismul procesului de deformare orbitală

Pentru a putea trata mecanismul deformării materialului în timpul deformării orbitale

se folosesc mai multe modele în funcţie de forma semifabricatului.

Un prim model este dezvoltat pentru semifabricatele cilindrice, unde se estimează că

în centrul piesei vor acţiona tensiuni considerabile de gradul I. În cazul deformării cu focar


20

îngust apar tensiuni suplimentare de compresiune, iar, dacă focarul este lat, tensiunile

suplimentare sunt de întindere şi acestea pot duce chiar la distrugerea semifabricatului.

Analizând acest mod de deformare, în analogie cu laminarea inelelor, pentru

simplificarea modului de curgere a materialului, se poate lua în consideraţie o stare plană de

deformaţii. S-au luat în calcul şi modelări mult mai complexe ale fenomenului. Una dintre

acestea scoate în evidenţă apariţia unei zone secundare de deformare plastică, pe lângă zona

principală de deformare. Aceasta supoziţie a fost pusă în discuţie şi de Hawkyard, [HAW79].

Cu ajutorul acestui model, se poate explica de ce la

deformarea orbitală există o presiune scăzută în centrul

piesei. Apariţia acestei zone secundare de deformare

plastică, pe care am numit-o "rotulă plastică", a fost

investigată în scopul determinării eforturilor

suplimentare laterale, care împiedică curgerea zonei

deformate. Dacă se presupune că presiunea laterală este

uniform distribuită pe faţa laterală a zonei nedeformate,

atunci rezultanta forţelor acţionează la jumătatea razei

semifabricatului (R/2). În acest caz lungimea arcului

zonei nedeformate, poate fi considerată ca lungimea unei

plăci subţiri. Cele două extremităţi ale acestei plăci

reprezintă chiar zona de deformare şi poate fi

considerată ca o articulaţie. În poziţia diametral opusă

zonei de deformare, în anumite condiţii care depind de

geometria piesei (raportul h/R) eforturile care apar vor

aduce materialul în stare plastică, formând "rotula

plastică", figura 1. [GRO16A], [HAW79]. Fig. 1. Deformarea orbitală a

rotulei plastice.

Astfel, semimatriţa oscilantă creează o zonă de curgere radială OAB, care face ca

zonele x şi y să se extindă prin pivotare în jurul uneia sau mai multor rotule plastice W, W'.

Datorită rezistenţei opuse de zonele adiacente şi datorită frecării cu semimatriţa

oscilantă, extinderea suprafeţelor frontale ca rezultat al curgerii radiale din zona de deformare

OAB este mică. Deci mecanismul predominant de curgere a materialului, la deformarea

orbitală, este prin pivotare în jurul rotulelor plastice. În figura 2 s-au reprezentat schematic

fenomenele care au loc la o astfel de curgere. Din figură se poate observa că rotula plastică se

deplasează pe circumferinţa piesei, rămânând diametral opusă petei de contact.

Porţiunea din interiorul punctului de pivotare al rotulei, este supusă unor eforturi

laterale de întindere, care vor diminua grosimea ei, în timp ce porţiunea exterioară va fi

comprimată lateral şi îşi va mări grosimea. Dacă se consideră că iniţial pătrunderea

semimatriţei superioare în piesă (fără rotire) este sub forma unei benzi înguste, rotula va avea

grosimea h0, figura 2,a. Momentul necesar pentru ca rotula să se afle în întregime în stare

plastică este:

4

2

0hhM CP

(1)

Presiunea laterală care acţionează de-a lungul frontierei petei de contact, va fi dedusă

din relaţia:


21

4

2

02

0

hhMhhP CPh

(2)

din care rezultă:

4

ChP

(3)

Deplasarea simplificată a materialului sub acţiunea semimatriţei superioare este redată

în figura 2,b. Regiunile A şi B se deplasează tangenţial de-a lungul liniilor de discontinuitate

a vitezelor xOy. Presiunea laterală va fi Pl = σc / 2, iar energia minimă se obţine când

deplasarea se face după normala la axa Oz a avansului.

Fig. 2. Schema mecanismului de deformare prin rotulă plastică: 1-bandă de

deformare; 2-forţa matriţei


22

În cazul în care nu apar alte deformaţii care necesită o energie mai mică (de exemplu

flambajul), se va dezvolta o rotulă plastică. Curgerea materialului pe direcţia radială, în zona

de deformare, care este îngustă, se datorează unei compresiuni uniaxiale şi este redusă

datorită influenţei zonelor rigide învecinate.

În concordanţă cu modelul rotulei plastice, procesul de deformare orbitală devine

foarte complex, deformarea continuând cu îngroşarea exteriorului şi subţierea centrului

piesei. Astfel pata de contact îşi va mări corespunzător dimensiunea spre exterior, odată cu

reducerea ei spre zona centrală (după rotirea cu 180°). Efectul redistribuirii materialului în

acest caz, se poate observa în figura 2,c.

Pata de contact se va scurta înspre zona centrală, în timp ce grosimea rotulei 2h0 - g şi

forţa laterală necesară producerii rotulei, se măresc. Forţa necesară producerii discontinuităţii

(x'Oy') se reduce datorită micşorării lungimii, figura 2,d. Datorită scăderii progresive a

lungimii de contact cu semimatriţa oscilantă g, forţa de formare a rotulei plastice, poate egala

forţa de producere a discontinuităţilor, situaţie în care ambele mecanisme de deformare sunt

probabile. Teoretic acest lucru are loc pentru: g = 0,62 h0 .

În figura 2,e se prezintă o dispunere unghiulară a rotulei într-o poziţie care necesită un

moment plastic mai redus. În toate cazurile prezentate s-a considerat că pata de contact este

îngustă, iar deplasarea radială a materialului este neglijabilă. În mod real însă, zona deformată

are un unghi la centru de aproximativ 45°, deci deplasarea radială trebuie neapărat luată în

considerare. Acest fenomen duce la scăderea presiunii spre muchii, lucru evident şi din

rezultatele experimentale. În figura 2,f sunt redate cele trei mecanisme care contribuie la

deformarea piesei. Regiunea centrală C este deformată sub semimatriţă prin efectele

combinate ale tensiunilor plane şi normale de compresiune. Regiunea intermediară D, se va

deforma tangenţial suferind o îngroşare şi este traversată de o rotulă plastică, fapt ce duce la

mărirea petei de contact. Presiunea mare care se înregistrează în această regiune se datorează

tensiunilor de sens contrar şi unei mari cantităţi de energie disipată. Materialul din regiunea

exterioară R, suferă şi el o deplasare tangenţială plus o îngroşare, iar în acelaşi timp se

deplasează spre muchii. În acest mod are loc fenomenul care face ca presiunea la muchie să

egaleze σc.

În cazul deformării orbitale a inelelor, pe baza legii rezistenţei minime, focarul de

deformare este împărţit în zone de curgere predominante după o direcţie radială sau

circumferenţială, figura 3.

Pentru unghiuri mici de înclinare a semimatriţei superioare, focarul de deformare are

o întindere mai mare în direcţie circumferenţială (tangenţială), formând un focar lat, curgerea

fiind preponderentă în direcţia radială. Liniile care separă curgerea sunt pe direcţie radială (m

- n) şi radial - circumferenţială, figura 3,a. Pentru unghiuri mari de înclinare a semimatriţei

superioare, dimensiunea maximă a focarului este pe direcţie radială (focar îngust), iar

curgerea are loc preponderent după o direcţie circumferenţială. Liniile de separare ale

curgerii sunt pe direcţie circumferenţială (k - l) şi radial circumferenţială. În funcţie de

avansul utilizat, există o valoare limită a unghiului de înclinare a semimatriţei, pentru care

focarul are întindere egală pe ambele direcţii, la fel şi curgerea are loc în egală măsură după

cele două direcţii.


23

Experimental am stabilit valoarea acestui unghi la 3°, fără să putem specifica valoarea

avansului.

De-a lungul liniilor de demarcaţie a curgerii pe cele două direcţii, tensiunea

tangenţială trebuie să fie orientată la 45°, faţă de o direcţie radială sau circumferenţială, lucru

confirmat experimental.

Deformaţia circumferenţială εθ , are loc după un contur închis, conducând la creşterea

Fig. 3. Forma focarului de deformare la deformarea orbitală a inelelor.

dimensiunilor radiale ale inelului, analog cu laminarea inelelor. Desigur că şi

deformaţia radială duce tot la modificarea acestor dimensiuni. Experimental s-a stabilit că

efectul combinat al celor două deformaţii conduce la micşorarea orificiului în cazul

deformării cu focar îngust şi la o mărire a sa în cazul focarului lat, în timp ce diametrul

exterior îşi măreşte valoarea în ambele cazuri.

Un alt mod de definire a mecanismul deformării orbitale in condiţiile de limitare a

vitezelor de deformare, ca şi zona de sub semimatriţa conică sunt redate în figura 4. Câmpul


24

pătratic al vitezelor a dus la scoaterea în evidenţă a 6 zone de deformare, care conform figurii

5 sunt:

zonă principală de deformare – I;

trei zone secundare de deformare – IV,V si VI;

două zone rigide de deformare – II si III.

Fig. 4. Zona de sub matriţa orbitală: 1 –

matriţa superioară vibratoare;2 – matriţa

inferioară

Fig. 5. Zonele de deformare in funcț ie de

câmpul pătratic al vitezelor: 1 – zona

rigidă; 2 – zona principală; 3 – zona

secundară.

În zona principală de deformare, s-a definit un câmp pătratic de viteze, iar în cele trei

zone secundare, ţinând cont de dimensiunile lor reduse, sunt plasate 3 rotule plastice.

Un alt model pentru deformarea orbitală a discurilor şi inelelor se poate realiza prin

descompunerea deformării orbitale în doua etape: una de avans şi una de rotaţie, fig. 6. Pentru

fiecare etapă se scriu câmpul vitezelor, calculându-se modificarea diametrului în timpul

primei rotaţii şi următoarelor.

Fig. 6. Deformarea orbitală prin descompunerea deformării in doua etape: una de avans şi

una de rotaţie

În concluzie se constată că în cazul deformării orbitale nu se respectă principiile

convenţionale de deformare ci unele condiţii care ţin mai mult de deformarea

neconvenţionala cum ar fi:


25

În cazul deformării cu focar îngust apar tensiuni suplimentare de compresiune iar,

dacă focarul este lat, tensiunile suplimentare sunt de întindere şi acestea pot duce

chiar la distrugerea semifabricatului.

În cazul deformării orbitale a inelelor, pe baza legii rezistenţei minime, focarul de

deformare este împărţit în zone de curgere predominante după o direcţie radială sau

circumferenţială. Pentru unghiuri mici de înclinare a semimatriţei superioare, focarul

de deformare are o întindere mai mare în direcţie circumferenţială (tangenţială),

formând un focar lat, curgerea fiind preponderentă în direcţia radială. Pentru unghiuri

mari de înclinare a semimatriţei superioare, dimensiunea maximă a focarului este pe

direcţie radială (focar îngust), iar curgerea are loc preponderent după o direcţie

circumferenţială. De-a lungul liniilor de demarcaţie a curgerii pe cele două direcţii,

tensiunea tangenţială trebuie să fie orientată la 45°, faţă de o direcţie radială sau

circumferenţială, lucru confirmat experimental.

Câmpul pătratic al vitezelor a dus la scoaterea în evidenţă a 6 zone de deformare,

dintre care: una este zona principală de deformare, două sunt zone rigide de deformare

si trei sunt zone secundare de deformare.

1.1.2. Lipsa de uniformitate a deformaţiilor şi gradul de deformare

Gradele de deformare în cazul deformării orbitale oscilează între 40 şi 70%, fiind mult

mai mari decât la metodele convenţionale.

Dacă studiem modul de deformare al unei epruvete cilindrice, refulată prin deformare

orbitală, vom putea observa următoarele, conform figurii 7:

- gradul de deformare pe înălţime se calculează cu relaţia :

h

hh1

(4)

unde: Δh este variaţia înălţimii după refulare şi h înălţimea iniţială a semifabricatului.

În figura 7,a se poate remarca faptul că pentru valori mari ale raportului h/d, deformaţia mai

puternică este situată la partea superioară a semifabricatului, în timp ce la valori mici ale

raportului, partea inferioară a semifabricatului suferă o deformaţie mai puternică. Acest

fenomen este cauzat de trecerea materialului de pe faţa laterală pe cea inferioară, fapt ce

conduce la micşorarea distanţelor reţelei laterale. Zona de mijloc a semifabricatului este puţin

deformată şi se poate spune că nu depinde de raportul h/d.

- gradul de deformare radial se poate exprima cu relaţia:

R

Rr

(5)

unde: ΔR este modificarea razei cilindrului după deformare, iar R este raza sa iniţială.

În figura 7,b este reprezentată variaţia gradului de deformare radial. Din figură se poate

observa că pe suprafaţa inferioară a semifabricatului, distribuţia deformaţiei radiale este

asemănătoare cu cea din cazul refulării convenț ionale, având o zonă de centru staţionară,

respectiv o zonă de margine cu deformaţie maximă. Pe suprafaţa inferioară însă repartiţia


26

deformaţiei are ca şi particularitate distinctă apariţia unei deformaţii de intensitate medie,

chiar în zona de centru.

O importanţă deosebită pentru studiul deformării o are şi cunoaşterea gradului de

neuniformitate al deformaţiilor, care se poate exprima prin raportul:

mind

d msx

dn

(6)

unde dmax şi dmin sunt diametrele maxime şi minime ale semifabricatului deformat (figura 8).

a)

b)

Fig. 7. Variaţia gradului de deformare: a) pe înălţime; b) radial.


27

Dependenţa neuniformităţii deformaţiilor în funcţie de gradul de deformare pe

înălţime, pentru diferite rapoarte h/d, este prezentată în figura 8,a, iar în figura 8,b se prezintă

dependenţa gradului de neuniformitate faţă de raportul h/d la un acelaşi grad de deformare.

Din această diagramă rezultă că neuniformitatea deformaţiilor creşte aproximativ liniar până

la valoarea maximă atinsă de gradul de deformare între 0,4...0,5, după care scade lent.

Neuniformitatea este mai accentuată pentru valori mari ale raportului h/d.

Alţi doi parametri importanţi, care pot modifica neuniformitatea deformaţiilor, sunt forţa

axială şi avansul. Influenţa lor asupra neuniformităţii se poate observa în figura 8,c şi d, de

unde rezultă că odată cu creşterea valorilor acestor parametri, se reduce neuniformitatea

deformaţiilor.

Fig. 8. Evoluţia gradului de neuniformitate a deformaţiilor: a – în funcţie de gradul de

deformare pe înălţime; b – în funcţie de raportul h/d; c – în funcţie de forţa axială; d – în

funcţie de avans.


28

1.1.3. Energia necesară în procesul de deformare orbitală

Pentru stabilirea consumului energetic necesar deformării orbitale se poate exprima

energia de deformare pentru o oscilaţie, sub forma:

RTtot EEE (7)

unde:

ET, este energia corespunzătoare procesului de translaţie fie pentru semimatriţa

superioară, fie pentru cea inferioară;

ER , energia consumată în mişcarea oscilatorie a semimatriţei superioare de forma:

Sh

hInRsdVE z

V

ZT

0

02

(8)

Fig. 9. Variaţia energiei de deformare la deformarea orbitală.

Reprezentarea grafică a acestor 3 relaţii (6 – 9) este prezentată în figura 9, pentru

deformarea orbitală a unei piese cilindrice din aluminiu (R=12,5 mm, h0 = 6,4 mm), la care s-

a modificat adâncimea de pătrundere.

Din această reprezentare grafică se poate observa că ponderea relativă a celor două

componente ale energiei de deformare, depinde de adâncimea de pătrundere, aflându -se în

raportul:

(9)


29

5,2...7,1

T

R

E

E

(10)

1.1.4. Frecarea în deformarea orbitala

Scopul acestui subcapitol este de a scoate în evidenţă modul în care forţele de frecare

implicate în procesul deformării orbitale influenţează asupra parametrilor de proces specifici

şi implicit asupra formei semifabricatului. La baza acestui studiu stau o serie de

experimentări, care au urmărit în mod special efectele frecării asupra formei semifabricatului

şi distribuţia eforturilor compresive. Conform acestor experimentări semifabricatele cu

diferite rapoarte H/D au fost marcate prin crestare cu ajutorul unui diamant, crestare de pas

constant de-a lungul întregii lor lungimi laterale. Remăsurarea spaţiului dintre aceste

crestături după deformare este folosită pentru determinarea distribuţiei eforturilor pe înălţime.

Măsurând lungimea în două puncte s-a putut determina valoarea de indicator a efortului

longitudinal, εz = ln(l/l0), unde l şi l0 reprezintă măsura lungimilor iniţială şi finală a piesei.

Fig. 10. Fluxul radial pentru piesa aplatizată. H/D = 20/20 mm, H/h = 2. Deformarea

orbitală: a) lubrifiată; b) nelubrifiată. Deformarea convenţională: c) lubrifiată; d)

nelubrifiată.

Efortul radial a fost măsurat ca εθ = - ln(d/D), unde d şi D reprezintă diametrul final şi

respectiv iniţial ale piesei. Semifabricatele similare au fost deformate orbital şi convenţional

în condiţii variate de lubrifiere. Compresia a fost efectuată până când au apărut fisuri


30

macroscopice în pereţii laterali, făcându-se comparaţii ale deformaţiilor limită pentru fiecare

piesă. Experimentele fotografice ale fluxului radial sunt prezentate în figura 10.

Din figură se poate observa diferenţa distinctă în planul radial între suprafaţa

inferioară şi superioară ale semifabricatului deformat orbital nelubrifiat. De asemenea, în

cazul în care a fost lubrifiat, se observă o mai mică curbură în semifabricatul deformat orbital

decât în cel convenţional. Acest efect rezultă dintr-un grad mai mic de constrângere în zona

de contact a semimatriţei în deformarea orbitală. Cu ajutorul crestăturilor de pas constant pot

fi observate schimbările de formă şi mişcare pe suprafaţa liberă. Aceste schimbări, prezentate

în fig.11, indică faptul că pereţii laterali ai semifabricatului sunt integraţi în noile suprafeţe,

superioară şi inferioară după cum continuă împrăştierea radială. Această mişcare are loc

preferenţial spre suprafaţa superioară în condiţii de lubrifiere şi spre suprafaţa inferioară când

nu a avut loc lubrifierea.

Fig. 11. Mişcarea materialului şi a deformaţiei ( H/D = 20/20 mm).

Diagramele din figura 11 arată că fluxul circumferenţial (răsucirea) creşte în condiţii

de nelubrifiere, după cum arată panta celei ce a fost înainte de deformare o linie verticală.

Diagramele arată, de asemenea, că fluxul radial a fost îmbunătăţit când se foloseşte

lubrifierea în deformarea orbitală. După cum se vede, lubrifierea conduce la o formă mai

uniformă a semifabricatului şi reduceri mai mari de înălţime indiferent de valoarea iniţială a

înălţimii.

Pentru determinarea coeficienţilor de frecare în diferite procese de deformare, s-au

folosit ca instrumente de cercetare, testele de compresie inelară. Folosind metoda de

compresie a inelului circular Kunoki, şi presupunând că frecarea în procesul de deformare

orbitală poate fi determinată în mod similar, coeficienţii aparenţi de frecare în testele de

deformare orbitală, μ, au fost determinaţi ca fiind 0,1 pentru condiţii de nelubrifiere, 0,05

pentru semilubrifiere şi 0,04 pentru condiţii de lubrifiere. Starea lubrifiată s-a realizat

aplicând bisulfură de Mo şi ulei mineral. Eşantioanele semilubrifiate nu au fost curăţate după


31

prelucrare şi astfel au conţinut un reziduu mic de lubrifiant, nefiind folosită încă o lubrifiere

pentru aceste semifabricate. Semifabricatele nelubrifiate au fost curăţate şi încălzite pentru a

înlătura orice urmă de lubrifiant.

Fig. 12. Testul de compresie a inelului circular. Dext=30 mm, Dint=15 mm, H=10 mm

(1)nelubrifiat; (2)semilubrifiat; (3)lubrifiat.

Valorile coeficienţilor de frecare pentru testele inelare sunt prezentate în figura 12.

Fig. 13. Comparaţie între rezultatele experimentale şi cele teoretice ale lui Sato pentru

efortul de deformare.


32

Din figura 11 se poate vedea că mici cantităţi de lubrifiant determină diferenţe

considerabile a valorilor forţei de frecare, în timp ce întrebuinţarea suplimentară a

lubrifiantului are doar un efect marginal. Se poate observa de asemenea că valoarea aparentă

a frecării pentru deformarea orbitală este mai scăzută decât pentru cea convenţională.

Fig. 14. Legătura între efortul circumferenţial εθ şi cel longitudinal (-εz) în diferite variante

de lubrifiere: (1) nelubrifiat; (2) semilubrifiat; (3) lubrifiat.

Rezultatele comparative ale eforturilor longitudinale şi circumferenţiale ne indică

uniformitatea deformaţiilor semifabricatului ca în figura 13.

Dacă luăm în consideraţie linia punctată din figura 14 (εθ = -εz/2) ca reprezentând

deformaţia omogenă, orice curbă cu un gradient mai mare decât această linie indică existenţa

unei deformaţii în formă de butoi. Întrucât toate semifabricatele au fost deformate până la

micro - fisuri ale pereţilor, s - au determinat eforturi mai mari când deformaţia s - a apropiat

de omogenitate. Se observă că deformarea orbitală permite realizarea unui efort critic mai

mare decât deformarea convenţională, din cauza frecării mai mici la interfeţele matriţă -

semifabricat.

Legătura între efortul circumferenţial εθ şi cel longitudinal (-εz) în diferite variante de

lubrifiere (nelubrifiat; semilubrifiat; lubrifiat) este prezentata in figura 14.

1.1.5. Aderenţa dintre matriţă şi semifabricat

Zona de aderenţă a materialului semifabricatului la matriţă poate fi definită pe baza

unei analize geometrice privind intersecţia suprafeţei elicoidale cu o suprafaţă conică

tangentă. Din analiză rezultă că formarea acestei zone depinde de raportul dintre dimensiunea


33

2R tg γ/s şi coeficientul a/R (unde a este lungimea arcului de aderenţă), precum şi de raportul

dintre zona de aderenţă S şi întreaga suprafaţă a corpului:

2R

S

(11)

unde: S, reprezintă suprafaţa de contact dintre semifabricat şi matriţa superioară.

Fig. 15. Diagrama de determinare a coeficientului de aderenţă.

Cunoaşterea coeficientului λ permite determinarea presiunii suportate pe zona de

aderenţă. Din graficul dat în figura 15 se poate determina direct valoarea limită λlim ,

corespunzând unei valori limită a raportului (a/R)lim , aceasta permiţând calcularea valorii

minime a presiunii.

Suprafaţa de contact între matriţa oscilantă şi piesă, se poate calcula în cazul

deformării pieselor cilindrice după formula:

2

1

1cos

R

RdR

R

f

RS

(12)


34

în care:

f este avansul semimatriţei inferioare pe ciclu de oscilaţie;

22 2

2

tg

fS

(13)

R1 şi R2 sunt razele interioară şi respectiv exterioară a piesei cu simetrie cilindrică.

O soluţie mai precisă pentru determinarea coeficientului de aderenţă în cazul pieselor

cilindrice pline este de forma:

(14)

unde: ΔH este variaţia înălţimii în cursul unei oscilaţii.

Această relaţie conduce la rezultate foarte apropiate faţă de cele obţinute în situaţii

normale de deformare.

Fig. 16. Distanţa e între forţa medie şi axa poansonului în funcţie de coeficientul λ.

Calculul acestei suprafeţe de contact devine complex pentru alte piese şi mişcări

oscilatorii. Forma geometrică a acestor suprafeţe de contact influenţează direct presiunile

locale exercitate de matriţa oscilantă pe suprafaţa piesei şi în concluzie asupra modului de

deformare.

63.0

2

22

48.0

Rtg

HRS


35

1.1.5.1. Excentricitatea forţei de deformare

Coeficientul de aderenţă λ este de asemenea important pentru determinarea

excentricităţii forţei de deformare e.

Fig. 17. Diagrama de determinare a diametrelor bazei semimatriţei superioare oscilante şi

respectiv a semimatriţei inferioare în funcţie de excentritate: a - limita de aderenţă între

semimatriţa superioară şi semifabricat; b - cazul în care suprafaţa de aderenţă este jumătate

din suprafaţa semifabricatului.

Excentricitatea forţei de deformare e, reprezintă distanţa între punctul de aplicare al

forţei de deformare şi axa piesei. Se determină din diagrame de genul celei din figura 17 în

funcţie de λ. Excentricitatea se poate utiliza de asemenea la verificarea diametrului matriţei

superioare oscilante şi respectiv a matriţei inferioare, cu ajutorul unor nomograme prezentate

în figura 17.


36

1.1.6. Durata deformării

Determinarea timpului de deformare se face pentru toate fazele procesului de

deformare, în funcţie de gradul de deformare logaritmic şi volumul semifabricatului

(respectiv diametrul acestuia).

Pentru calculul timpului de deformare se utilizează nomograme de genul celei din

figura 18. Considerând un proces de deformare plastică, de refulare prin deformare orbitală,

care are loc în două faze:

faza I, care durează până la atingerea presiunii reglate, (respectiv forţa de deformare)

avem parametri:

reglatFF

l

l

tconsv

;0

ln

tan

;0

1

0

1

1

(15)

în care l0 şi lI sunt lungimea iniţială a semifabricatului şi lungimea semifabricatului la

sfârşitul fazei a I-a.

Fig. 18. Nomograma de calcul pentru timpul de deformare: ϕ - gradul de deformare

logaritmic; i - frecvenţa de oscilaţie a matriţei superioare; l0, d0 - lungimea şi diametrul

iniţial al semifabricatului.

Din relaţia (15) rezultă:


37

l1=Ie

l0

(16)

cu ajutorul căreia timpul de deformare pentru prima fază va fi:

v

llt I

10

(17)

faza a II-a în care parametri deformării sunt: ϕ ∈ ( ϕI ; ϕfinal ) , ν scade progresiv şi F

constant, iar din nomograma 18 vom avea:

unde, i este frecvenţa de oscilaţie a semimatriţei superioare.

Timpul de deformare a fazei a doua va fi:

i

it II

(19)

iar prin însumarea relaţiilor (17) şi (19) rezultă timpul total de deformare, de forma:

i

i

v

llttot

10

(20)

Timpul de deformare se află în corelaţie cu traiectoria matriţei oscilante şi cu gradul

de deformare, după cum se poate vedea în figura 19.

Fig. 19. Corelaţia între timpul de deformare, traiectoria matriţei oscilante şi gradul de

deformare.

0

0

0

0

l

diz

l

diy

final

I


38

1.1.7. Forţa necesară deformării

Forţa de deformare necesară la deformarea plastică a pieselor pe presa cu matriţă

oscilantă este egală cu o fracţiune (1/5...1/20) din cea necesară în metodele convenţionale.

Diferenţa dintre forţele necesare depinde de unghiul de înclinare a matriţei superioare

oscilante şi de valoarea deformării plastice unitare. Când unghiul de înclinare este mare,

viteza de deformare este de asemenea mare. Pe de altă parte, pe măsură ce valoarea vitezei de

deformare creşte, diferenţa între forţele necesare în cazul deformării orbitale şi în cazul

deformării convenţionale creşte mai mult, figura 20. În această diagramă F0 = P0 / ζf

reprezintă forţa de comparaţie.

Raportul forţelor Fk / Ft este reprezentat cu o linie punctată. După cum se poate vedea

din diagramă, presiunea necesară pentru obţinerea unei deformări date scade între 5 şi 15 ori

datorită înclinărilor suplimentare ale semimatriţei, iar eficacitatea acestei metode este cu atât

mai mare cu cât grosimea piesei va fi mai redusă, comparativ cu dimensiunile transversale ale

acesteia. Independent de diminuarea efortului total necesar pentru formarea piesei, se observă

şi o diminuare a presiunii unitare stabile, care se exercită în zona de contact dintre material şi

utilaj, datorită diminuării influenţei frecării.

1.1.7.1 Determinarea forţei de deformare pe presa cu matriţă

oscilantă la refulare

În cadrul acestei metode de calcul, premergător s-au trasat experimental nomograme

de calcul ale forţei de deformare în funcţie de gradul logaritmic de deformare, pentru mai

mult unghiuri de înclinare ale matriţei oscilante, conform figurii 3.10. Expresia forţei pentru

deformarea plastică cu matriţa oscilantă este:

Cd

KF4

2

0 (21)

unde: K este un coeficient care depinde de unghiul de înclinare;

Fig. 20. Diagrama de determinare a forţei de deformare: Ft - forţa de deformare la deformare

orbitală; Fk - forţa de deformare convenţionala; ϕ - grad de deformare logaritmic.


39

d0 - diametrul semifabricatului de pornire;

CC 3 (22)

C - constanta de material:

unde σc reprezintă limita de curgere a materialului.

Deformarea plastică în cazul refulării prin deformare orbitală are loc în două faze:

faza I, care durează până la atingerea presiunii reglate (respectiv forţa de

deformare calculată), în care rezistenţa materialului este atât de mică (în raport cu

capacitatea presei) încât viteza de deformare a presei este limitată numai de

capacitatea sa. În această fază forţa de presare F variază de la zero până la

valoarea calculată (F ≠ constantă), iar viteza de deformare se situează în jurul

valorii de 4m/s (v = constantă);

faza II, este faza care se desfăşoară la o presiune constantă (F = constantă), iar

deformarea are loc în mod special prin oscilaţia matriţei superioare. Viteza va

scădea continuu (v ≠ constantă) până la valoarea zero.

Figura 21 ilustrează evoluţiile forţelor de deformare în cazul deformării clasice şi al

deformării orbitale, evidenţiind în cazul deformării orbitale un palier constant.

Fig. 21. Prezentarea comparativă a forţei de deformare convenţională şi deformarea

orbitală: - - - deformarea clasică ----- deformarea orbitală

Mărimea forţei de presare depinde de mai mulţi factori care nu s-au putut lua în

considerare la trasarea nomogramelor, cum ar fi:


40

puritatea materialului;

gradul de finisare al matriţelor;

duritatea matriţelor;

traiectoria semimatriţei oscilante;

deformarea combinată a semifabricatului.

Din acest motiv, valoarea calculată cu această metodă este teoretică, ea constituind

doar o bază de reglaj a forţei de presare. Dacă nu se obţin rezultatele dorite cu această forţă,

adică matriţa inferioară nu va fi umplută, valoarea forţei reale se va mări cu 10%.

1.1.7.2. Determinarea forţei de deformare pentru deformarea inelelor

circulare

1.1.7.2.1. Analiza forţelor în zona centrală

Conform acestei metode se consideră un inel circular de rază r şi grosime dr, care este

luat din zona centrală a unui cilindru şi desfăşurat ca în figura 22.

Fig. 22. Schema de determinare a forţelor pentru deformarea inelelor circulare

Se consideră că grosimea acestui inel circular rămâne aproximativ constantă în timpul

deformării orbitale sau se poate considera similară cu starea de deformare obţinută la rulare,

cu elongaţie numai în direcţie tangenţială. Această elongaţie este coordonată de deformaţia

articulaţiei plastice care se opune zonei de contact. Trecând printr-un punct de coordonate (r,

θ) a zonei de contact, un plan perpendicular la generatoarea cu lungimea cea mai redusă a

matriţei conice, vom observa următoarele:


41

în acest plan raza de curbură în punctul de pe suprafaţa semimatriţei conice

este q, atunci zona de deformare de început se poate considera mai mică decât

la rulare;

cu un diametru de rulare variabil, diametrul în punctul de coordonate (r, θ) este

q;

pentru o unitate de corp, care se vede în figura 23, suprafaţa superioară este o

parte dintr-un con.

Astfel se pot obţine următoarele relaţii geometrice simple:

hhdh

dh

hDD

dtg

hrd

ddrrCBCB

drr

hhrBB

rdDAAD

0

0

0

"

"

cos

)(""""

'

''"

(23)

Considerând echilibrul de forţe în direcţie tangenţială, şi punând condiţia

2h + δhr = 0 (24)

avem:

02

00

tgh

hd p (25)

În conformitate cu principiile de deformare menţionate mai sus, relaţiile relative dintre cele

trei tensiuni normale sunt:

pr0 (26)

Considerând pe σp ca şi o componentă a tensiunii perpendiculară pe planul x0y putem scrie

cele trei tensiuni principale sub forma:

pr 321 ;; (27)

Luând în considerare criteriul elasticităţii şi introducându-l în relaţia (3.8) vom avea:

h

h

tg

kd

k

p

p

0

31

*2

2

(28)


42

Fig. 23. Analiza forţelor în centrul corpului corpului

Pe baza analizei geometrice şi a ecuaţiilor (23) putem exprima relaţiile din ( 28) sub forma:

drtgh

rktgd p

cos1

sin2

0

(29)

1.1.7.2.2. Analiza forţelor în zona periferică

Această analiză se realizează după o schemă prezentată în figura 24. Considerând

echilibrul forţelor în direcţie radială, se obţine:


43

0*1

d

d

rhhdr

d

rhdr

h rrrr

(30)

Fig. 24. Analiza forţelor în zona periferică de deformare

Conform rezultatelor experimentale în zona periferică în timpul deformării orbitale

avem τθ = τr . Astfel, datorită relaţiilor tensiune - întindere şi a criteriului elasticităţii, avem:

krpr 2; (31)

În mod similar zonei centrale, pe baza relaţiilor geometrice din relaţiile (23), relaţia

(29) devine:

0cos1

sin11

cos1

cos12

0

22

0 tgrh

tg

tgrh

tgk

dr

d (32)

1.1.8. Traiectoria semimatriţei oscilante şi unghiul de înclinare

Din cercetările experimentale efectuate până în prezent pe plan naţional şi

internaţional, a rezultat că traiectoria matriţei superioare oscilante influenţează procesul de

deformare orbitală. Tipurile de traiectorii cele mai frecvente sunt redate în figura 25, din care

rezultă că în funcţie de configuraţia piesei, cele mai recomandate sunt:

1 - traiectoria cerc , figura 25,a, a matriţei oscilante, care se utilizează la presarea

unor piese cu guler mare, înălţime mică, deci piese a căror execuţie necesită o curgere


44

Fig. 25. Alegerea traiectoriei matriţei oscilante în funcţie de forma piesei: 1 - semifabricat; 2

- piesă brut deformată.


45

intensivă a materialului în direcţie radială. În acelaşi timp, unghiul de oscilaţie variază între

0... 2°, reglabil.

2 - traiectoria spirală a semimatriţei oscilante, figura 25,b, care se utilizează pentru

presarea unor piese constituind o combinaţie disc gros cu tijă, deci care necesită un grad mare

de deformare în centrul semifabricatului. La acest tip de mişcare, unghiul de oscilaţie este

constant, luând o valoare în intervalul 0...2°

3 - traiectoria dreaptă a matriţei oscilante, figura 25,c, pentru presarea unor piese de

formă alungită (care nu au forma circulară). În acest caz unghiul de oscilaţie variază în

intervalul 0...2°. Planul reglat de oscilaţii depinde şi de unghiul matriţei inferioare.

Mișcare planetară

cu o petală

Mișcare planetară

1. 4.

Mișcare spirală

înfăşurată

Mișcare spirală

2. 5.

Mișcare planetară

cu şase petale

Mișcare planetară

cu patru petale

3. 6.

Mișcare planetară

cu trei petale

7.

Fig. 26. Alte mişcări oscilatorii posibile

4 - traiectoria curbă cicloidă, figura 25,d, care se utilizează la presarea unor piese cu

suprafaţa frontală dinţată sau cu nervuri subţiri. Unghiul de oscilaţie este constant în

intervalul 0...2°.


46

Unghiul de înclinare a matriţei superioare se reglează în intervalul 0...2°, numai pentru

traiectoria cerc. Pentru celelalte mişcări ale matriţei superioare oscilante, unghiul de înclinare

rămâne constant în intervalul 0...2°. Unghiul de înclinare se stabileşte experimental din

diagrame de genul celor din figurile 27 şi 28 în funcţie de :

poziţia matriţei superioare faţă de verticală în fiecare moment al operaţiei de

deformare;

gradul de deformare pe care dorim să-l obţinem.

Aceşti parametri depind la rândul lor în mod direct de :

dimensiunile de gabarit ale piesei;

materialul care se deformează;

forţa necesară pentru deformare;

traiectoria semimatriţei oscilante.

Fig. 27. Diagrama de reglaj a unghiului de înclinare a capului rotitor.

Unghiul de înclinare "γ" influenţează în primul rând curgerea materialului în locaşul

inferior al matriţei. El poate influenţa deasemenea apariţia unor efecte de "ciupercă" pe

suprafaţa piesei finite. Odată cu creşterea unghiului de oscilaţie se reduce efortul axial de

deformare. Mărirea unghiului de oscilaţie are aceeaşi influenţă ca şi mărirea presiunii de

deformare. De exemplu o mărire a unghiului de oscilaţie de la 0 la 2° este echivalentă cu

mărirea presiunii de deformare de 1,5 ori. Prin intermediul presiunii de deformare unghiul de

înclinare acţionează şi asupra forţei de deformare.

Dacă efectuam un reglaj continuu al unghiului de oscilaţie putem obţine o mare

diversitate de mişcări oscilatorii posibile conform figurii 26.


47

Fig. 28. Determinarea unghiului optim de înclinare pentru realizarea gradului


48

1.2 Cercetări ştiinţifice privind influenţa modificării parametrilor tehnici

asupra procesului de deformare orbitală

Scopul studiilor şi cercetărilor din cadrul prezentului capitol este punerea în evidenţă

a influenţei modificării unor parametri tehnici asupra procesului de deformare orbitală,

precum şi eventuala interdependenţă dintre parametri procesului. Studiul variaţiei diverşilor

parametri ai deformării orbitale s-a efectuat experimental pentru trei tipuri de materiale.

Acestea au fost: plumb, marca PB985R (SR EN 12 659:2002), oţel carbon de calitate, marca

C 15 (SR EN 10084:2000) şi aluminiu, marca EN AW-1050A (DIN EN 573-3:2009-08). S-

au utilizat aceste materiale din două motive: primul, pentru că se pretează bine la prelucrarea

prin deformare la rece; al doilea, pentru că proprietăţile mecanice alea acestor materiale sunt

foarte diferite. De asemenea, la o parte din experimentări s-a folosit şi plastilina.

În tabelul 1. se prezintă corespondenţa dintre materialele româneşti si cele cuprinse în

standardele din alte ţări.

Tab. 1. Corespondenţa dintre mărcile de material experimentate.

STAS

(România)

SR EN

DIN

(RFG)

WERSTOFF

(RFG)

ASTM(AISI)

(SUA)

GOST

(Rusia)

JIS

(Japonia)

NF

(Franţa)

C 15 C 15 1.0401 1015 15 kp C 15 CS

EN AW-1050A Al 99,5 1050 A 5

PB985R Pb 9 99 P 9

Compoziţiile chimice ale materialelor utilizate sunt prezentate în tabele 2 – 4:

Tab. 2 Compoziţia chimică a oţelului C 15( SR EN 10084:2000)

Element C Mn Si P S Al Cr Ni

Compoziţie (%) 0,15 0,50 0,27 0,035 0,030 0,032 0,30 0,30

Tab. 3 Compoziţia chimică a aluminiului EN AW-1050A (DIN EN 573-3:2009-08)

Element Al Fe Si Cu Zn Ti Altele

Compoziţie (%) EN AW-

1050A 0,40 0,30 0,02 0,07 0,03 0,50


49

Tab. 4 Compoziţia chimică a plumbului PB985R (SR EN 12 659:2002)

Element Pb Cu Zn Fe Sb Sn Total impurităţi

Compoziţie (%) 99,985 0,001 0,0002 0,0001 0,0005 0,0005 0,0127

Caracteristicile mecanice, conform standardelor corespunzătoare acestor materiale

sunt prezentate în tabelul 5, iar valorile parametrilor mecanici (coeficienţii de: ecruisare, n ,

anizotropie, r şi sensibilitate la viteza de deformare, m ) sunt prezentaţi sintetic în tabelul 6.

Tab. 5 Caracteristicile mecanice ale materialelor experimentale

Caracteristica Re [Mpa] Rm[Mpa] Ar HRB

C 15 225 373 27 197

EN AW-1050A 90 110 13 25

Tab. 6 Valorile parametrilor mecanici ale materialelor experimentate

Parametrul n r m

C 15 0,21 1,22 0,014

EN AW-1050A 0,20 0,95 0,012

Forma epruvetelor este circulară, având următoarele dimensiuni:

epruvetele de plastilină, cu un diametru nominal de 25,4 mm şi înălţimea de 25,4 mm.

epruvetele din aluminiu, cu un diametru nominal de 25,4 mm, înălţimea nominală de

6,35 mm şi 37, 2c daN/mm2;

epruvetele din plumb, cu un diametru interior nominal de 26 mm, diametrul exterior

de 55 mm şi înălţimea de 12 mm;

epruvetele din C 15, cu diametrul de 31 mm şi înălţimea de 43 mm;

epruvetele din 1 C 35, cu diametrul de 31 mm şi înălţimea de 43 mm;

De asemenea pentru discurile din aluminiu s-au utilizat şi o serie de epruvete cu diametrul

identic cu înălţimea, ambele egale cu 33 mm.

Pe epruvetele de aluminiu au fost imprimate o reţea de linii verticale şi orizontale.

Semifabricatele din oţel au fost supuse unui tratament termic după următoarea reţetă:

recoacere în cuptor electric, la temperatura de 740°C; o răcire lentă la 680°C; pendularea de

3-4 ori între cele două temperaturi; răcire în cuptor la 500°C. Prin aplicarea acestui tratament,

s-a reuşit obţinerea unui grad mare de globulizare şi o duritate de cele mai multe ori sub 100

HB. Semifabricatele au fost degresate, decapate, fosfatate şi lubrifiate cu bisulfură de

molibden.


50

1.2.1. Cercetări efectuate pe plastilină

Prima serie de cercetări a fost efectuată pe plastilină. Astfel în diagrama din figura 29

s-a prezentat curba tensiune–alungire pentru două probe de dimensiuni H = D = 2,54.

Fig. 29. Curba tensiune de deformare-alungire pentru probele de plastilină

Stadiile progresive în deformarea orbitală a cilindrilor din plastilină având un raport

iniţial (H/D) unitar sunt prezentate în figura 30 a, b, unde s-au trasat prin metoda reţelelor

urme atât vertical cât şi orizontal pe cilindrul de plastilină.

Din figura 30 se poate observa că în procesul de deformare orbitală acţiunea matriţei

superioare este evidentă abia după un unghi 60o . Din acest moment matriţa superioară

acţionează progresiv asupra semifabricatului până la obţinerea piesei finite. Este de asemenea

evident că în tot timpul deformării orbitale există o zonă de material „mort”, care nu este

supus deformării. Acest lucru apare şi mai evident dacă studiem planurile de deformare din

interiorul cilindrului presat, prezentate în figura 31,a. Holograma asociată acestor probe

pentru studiul vitezelor de deformare prezentată în figura 31,b., ne indică faptul că pentru

planul diametral ales, valoarea instantanee a vitezei pe AB este zero. Pentru alte poziţii

unghiulare ale semimatriţei superioare conice în timpul deformării orbitale vom găsi diferite

valori ale vitezei pe AB.


51

Fig. 30. Etapele progresive în timpul deformării orbitale a cilindrilor de plastilină:

a - urme verticale; b - urme orizontale; H/D = 1, [OUD84]

Un alt fenomen care însoţeşte deformarea orbitală este efectul de ciupercă. În cazul

probelor de plastilină acesta este cu atât mai evident cu cât raportul H/D este mai mare. Astfel

în curbele din figura 32. a,b s-au prezentat diagramele de reducere a înălţimii piesei în funcţie

de numărul de oscilaţii, n şi de forţa de deformare, pentru două piese cu rapoarte H/D = 3/8,

figura 32.a şi pentru H/D = 1/8, figura 32.b.


52

Fig. 31. Holograma de viteze (b) şi planele de deformare (a) la presarea orbitală a

cilindrilor din plastilină: 1- matriţa superioară; 2- matriţa inferioară.

În diagrame sunt prezentate şi zonele de începere a ruperii şi respectiv domeniul în

care este acceptată deformarea orbitală fără să apară fisuri în probe. Se poate spune în

concluzie că există două moduri diferite de deformare în timpul deformării orbitale a

cilindrilor de plastilină, funcţie de mărimea forţei axiale. Pentru forţe axiale mici apare un cap

de ciupercă, în partea superioară a probei în contact cu matriţa superioară. Pentru forţe axiale

mari, efectul de ciupercă este absent, regiunea deformabilă plastic, extinzându -se pe toată

înălţimea probei cilindrice.


53

a) b)

Fig. 32. Curbele de reducere a înălţimii pentru probele de plastilină: a – H/D=3/8; b – H/D

= 1/8; 1 - F = 792; 2 – F = 672; 3 – F = 552; 4 – F = 432; 5 – F = 372; 6 – F = 312; 7 – F

= 192; 8 – F = 132; 9 – F = 100.

1.2.2. Cercetări efectuate pe aluminiu marca EN AW-1050A (DIN EN 573-

3:2009-08) şi plumb PB985R (SR EN 12 659:2002)

O altă serie de cercetări au fost efectuate pe probe din aluminiu. În figura 33 s-au

prezentat diagramele de deformare pentru un disc inelar şi pentru un disc plin.

Se poate spune că pentru scopuri practice, la deformarea aluminiului, adâncimea de

penetrare a poansonului matriţei superioare nu depăşeşte 0,5 mm, valoare pentru care

rezultatele teoretice şi cele experimentale sunt într-o concordanţă satisfăcătoare.

În cazul acestor cercetări, modificarea unor parametri tehnici s-a realizat prin presări

intermitente de câte două oscilaţii, cu diferite valori ale avansului s determinate de viteza

matriţei inferioare.


54

Mărimea forţei aplicate semifabricatului a fost efectuată în două trepte, măsurându -se

în funcţie de presiunea indicată de manometrul încorporat în presă şi pentru fiecare valoare

s-a stabilit o adâncime de penetrare a poansonului matriţei superioare, măsurându-se

suprafeţele de contact dintre matriţa superioară şi piesă cu ajutorul microscopului.

În figura 34 s-au prezentat curbele teoretice şi cele cercetate pentru forţa de deformare

în funcţie de adâncimea de penetrare, iar în figura 35 s-a prezentat suprafaţa de contact dintre

matriţa superioară şi semifabricat. Din ambele diagrame se observă că rezultatele obţinute cu

ajutorul programului de calcul pentru pata de contact, respectă rezultatele obţinute

experimental.

Fig. 33. Diagrama energiei în funcţie de adâncimea de penetrare pentru aluminiu:

a) disc inelar cu dint = 9,5 mm; b) disc plin.

O altă concluzie care se desprinde la deformarea aluminiului la rece este că prin

mărirea forţei respectiv a sarcinii de deformare se reduce timpul necesar deformării, conform

figurii 36.a.


55

Fig. 34. Comparaţie între curbele teoretice şi experimentale ale forţei de deformare în

funcţie de adâncimea de penetrare pentru un disc de aluminiu: ■ - curba teoretică cu

coeficient de frecare 0,3; ♦ - curba teoretică cu coeficient de frecare 0; ▲- curba

experimentală.

Dacă forţa de deformare, respectiv

sarcina este constantă, acesta are o

influenţă deosebită asupra timpului de

deformare (t), numărul de oscilaţii (n) şi

unghiul de deformare ( ), ca în figura

37.

Folosind însă diverse valori pentru forţa

de deformare s-a stabilit în figura 38, o

relaţie între tensiunea de deformare,

numărul de oscilaţii (n) şi timpul de

deformare. Din aceste diagrame se

constată că o mărire a forţei de deformare

şi/sau un unghi de oscilaţie în intervalul

0 ... 4o sporeşte considerabil viteza

procesului de deformare. Dar mărirea

excesivă a unghiului (peste 4o în cazul

presării la rece), constituie un dezavantaj

în deformare. Această mărire este însoţită

de efectul de ciupercă produs de folosirea

unei încărcături axiale mici, care are ca

rezultat o distribuţie neuniformă de-a

lungul grosimii semifabricatului .

Fig. 35. Pata de contact dintre matriţa

superioară şi semifabricat, [APP76].


56

Fig. 36. Curba cursă-sarcină pentru un semifabricat de aluminiu cu H/h = 2,2; = 2o (b): ●

– forţa 6076 daN; ■ – forţa 3775 daN; ▲ – forţa 3063 daN.

Fig. 37. Variaţia timpului de deformare în funcţie unghiul de oscilaţie al semimatriţei

superioare şi de numărul de oscilaţii: ♦ - H/h =1,3; ■ – H/h = 1,5; ▲ – H/h = 1,7.


57

Legătura dintre forţa de deformare şi numărul de oscilaţii precum şi efectul asupra

timpului de deformare, pentru diverse valori al unghiului de deformare , este prezentată în

figura 37.

Fig. 38. Legătura între tensiunea de deformare, numărul n de oscilaţii şi timpul de

deformare: = 1,5o; ■ – F = 52 daN; ♦ - F = 45daN; ▲ – 32 daN; x – F = 30 daN; = 2o;

* - F = 52 daN; ● – F = 45 daN; + - F = 32 daN; ● – F = 30 daN.

Fig. 39. Variaţia timpului de deformare în funcţie de forţa de deformare şi numărul de

oscilaţii pentru diverse valori ale lui γ : ♦ - = 1o; ■ - = 1,5o; ▲ - = 2o.


58

După cum se poate observa din această figură folosirea unui unghi de oscilaţie mic,

coroborată cu o mărire a forţei, duce la un număr minim de oscilaţii necesare realizării piesei

şi implicit scăderea timpului de deformare.

Fig. 40. Comparaţie între deformarea orbitală şi cea convenţională la realizarea unei roţi

dinţate din plumb: diagrama forţă-cursă pentru ■- deformare convenţională (compresie după

o singură axă); ♦ deformare orbitală cu = 2o.

Trecând la realizarea unei roţi dinţate din Pb, figura 50, se constată o valoare a

raportului forţelor convenţional/orbital aproximativ egal cu 10, iar a timpilor convenţional /

orbital egal cu 1 ... 2.

Fig. 41. Variaţia presiunii de deformare pe suprafaţa de contact la aluminiu şi plumb :Al: ● -

= 2o; * - = 1,5 o; - = 1o;Pb: ▲- = 2o; ■ = 1,5,o; ♦- = 1o, [HAW77].


59

De asemenea în figura 41 s-a prezentat o înregistrare a variaţiei presiunii în funcţie de

unghiul de oscilaţie la deformarea unor discuri din Al respectiv Pb. Este de remarcat că în

centrul piesei presiunea este inferioară rezistenţei la curgere a materialului, iar presiunea

maximă are tendinţa de a descreşte lent pe măsură ce creşte unghiul de oscilaţie .

O altă categorie de parametri asupra cărora are influenţă modificarea forţei şi a

numărului de oscilaţii o constituie gruparea efort axial, uniformitatea deformaţiei, respectiv

viteza de deformare. Pentru studiul acestor parametri s-a definit noţiunea de deformaţie axială

z ca şi ln(H/h).

Fig. 42. Variaţia uniformităţii deformaţiei în funcţie de deformaţia axială z , şi de raportul

FR/FS : x - FR/FS = 0,065; ▲- FR/FS = 0,095;■ - FR/FS = 0,127; ♦ - FR/FS = 0,187.

Fig. 43. Relaţia dintre uniformitatea deformaţiei şi deformaţia axială:

▲ – Al cu FR/FS = 0,15; ■ – Cu cu FR/FS = 0,18; ♦ - Pb cu FR/FS = 0,27.

Forţa pentru deformare convenţională:


60

2

4s

dF h

H (33)

unde:

reprezintă rezistenţa la deformare;

H, h înălţimile iniţială şi finală ale semifabricatului.

De asemenea s-a introdus termenul de uniformitate a deformării ca fiind raportul

dmax / dmin şi considerând raportul FR/FS al forţelor de deformare orbital/convenţional. Cu

aceste notaţii s-a prezentat în figura 42., efectul deformaţiei axiale şi al raportului forţelor

asupra uniformităţii deformaţiilor în cazul aluminiului, iar în figura 43, s-a prezentat legătura

dintre uniformitatea deformaţiei şi deformaţia axială pentru diverse rapoarte ale forţelor şi

pentru diverse materiale (Cu, Al, Pb).

Fig. 44. Variaţia uniformităţii deformaţiei în funcţie de valoarea raportelor FR/FS şi h/d:

▲ – Pb cu h/d = 0,5; ■ – Cu cu h/d = 1,0; ♦ - Al cu h/d =1,5.

Din aceste diagrame rezultă că mărimea forţei de deformare reduce mult efectul de

ciupercă şi produce o mai mare uniformitate a piesei. O combinare a ultimelor două diagrame

ne prezintă în figura 44 concluzia că o valoare mai mare a forţei de deformare conduce la o

mai mare uniformitate a semifabricatelor cu rapoarte h/d mici ( 0,5), rezultând valori ale lui

egale cu unitatea, considerând un raport FR/FS sub valoarea 0,1.


61

Fig. 45. Efectul deformaţiei axiale de compresiune z asupra numărului de oscilaţii :♦ -

FR/FS = 0,337; ■ - FR/FS = 0,289; ▲ - FR/FS = 0,240; x - FR/FS = 0,194.

În diagrama din figura 55 s-a prezentat efectul invers, adică efectul deformaţiei axiale

de compresiune z şi a raportului forţelor FR/FS asupra numărului de oscilaţii n.

Fig. 46. Variaţia numărului de oscilaţii n în funcţie de raportul forţelor FR/FS şi unghiul de

oscilaţie al matriţei superioare, cu h/d = 1; h/h0 = 1,65: ▲ - = 4o; ♦ - = 2o;■ - =

10.


62

Din această diagramă se observă că raportul *

n

z

d

d creşte odată cu scăderea forţei

aplicate, lucru care se datorează creşterii în diametru a porţiunii superioare a semifabricatului.

Această concluzie se bazează şi pe efectul dat de diagramele din figurile 46 şi 48.

O altă problemă pe care am studiat-o este modul în care unghiul de oscilaţie are

efect asupra relaţiilor dintre numărul de oscilaţii şi forţa aplicată în procesul de deformare.

După cum se observă în figura 46., pentru o valoare mai mare a forţei, valoarea unghiului

are un efect mic, s-ar putea spune chiar neglijabil, asupra numărului de oscilaţii pentru a

putea produce o reducere de înălţime dată. Acest lucru este evident, deşi numărul de oscilaţii

creşte exponenţial cu scăderea valorii forţei aplicate.

O ultimă serie de experimentări se referă la modul în care influenţează numărul de

oscilaţii al semimatriţei superioare, a forţei şi a formei semifabricatului iniţial asupra gradului

de umplere al semimatriţei inferioare.

Fig. 47. Variaţia gradului de umplere în funcţie de forţa de deformare şi numărul de

oscilaţii: ■ – F = 40 kN lubrifiat cu bisulfură de molibden; ♦ - F = 40 kN nelubrifiat;

▲ – F = 30 kN; x – F = 20 kN.

Astfel din figurile 47 şi 59 putem observa următoarele:

numărul de oscilaţii al matriţei superioare, necesar pentru umplerea completă a

matriţei inferioare, este influenţat în mod direct de mărimea forţei de

deformare conform figurii 47, fiind mai mic pentru cazul unei lubrifieri a

matriţelor;

umplerea completă a matriţei, odată cu creşterea numărului de oscilaţii este

explicită datorită micşorării avansului axial, fenomen ce conduce la micşorarea


63

Fig. 48. Variaţia gradului de umplere în funcţie de numărul de oscilaţii şi

forma semifabricatului: ▲ – semifabricat conic;

■ – semifabricat inelar; ♦ - semifabricat cilindric.

Fig. 49. Efectul unghiului de oscilaţie al semimatriţei superioare asupra forţei de deformare:

a) f = 0,12 mm / osc, = 0,16, ▲- teoretic, ● – experimental; b) f = 0,12mm/osc, =0,22,

c) f = 0,12mm/osc, =0,22▲ – teoretic, x – experimental; f = 0,2 mm / osc, = 0,16, ♦ -

teoretic, ■ – experimental.


64

coeficientului de reducere a secţiunii şi deci la creşterea presiunii active locale de

deformare.

Forma semifabricatului iniţial influenţează numărul de oscilaţii necesar umplerii

semimatriţei inferioare conform figurii 48, mai ales în etapele iniţiale ale deformării.

Umplerea este în general mai rapidă pentru semifabricatele cilindrice, la care, pe lângă

condiţiile diferite de curgere, intervine şi mărirea suprafeţei de contact (mai mare decât la

inelar şi respectiv conic). În trasarea ultimelor două diagrame, de un real folos a fost lucrarea

[DRĂ89].

1.2.3. Cercetări efectuate pe oţelul C 15 (SR EN 10084:2000)

O altă serie de cercetări experimentale au fost efectuate pentru prelucrarea prin

deformare orbitală a unor inele din C 15 în prezenţa lubrifiantului bisulfură de molibden.

Valorile forţei de deformare şi ale momentelor de deformare sunt redate în diagramele din

figurile 50. şi 51.

Fig. 50. Diagrama forţei de deformare în timpul deformării orbitale a inelelor.

Valorile forţei de deformare şi ale momentelor de deformare sunt redate în diagramele

din figurile 50. şi 51.

Pentru realizarea acestor inele s-au utilizat următorii parametri de deformare:


65

unghiul de oscilaţie al semimatriţei 2o;

numărul de oscilaţii al semimatriţei superioare 3,33 osc/s;

viteza semimatriţei inferioare 1,23 mm/osc.

Fig. 51. Diagrama momentului de deformare în timpul deformării orbitale a inelelor.

De asemenea în ambele diagrame linia continuă reprezintă valorile teoretice iar

punctele notate (+) reprezintă valorile experimentale. Se poate observa o corespondenţă a

rezultatelor teoretice cu cele experimentale până la aproximativ 55% din valoarea reducerii

de înălţime.

Fig. 52 Diagrama diametrului interior în funcţie de coeficientul de reducere în înălţime.


66

Peste această valoare nu se mai pot controla valorile experimentale şi apar tendinţe de

lipire a materialului semifabricatului de matriţa superioară. Dacă acest fenomen nu ar apărea,

s-ar putea spune că forţa de deformare rămâne constantă.

Referindu-ne tot la deformarea inelelor din C 15, am prezentat în diagramele din

figurile 52. şi 53. variaţia diametrului interior şi respectiv exterior în funcţie de coeficientul

de reducere al înălţimii. În ambele diagrame s-au folosit ca şi parametri tehnici ai deformării:

a) pentru linia continuă:

unghiul de oscilaţie al semimatriţei superioare 2o;

numărul de oscilaţii al semimatriţei superioare 3,33 osc/s;

viteza semimatriţei inferioare 1,23 mm/osc;

lubrifiant bisulfură de molibden.

b) pentru linia întreruptă:

unghi de oscilaţie al semimatriţei superioare 0,5o;

fără lubrifiant.

Fig. 53. Diagrama diametrului exterior în funcţie de coeficientul de reducere în înălţime.

Se poate concluziona că dimensiunile inelului se modifică permanent în timpul

procesului de deformare orbitală datorită existenţei a două fenomene: primul, în care matriţa

superioară modifică dimensiunile zonei principale de deformare I şi al doilea datorat evoluţiei

zonelor rigide adiacente II-III care se rotesc în timpul deformării, (fig. 54).


67

Aceste fenomene au loc succesiv de-a lungul întregii circumferinţe a inelului la

fiecare oscilaţie a semimatriţei superioare. De asemenea figura 54 prezintă într-o formă

exagerată evoluţia dimensiunilor inelului sub acţiunea semimatriţei superioare în timpul unei

Fig. 54. Modificarea geometriei inelului în timpul unei oscilaţii complete a semimatriţei

superioare, în procesul de deformare orbitală.

oscilaţii în cele teri zone de acţiune.

Continuând studiul deformării inelelor din C 15, s-au prezentat în diagrama din figura

55. modul de variaţie a forţei de deformare în funcţie de grosimea peretelui şi de adâncimea

de penetrare.

Fig. 55. Variaţia forţei de deformare în funcţie de grosimea peretelui inelului (S/R) şi

adâncimea de penetrare (H/R).


68

Din figura 55. se poate observa că forţa de deformare creşte semnificativ odată cu

creşterea grosimii relative a peretelui. De asemenea se observă o scădere a forţei de

deformare odată cu mărirea unghiului de oscilaţie al matriţei superioare şi creşterea adâncimii

de penetrare.

Continuând experimentele pe piesele din oţel s-au prezentat în anexele 1-5 analiza

macro şi micro-structurală pentru o flanşă din C 15, supusă unui tratament termic descris în

primul subcapitol, căreia i s-a aplicat un grad de deformare de 46% (figura 56).

Fig. 56. Analiza macro şi micro-structurală a unei flanşe deformate orbital.

Material C 15 SR EN ISO 4957:2002.

Piesa s-a realizat pe presa PXW 100, poloneză, în cadrul laboratorului de încercări a

VCST Alba Iulia, iar analiza macro şi micro-structurală s-a efectuat în punctele 1-5 folosind

un atac chimic cu Nital 3%.

Macrostructura din Anexa 1, figura 1A la o putere de mărire de 10x1, nu evidenţiază

constituenţi structurali, datorită puterii mici de mărire. Acest lucru este evident însă în

microstructura din figura 1B, la o putere de mărire de 250x1, unde se realizează forma şi

aspectul concret al celor 2 constituenţi structurali, ferita şi perlita.

În figura 1B, ferita apare de culoare albă sub forma unor grăunţi echiaxiali alcătuind

masa de bază structurală a aliajului, iar perlita reprezentând aproximativ 15% din structură

este reprezentată de grăunţi mici de culoare închisă, la atacul cu reactivul chimic Nital. Forma

şi aspectul grăunţilor indică sigur prezenţa unor deformaţii.

Microstructura din Anexa 2, figura 2B este corespunzătoare unei zone de deformaţie

plastică a materialului, evidenţiată prin orientarea grăunţilor cristalini pe direcţia forţelor care

au produs deformaţia. Grăunţii feritici sunt puternic alungiţi ajungând de la forme axiale la

forme filiforme, în timp ce grăunţii din perlită datorită prezenţei cementitei în componenţa lor


69

s-au fragmentat având aceeaşi orientare direcţională. Fragmentele de perlită se distribuie între

grăunţii filiformi de ferită.

Microstructura din Anexa 3, figura 3B, cu o putere de mărire de doar 100x1

evidenţiază doar direcţia de deformare a grăunţilor în lungul forţelor, fiind caracteristică unei

structuri orientate cu aspect de fibre.

În microstructura din Anexa 4, figura 4B, apare din nou evidentă, o structură

corespunzătoare unei zone de deformare plastică a materialului. Structura este orientată cu

aspect de fibre, dar făcând o comparaţie cu microstructurile 2 şi 3, grăunţii sunt mult mai

ecruisaţi, marginile fiind deformate, sfărâmate, lucru de forma neregulată a acestora. În acest

caz este posibilă şi existenţa unor oxizi superficiali în această structură.

Microstructura din Anexa 5, figura 5B indică o deformaţie mai mare faţă de 4B,

grăunţii cristalini fiind puternic deformaţi, alungiţi, rupţi, având un aspect caracteristic de

fibraj.

Din această analiză macroscopică rezultă că în urma deformării se obţine un fibraj

corect, avantajos din punctul de vedere al rezistenţei în exploatare. Forma piesei reproduce

fidel cavitatea matriţei, fibrajul nefiind întrerupt. Analiza microstructurii reprezintă o

deformare corespunzătoare a grăunţilor, aceştia fiind alungiţi în direcţia deformării, conferind

piesei proprietăţi optime în exploatare.

Fig. 57. Diagrama procesului de deformare orbitală pentru o piesă din C15, cu dimensiunile

h0 = 20 mm, d0 = 40 mm


70

Ca şi o concluzie după cercetările efectuate pe probele din oţel am prezentat în

diagrama din figura 57., interdependenţa dintre câţiva parametri tehnici ai deformării.

Din figură se poate observa corelaţia directă, care există între presiunea de deformare

P şi gradul de deformare,υ ca şi între gradul de deformare υ şi numărul de oscilaţii n.

Ca şi o ultima observaţie asupra probelor din oţel am prezentat în anexa 6, timpul de

deformare şi tipul de traiectorie pentru o serie de piese de configuraţii complexe.

1.2.3. Cercetări efectuate pe oţelul 1 C 35 (SR EN ISO 4957:2002)

Un alt set de cercetări experimentale s-au efectuat cu ajutorul unor epruvete din oţel

1 C 35 (SR EN ISO 4957:2002) de dimensiuni d0 = 50 mm şi h0 = 30 mm supuse şi

tratamentului termic prezentat anterior. Cu ajutorul acestor epruvete am trasat diagramele

prezentate în figurile 58 şi 59.

Fig. 58. Efectul traiectoriei semimatriţei oscilante asupra deformaţiei: traiectorie D –

dreaptă; T – complexă; C – cerc; M – spirală; timpul de deformare 12 s; γ=2°.


71

Fig. 59. Efectul unghiului de oscilaţie asupra deformaţiei: - forţa de deformare

F = 1600kN; - timp de deformare = 15s; - traiectorie : cerc.

Din cele două diagrame se poate observa, că traiectoria semimatriţei superioare

exercită o influenţă asupra modului de curgere al materialului şi deci asupra deformaţiei. O

influenţă asemănătoare o are şi alegerea unghiului de oscilaţie, mărirea sa având aceeaşi

influenţă ca şi o mărire a presiunii de deformare. De asemenea alegerea greşită a unghiului de

oscilare ca şi nerespectarea celorlalte elemente ale criteriului de deformare a centrului

semifabricatului poate duce la mărirea efectului de ciupercă.

1.2.5. Comparaţie între deformarea orbitală si cea clasică

Compararea dintre rezultatele obţinute experimental şi cele obţinute teoretic (fie cu

ajutorul modelelor matematice, fie cu ajutorul simulărilor pe calculator) ne conduce, de

asemenea, la o serie de observaţii referitoare la utilizarea procesului de deformare orbitală.

Astfel, din diagramele prezentate în figurile 33 - 35., rezultă următoarele:

la deformarea aluminiului pentru adâncimi de penetrare care nu depăşesc 0,5 mm,

rezultatele teoretice sunt într-o concordanţă satisfăcătoare cu cele experimentale,

în ceea ce priveşte determinarea energiei de deformare;


72

suprafaţa de contact dintre matriţa superioară şi semifabricat, obţinută cu

ajutorul programului de calcul, respectă rezultatele obţinute prin cercetări

experimentale.

Din diagramele prezentate comparativ în figurile 49, 60 şi 61, se pot observa următoarele

aspecte care rezultă la deformarea aluminiului EN AW-1050A (Al 99,5):

concordanţa cea mai bună între forţele de deformare se obţine în cazul unor

unghiuri de oscilaţie ale matriţei superioare cuprinse între 1–2°, pentru cazul 59.a.

şi între 49.b şi 49.c;

raportul dintre forţele de deformare obţinute experimental şi teoretic variază de la

1,03 în cazul unor unghiuri mari ( 4o ) până la 1,35 în cazul unor unghiuri mici

(sub 1°);

în cazul folosirii unui unghi de 2°, variaţia raportului forţelor este cuprinsă între

1,05 şi 1,15;

pentru semifabricatele cu un raport H/D cuprins între 1/8/ şi 1/4/ (figurile 60.a şi

b) apare o sincronizare evidentă între rezultatele teoretice şi cele experimentale;

Fig. 60. Diagrama forţelor de deformare în funcţie de avansul matriţei inferioare: a) H/D =

1/4, = 0,31, ● – teoretic, * - experimental; b) H/D = 1/8, = 1,6, ♦ - teoretic, ■ –

experimental; c) H/D = 1/2, = 0,22, ▲ – teoretic, x – experimental.


73

Fig. 61. Diagrama forţei de deformare în funcţie de dimensiunile iniţiale ale

semifabricatului, pentru: f= 0,1 mm / rot, = 0,16, = 2°, ■ – teoretic, ♦ - experimental.

în cazul semifabricatelor groase (H/D = 1,2) diferenţa este de maximum 15% (în

favoarea rezultatelor teoretice) pentru un avans maxim de aproximativ 0,45 mm /

rot;

de asemenea, se observă o corespondenţă între rezultatele teoretice şi cele

experimentale în ceea ce priveşte efectul dimensiunilor semifabricatului asupra

forţei de deformare, aceasta scăzând odată cu creşterea grosimii semifabricatului;

una dintre principalele cauze ale forţei de deformare, dar şi a altor parametri este

în legătură directă cu condiţiile de contact dintre semifabricat şi suprafaţa

semimatriţei superioare.

În tabelul 7. se prezintă o comparaţie între deformarea orbitală şi deformarea clasică

pe o presă hidraulică, din care rezultă:

forţa de deformare orbitală este numai o mică parte din cea necesară

deformării clasice;

gradul de deformare este net superior în cazul deformării orbitale faţă de cea

clasică.

Din analiza altor parametri rezultă că apar şi unele diferenţe mari între curbele

determinate experimental şi cele teoretice. Aceste diferenţe sunt mai semnificative în cazul

diagramelor 50 ... 53. Principalele cauze care explică diferenţele dintre curbele teoretice şi

cele experimentale sunt: variabilitatea parametrilor mecanici ai materialelor, existenţa unor

gradienţi ai vitezei de deformare ai materialului existenţa unor gradienţi de deformare în


74

vecinătatea fisurii care nu sunt cuprinşi în modelele matematice, influenţa frecării care, de

asemenea, nu poate fi cuprinsă exact în modelul matematic.

Tab. 7. Comparaţie între parametri de deformare, la deformarea prin presare orbitală şi cea

clasică (hidraulică).

Materialul

Presa orbitală Presa hidraulică

F [kN] D/D0 H/H0 F [kN] D/D0 H/H0

EN AW-1050A (Al 99,5) 150 6,17 13,14 1250 3,12 9,82

PB985R (Pb 99,9) 90 8,20 15,6 960 10,6 11,32

C 15 (OLC 15) 750 3,23 10,35 2725 2,52 6,36

1 C 35 (OLC 35) 750 3,52 11,9 3450 2,79 7,65

18 MnCu 10 (16 MnCr 5) 700 3,09 9,35 2075 2,28 5,09

41 Cr 4 (40 Cr 10) 500 2,41 5,68 1625 1,92 3,45

X 40 Cr 13 (40 Cr 130) 750 1,99 3,80 1220 1,67 2,68

Din studiile teoretice si experimentale efectuate a rezultat o interdependenţă a

parametrilor de proces specifici deformării orbitale conform unei scheme prezentate în figura

62. Ţinând cont de această schemă, s-a încercat în cercetările experimentale să se urmărească,

influenţele pe care le exercită câte un parametru asupra unuia sau altuia dintre ceilalţi

parametri ai deformării. Rezultatul cercetărilor teoretice este faptul că principalul element

care intercondiţionează modul de variaţie al celorlalţi parametri ai deformării este forţa de

deformare conform figurii 62. Acesta este şi motivul pentru care schema din figura 62 este

construită având ca centru al parametrilor tehnici ai procesului forţa de deformare.


75

Fig.62. Schema interdependenţei parametrilor de proces specifici deformării orbitale


76

1.3 Cercetări ştiinţifice privind construcţia şi execuţia sculelor pentru

deformare orbitală şi a materialelor prelucrabile prin deformare orbitală

1.3.1. Construcţia şi execuţia sculelor pentru deformare orbitală

Sculele necesare pentru presele cu matriţă oscilantă (pentru deformare orbitală) sunt

scule simple, cu dimensiuni de gabarit adecvate mărimii piesei. În construcţia lor sunt

valabile principiile similare construcţiei şi execuţiei sculelor pentru extrudarea pieselor din

oţel prin metode convenţionale.

1.3.1.1. Spaţiul de lucru

Spaţiul de lucru al preselor de deformare orbitală, este mai limitat decât al preselor

convenţionale, datorită construcţiei specifice a preselor şi a execuţiei cu preponderenţă a unor

piese plate.

Fenomenele negative care ar putea apare datorită distribuţiei neregulate a presiunii pe

suprafaţa matriţelor se vor face foarte rar simţite, cu cât sculele vor avea dimensiuni (în

special diametrul) mai mari.

Constructorii de prese de acest gen, luând în consideraţie solicitarea specifică a

sculelor, au încercat să limiteze diametrul matriţelor de deformare orbitală, în funcţie de

diametrul pieselor finite, conform tabelului 8.

Tabelul 8 Alegerea diametrelor matrițelor de deformare orbitală în

funcție de diametrul pieselor finite

Diametrul matriţei [mm] Diametrul piesei [mm]

155 30...60

175 60...85

195 85...110

Alegerea diametrelor de bază ale poansonului şi matriţelor se va verifica cu diagrame

de genul celor din figura 63, în funcţie de forţa de deformare F, excentricitatea e şi

coeficientul de aderenţă , care limitează domeniul de existenţă al tehnologiei. În figura 63,

curba „a” reprezintă limita de aderenţă între sculă şi material, iar curba „b” reprezintă cazul în

care suprafaţa de aderenţă este jumătate din suprafaţa semifabricatului.


77

Fig. 63. Diagrama de determinare a diametrelor bazei matriţei superioare oscilante şi

respectiv a matriţei inferioare în funcţie de excentritate: a - limita de aderenţă între

semimatriţa superioară şi semifabricat; b - cazul în care suprafaţa de aderenţă este jumătate

din suprafaţa semifabricatului.

1.3.1.2. Oţeluri pentru execuţia sculelor

Luând în considerare modul de solicitare al sculelor, alegerea oţelului din care se vor

realiza acestea devine foarte importantă. Sculele active (matriţa oscilantă superioară, matriţa

inferioară şi extractorul) sunt executate din oţeluri de scule pentru deformare la rece conform

standardelor în vigoare, în funcţie de materialul piesei deformate la rece.

Dintre oţelurile de scule româneşti se recomandă pentru execuţia sculelor

următoarele:

conform SEW 250-70, mărcile de oţeluri: 90 MnCrV 8, X 153 CrMoV 12, X

210 Cr 12, oţelurile de rezistenţă la uzură şi tenacitate ridicată, pentru

deformarea pieselor din oţel;

conform SEW 320-69, mărcile HS 18-0-1 şi HS 6-5-2C, în special pentru

matriţa oscilantă, care formează piese cu suprafaţă frontală complexă (dinţată,

cu nervuri subţiri), pentru rezistenţa ridicată pe care o au la uzură;


78

conform SR EN ISO 4957:2002, oţelurile carbon pentru scule, mărcile C80U

şi C105U, care se utilizează pentru execuţia matriţelor mai simple, pentru serii

mici de piese, pentru piese din aliaje neferoase.

1.3.1.3. Formă, dimensiuni de gabarit, prelucrare

O importanţă deosebită la execuţia sculelor pentru deformare orbitală o are

tratamentul termic, calitatea lui având o influenţă hotărâtoare asupra rezistenţei şi durabilităţii

sculelor. În urma experimentărilor făcute se recomandă o duritate a sculelor active de

aproximativ 58 HRC. Depăşirea durităţii peste 60 HRC duce la scăderea rezistenţei, iar o

duritate sub 60 HRC poate duce la deformări ale sculelor în timpul lucrului.

Atât matriţa superioară oscilantă, cât şi matriţa inferioară, au forme cilindrice sau uşor

conice, în funcţie de soluţia adoptată pentru prinderea lor în blocul de matriţe.

Pentru presele de construcţie poloneze PXW, care realizează piese cu diametrul

maxim de 100 mm, diametrul maxim al matriţelor este de 195 mm, cu o înălţime variind între

50 şi 120 mm, în funcţie de dimensiunile piesei.

Matriţele sunt prelucrate prin aşchiere pe maşini convenţionale sau, în cazul pieselor

mai complicate, prin electro-eroziune. De precizia şi gradul lor de finisare depinde direct

precizia şi fineţea pieselor deformate prin deformare orbitală. Pentru execuţia unor piese de

precizie înaltă, la proiectarea matriţelor se ţine cont şi de deformarea lor elastică.

Dintre cele trei elemente active cea care prezintă cea mai mare importanţă este matriţa

superioară, care se montează în capul oscilant, mişcându-se împreună cu acesta în timpul

lucrului.

Partea activă are forma conică, cu un unghi de înclinare egal cu cel al capului oscilant

(aproximativ 2o), figura 64. Importantă pentru proiectarea semimatriţei superioare este şi

poziţia centrului de oscilaţie a capului rotitor (punctul în jurul căruia aceasta oscilează

împreună cu matriţa), faţă de care se proiectează partea activă a matriţei.

Fig. 64. Matriţa superioară: D-diametrul matriţei: = 2o


79

Protuberanţele de pe suprafaţa de lucru a matriţei, respectiv cavităţile executate de

acestea pe suprafaţa superioară a piesei, se proiectează cu o rază R> a, conform figurii 65,

unde a este distanţa de la centrul de oscilaţie al matriţei la extremitatea protuberanţei,

respectiv fundul cavităţii. Dacă se depăşeşte raza R=3a, se creează un moment încovoietor

care deteriorează scula.

Fig. 65. Deviaţia de la suprafaţa teoretică a centrului oscilaţiei: a) R>a corect; b) R> 3a

greşit

1.3.1.4. Durabilitatea sculelor pentru deformarea orbitală

Realizarea unei durate de viaţă ridicate a unui set de matriţe depinde de folosirea unor

scule proiectate şi executate corect, care sa ţină seama de caracteristicile şi comportarea

materialului din care este executată scula şi în special de tratamentul termic, care făcut corect

conferă sculei o structură care să asigure caracteristici tehnologice şi de exploatare

superioare.

Duritatea sculelor mai depinde de:

gradul de deformare al piesei;

gradul de complexitate al piesei;

caracteristicile tehnologice ale semifabricatului

caracteristicile metalurgice ale semifabricatului.

În cazul matriţelor executate din carburi metalice se înregistrează durabilităţi de

ordinea 10.000 - 30.000 de piese din oţel de complexitate medie şi toleranţe de ordinul

sutimilor. În funcţie de complexitatea piesei după 5.000 - 10.000 bucăţi, în mod normal se

face o remediere simplă prin finisare.


80

Pentru matriţele executate din oţel rapid, în literatura de specialitate sunt date

durabilităţi de 3.000 - 6.000 de piese din oţel de complexitate medie şi precizie de ordinul 0,1

mm.

În ceea ce priveşte întocmirea, fixarea şi reglajul sculelor, datorită construcţiei simple,

un set de scule se montează şi se reglează în 10 - 15 minute. De aici rezultă economicitatea

execuţiei pentru seriile mici şi mijlocii.

1.3.2. Materiale prelucrabile prin deformare orbitală

1.3.2.1. Noţiuni introductive privind materialele prelucrabile prin

deformare orbitală

Prin tehnologia de deformare orbitală la rece se pot obţine piese rezultate în urma

deformării, atât a semifabricatelor din aliajele feroase, cât şi a celor din aliaje neferoase

deformabile plastic la rece.

Pentru aliajele feroase, se calculează, în general, conţinutul de carbon echivalent, care

trebuie să fie, în principiu, mai mic decât 0,4%, cu următoarea formulă,

0,6[%]

4 40 20e

Mn Cr NiC C

( 34)

Pentru evitarea flambării, în cazul semifabricatelor iniţial supuse prelucrării prin

deformare orbitală liberă sau semiliberă, raportul între înălţimea semifabricatului şi diametrul

lui trebuie să fie de ordinul ( / 2H D ).

Şi în cazul forjării orbitale, ca la orice deformare plastică la rece, este necesar ca

materialul să fie supus recoacerii de înmuiere. Duritatea semifabricatului nu trebuie să

depăşească 32 HRC.

În ceea ce priveşte lubrifierea şi fosfatarea, în general, acestea nu sunt necesare, cu

toate că pot avea un efect pozitiv asupra modului de desfăşurare a procesului de deformare.

1.3.2.2. Faze tehnologice şi grade de deformare

Datorită modalităţii specifice de contact între semifabricat şi matriţa oscilantă (care

duce la o frecare redusă între semifabricat şi matriţa oscilantă), precum şi datorită pătrunderii

treptate a deformării în masa semifabricatului, rezultă o umplere perfectă a cavităţii matriţei,

astfel încât se pot realiza piese cu forme foarte complicate, într o singură fază tehnologică.

Cel mult se poate combina deformarea pe presa de deformat orbital cu stanţarea, sau se pot

deforma orbital preforme sinterizate.

Dacă în timpul procesului de deformare, datorită ecruisării puternice a materialului,

duritatea şi rezistenţa la deformare cresc atât de mult, încât depăşesc posibilitatea de


81

deformare a piesei, aceasta se va executa în două etape tehnologice, între care piesa se va

supune unui tratament termic de recoacere şi înmuiere.

Conform celor prezentate mai sus, deformarea plastică limită posibilă prin deformarea

orbitală fără fisurarea materialului, este superioară metodelor convenţionale. Gradele de

deformare, calculate conform fişelor tehnologice variază între 40 şi 70%, deci mult mai mari

decât cele obţinute cu ajutorul tehnologiilor convenţionale.

1.3.2.2. Precizia dimensională a pieselor, bavuri

Precizia formei şi a dimensiunilor piesei obţinute prin deformare orbitală, depinde în

mod direct de precizia cu care a fost executată matriţa. În medie, această precizie corespunde

preciziei clasei 7-8 după ISO.

Tabelul 9

Simbol cotă Cotă impusă [mm] Cotă realizată

[mm]

Adaos de

prelucrare [mm]

Deformare

orbitală

D 80 80,5 0,5

H 30 30,6 0,6

Matriţare

clasică

D 80 83,15 3,15

H 30 32,50 2,50

Fig. 66. Comparaţie între precizia dimensională a piesei obţinută prin deformare orbitală şi

prin matriţare clasică


82

Abaterile dimensiunilor pieselor sunt cuprinse într-un interval de 0,2 mm, în funcţie

de forma şi mărimea acestora. În figura 66 si tabelul 9, se prezintă o comparaţie între cotele

impuse şi cele realizate pentru o piesă deformată prin deformare orbitală şi respectiv

matriţare clasică. Rugozitatea suprafeţei piesei, depinde numai de gradul de şlefuire al

matriţei. Forma piesei este practic o reproducere fidelă a matriţei, toleranţele lor dimensionale

depinzând de deformarea elastică a matriţei ce poate fi luată în proiectarea matriţelor. Cea

mai înaltă precizie este de aproximativ 0,05 mm, care se obţine prin aplicarea unui inel

tampon între matriţe, pentru compensarea deformaţiilor elastice.

Deformaţiile elastice ale matriţelor din oţel C120, determinate experimental sunt

prezentate în figura 67. şi tabelul 10.

Tabelul 10

Simbol cotă Cotă matriţă

[mm]

Cotă presă

[mm]

Elasticitate

[mm] [%]

Φ 80,1 80,5 0,4 0,45

d 32,0 32,3 0,3 0,55

Fig. 67. Deformaţia elastică a matriţelor din oţel C120


83

În funcţie de precizia debitării, în operaţiile de deformare orbitală, corespunzând

presiunii în matriţe închise, apare între semimatriţa superioară şi cea inferioară o bavură

neînsemnată.

Mărimea bavurii are o influenţă asupra durabilităţii materialelor. În cazul în care nu

este neapărat necesar, nu este indicată limitarea în mod excesiv a grosimii bavurii. Dacă se

supradimensionează semifabricatul iniţial, sau se debitează greşit semifabricatul în timpul

operaţiilor de deformare orbitală, apare între matriţa superioară şi cea inferioară o bavură,

care în acest caz constituie un defect al piesei finale, figura 68.

Fig. 68. Formarea bavurii în cazul supradimensionării semifabricatului iniţial: 1-extractor;

2-matriţa inferioară; 3-piesa; 4-bavura; 5-matriţa superioară.

1.3.2.3. Structura, configuraţia fibrajului şi duritatea pieselor

deformate orbital

Analiza macroscopică a structurii pieselor executate pe prese de deformat orbital, a

arătat că piesa deformată are un fibraj corect, avantajos din punct de vedere al rezistenţei în

exploatare. Forma piesei reproduce fidel cavitatea matriţei, nu există discontinuităţi în


84

structură sau defecte potenţiale. Din analiza microstructurii rezultă o deformare

corespunzătoare a grăunţilor. Grăunţii sunt alungiţi în direcţia deformării, conferind de

asemenea piesei proprietăţi optime în exploatare.

Duritatea pieselor creşte proporţional cu gradul de deformare, pe măsura ecruisării

materialului. În cazul oţelurilor, duritatea poate creşte cu până la 50% faţă de cea iniţială.

1.3.3. Defecte, cauze, remedii ale pieselor executate prin deformare

orbitală

În timpul deformării la rece prin deformare orbitală, pot apare diferite defecte ale

piesei finale. În figura 69, sunt prezentate sintetic cele mai frecvente defecte, iar cauzele care

le generează şi eventualele remedieri ale lor sunt următoarele:

Fig. 69. Defecte care apar la piesele deformate orbital: a-piesa finală; b-dezaxarea capului;

c-exfolierea suprafeţelor piesei; d-fisuri pe circumferinţa flanşelor; e-neplaneitatea

suprafeţei piesei finale; f-fisuri la baza flanşei.

1. Dezaxarea capului (figura 69,b) are ca şi cauze principale:

flambarea semifabricatului de pornire;

timp de deformare prea mic;


85

rugozitatea grosolană a matriţei.

Prevenirea sau corectarea se poate face prin: respectarea condiţiilor de flambaj,

sau şlefuirea cavităţii matriţei şi mărirea timpului de deformare.

2. Exfolierea suprafeţei piesei (figura 69,c) are ca şi cauze:

tensiuni locale prea mari în straturi;

deplasarea prea mare a centrului de oscilaţie.

Prevenirea şi corectarea se poate face prin: micşorarea unghiului de înclinare a

semimatriţei superioare şi deplasarea centrului de oscilaţie spre suprafaţa piesei.

3. Fisuri pe circumferinţa flanşei (figura 69,d) are care au ca şi cauze:

rezistenţa mare la deformare a materialului;

unele defecte de material sub formă de incluziuni;

structura în benzi a semifabricatului.

Prevenirea şi corectarea se poate face prin: schimbarea semifabricatului de

pornire, împărţirea procesului de deformare în două etape, cu o recoacere

intermediară;

4. Neplaneitatea suprafeţei piesei finale (figura 69,e) are ca şi cauze:

prelucrarea necorespunzătoare a matriţei superioare;

inegalitatea dintre unghiul de înclinare al matriţei şi unghiul

părţii active.

Prevenirea şi corectarea se poate face prin: remedierea suprafeţei de lucru a

matriţei şi restabilirea unghiului de înclinare a capului rotitor.

5. Fisuri la baza flanşei (figura 69,f) au ca şi cauză un grad prea mare de deformare

şi se pot corecta prin schimbarea traiectoriei de lucru a semimatriţei oscilante.

Rezultatul studiilor şi cercetărilor din cadrul celor trei subcapitole este punerea în

evidenţă a influenţei modificării unor parametri tehnici asupra procesului de deformare

orbitală, precum şi eventuala interdependenţă dintre parametri procesului.

Concluzia acestor cercetări este diagrama funcţională a procesului de deformare

orbitală prezentată în figura 70. Din această diagramă se poate observa că principalele grupe

de factori care influenţează procesul de deformare orbitală sunt:

1. – semifabricatul;

2. – utilajul de deformare;

3. – ansamblul de matriţe (inferioară şi superioară);

4. – parametri de proces.

De asemenea în diagramă s-a prezentat pentru fiecare grupă de factori, menţionaţi mai

sus, elementele pe care le înglobează, şi care pot influenţa procesul de deformare orbitală.


86

Fig. 70. Diagrama funcţională a procesului de deformare orbitală


87

1.4. Realizări academice şi profesionale

Sunt absolvent al Institutului Politehnic din Cluj Napoca, actualmente Universitatea

Tehnică din Cluj-Napoca, specializarea Utilaj Tehnologic, Facultatea de Mecanică, promoția

1985, absolvent de Studii academice postuniversitare, specializarea Ingineria circulaţiei

rutiere, Facultatea de Mecanică, promoția 1999 şi absolvent de Master, specializarea Ştiinţa

sportului, Universitatea "Babeş-Bolyai" din Cluj-Napoca, promoţia 2006.

Începând cu 15 septembrie 1988 prin repartiţie guvernamentală, mi-am desfășurat

activitatea în cadrul Catedrei Tehnologia Construcţiilor de Maşini, în prezent Departamentul

Ingineria Fabricaţiei, din cadrul Facultății de Construcţii de Maşini a Universității Tehnice

din Cluj-Napoca, mai întâi ca asistent universitar (septembrie 1988–martie 1993), șef lucrări

(martie 1993–octombrie 1998), conferențiar (octombrie 1998–octombrie 2002), profesor din

octombrie 2002 și până în prezent.

Am obținut titlul științific de Doctor Inginer în 1995, cu teza de doctorat “ Studii şi

cercetări privind variaţia parametrilor de proces specifici deformării plastice la rece prin

intermediul deformării orbitale “ Conducător științific: Prof.dr.ing. Iosif TǍPǍLAGǍ.

Această secțiune trece succint în revistă principalele repere legate de evoluția carierei

mele, din punct de vedere academic și profesional din momentul în care am primit titlul

academic de Doctor Inginer în domeniul Inginerie Industriala, în anul 1995.

1.4.1. Realizări academice

La începutul activității mele didactice, am desfăşurat activităţi de proiect şi laborator

la disciplinele Proiectarea maşinilor–unelte pentru prelucrări prin deformare plastică, anul

IV ingineri zi şi V ingineri seral, specializarea Maşini unelte, Tehnologia presării la rece,

anul IV ingineri zi şi V ingineri seral, specializarea Tehnologia Construcţiilor de Maşini şi

Mecanizarea şi automatizarea proceselor tehnologice de aşchiere şi deformare, anul IV

ingineri zi şi V ingineri seral, specializarea Tehnologia Construcţiilor de Maşini.

După ce am promovat în funcţia didactică de conferenţiar am început să predau

cursurile de Proiectarea maşinilor–unelte pentru prelucrări prin deformare plastica la anul

IV ingineri zi Bistriţa, Tehnologia presării la rece, anul II ingineri colegiu, specializarea

Tehnologia Prelucrării Materialelor; Utilaje şi tehnologii de deformare plastică la

specializările Exploatarea Maşinilor Unelte şi Organizarea şi Gestiunea Producţiei, anul II

ingineri colegiu.

În intervalul scurs de la promovarea mea în funcţia didactică de profesor și până în

prezent (2002–2017), am predat ca titular la următoarele discipline:

Utilaje şi tehnologii de deformare plastică, anul II ingineri colegiu, specializările

Exploatarea Maşinilor Unelte şi Organizarea şi Gestiunea Producţiei;

Tehnologia presării la rece, anul II+III ingineri colegiu, specializarea Tehnologia

Prelucrării Materialelor;


88

Exploatarea maşinilor şi tehnologii de fabricaţie, anul II ingineri colegiu,

specializarea Organizarea şi gestiunea producţiei;

Utilaje şi instalaţii pentru prelucrarea maselor plastice şi compozite, anul I Studii

aprofundate, specializarea Fabricaţia Pieselor din Materiale Plastice şi Compozite;

Procedee speciale de deformare, anul V ingineri seral, specializarea Tehnologia

Construcţiilor de Maşini;

Proiectarea maşinilor–unelte pentru prelucrări prin deformare plastică, anul IV

ingineri Bistriţa, specializarea Maşini Unelte şi anul V ingineri seral, specializarea

Tehnologia Construcţiilor de Maşini Cluj Napoca;

Maşini de prelucrare prin deformare plastică, licenţă, anul III specializarea

Tehnologia Construcţiilor de Maşini Alba Iulia, anul III specializarea Maşini Unelte şi

Sisteme de Producţie Bistriţa şi anul III specializarea Tehnologia Construcţiilor de

Maşini Engleză Cluj Napoca;

Mecanizarea şi automatizarea proceselor tehnologice de aşchiere şi deformare–

licenţă anul IV specializarea Tehnologia Construcţiilor de Maşini Engleză Cluj

Napoca şi anul IV specializarea Tehnologia Construcţiilor de Maşini Alba Iulia;

Tehnologii de fabricaţie–licenţă anul III specializarea Sisteme şi Echipamente

Termice Alba Iulia;

Ingineria proceselor de asamblare–licenţă anul IV specializarea Inginerie Economică

Industrială Alba Iulia;

Automatizarea fabricaţiei–master anul I specializarea Tehnologii Avansate de

Fabricaţie, Cluj Napoca şi Alba Iulia;

Tehnologii şi echipamente avansate pentru prelucrarea la rece–master anul II

specializarea Tehnologii Avansate de Fabricaţie, Cluj Napoca şi Alba Iulia;

Protecţia mediului în instalaţiile termice–master anul II specializarea Managementul

Energiei Termice;

Managementul investiţiilor publice locale–master anul II specializarea Managementul

Energiei Termice.

Pe parcursul activităţii mele didactice atât înainte cât și după ce am primit titlul de

Doctor Inginer, am fost în permanență preocupat de îmbunătățirea abilităților mele de

predare, de pregătirea și actualizarea permanentă a conținutului cursurilor, introducerea unor

capitole noi, adaptarea conținutului prelegerilor la nevoile pieței forței de muncă și la

evoluțiile din aceste domenii. Fiind convins că un profesor ar trebui să fie mult mai mult

decât un lector pentru studenții săi, am participat la mai multe seminarii și cursuri și am fost

implicat activ în programele care vizează aspecte ce țin de metodica de predare.

Aptitudinile pentru componenta didactică le‐am consolidat în anii studenţiei urmând

cursurile de Psihologie, Pedagogie, Metodologie şi Practică Pedagogică, aptitudini validate

prin Certificatul de absolvire a Departamentului pentru pregătirea personalului didactic.

În anul 1997 am urmat cursurile Institului Român de Management Bucureşti, primind

diploma de “Noi coordonate ale managementului educaţiei, cercetării şi dezvoltării.

Restructurarea sistemului ştiinţific şi tehnologic în România”

De asemenea în anul 2013 am urmat cursurile programului DIDATEC participând la

programul de formare profesională „Şcoala universitară de formare iniţială şi continuă a


89

personalului didactic şi a trainerilor din domeniul specializărilor tehnice şi inginereşti –

DidaTec”, POSDRU/87/1.3/S/60891, (mai – dec.2013).

O altă activitate care a contribuit la pregătirea mea didactică a fost coordonarea

programului CEEPUS (Program de mobilităţi şi schimburi de studii universitare în ţările din

Europa Centrală) CIII–RO–0058, în perioada 1999–2017.

Prima etapa s-a desfăşurat în perioada 1999–2002, cu programul CEEPUS CI–RO–

0103 având ca temă “Dezvoltarea învăţământului superior de scurtă durată (colegii) în profil

tehnic, economic şi administrativ” având 9 parteneri din 5 ţări. A doua etapă s-a desfăşurat în

perioada 2003–2004, cu programul CEEPUSCI–RO–0129 având ca temă “Implemantarea

sistemului european de credite transferabile–ECTS–în învățământul superior de scurtă

durată de la Universitatea Tehnică din Cluj-Napoca”, cu participarea a 11 parteneri din 6

ţări. Am continuat în perioada 2005–2009 cu programul CEEPUS CII–RO–0058 (1–3)

având ca temă “Implementarea sistemului european de credite transferabile–ECTS–în

învățământul superior de scurtă durată în cadrul procesului de la Bologna la Universitatea

Tehnică din Cluj-Napoca”, cu participarea a 10 parteneri din 7 ţări.

Începând cu anul 2010 şi până în prezent sunt coordonatorul programul CEEPUS

CIII–RO–0058 (4–10) având ca tema “Proiectarea, implementarea și utilizarea

programelor comune privind calitate în Ingineria Fabricaţiei” cu 24 de parteneri din 13 ţări.

Programul prezentat îşi propune realizarea a cinci activităţi permanente:

1. Schimburi şi mobilităţi de studenți și cadre didactice. Studenţii pot beneficia de

mobilităţi scurte (între 10 şi 30 de zile) sau lungi (între 3 si 10 luni). Cadrele didactice vor

efectua prelegeri cu o durată cuprinsă între 14 şi 17 ore;

2. Organizarea de conferințe, ateliere, școli de vară și excursii;

3. Punerea în aplicare a unor programe de studii comune pentru finalizarea în cotutelă

a lucrărilor de licenţă, a lucrărilor de disertaţie şi a tezelor de doctorat, lucrări de laborator,

experimente, etc.;

4. Pregătirea unor materiale de studiu (cărți, monografii, cursuri) în limba engleză

pentru programele comune;

5. Crearea unei platforme: e-platforma / e-learning, pe baza WEB de predare, pentru

posibilitatea de a studia în universitățile partenere.

În acelaşi timp am fost coordonator local la alte trei programe, care îşi propun aceleaşi

obiective ca şi proiectul meu, după cum urmează:

în perioada 2009 – până în prezent, la programul CEEPUS CIII–SK–0030 cu

tema, „Pregătirea, dezvoltarea, implementarea și utilizarea programelor

comune în Ingineria Producției – extinderea flexibilităţii și mobilității

studenților din Europa Centrală”, coordonator, Prof. dr. ing. Ivan KURIC, de

la Universitatea din Zilina, SLOVACIA, cu 18 parteneri din 10 ţări;

în perioada 2011 – până în prezent la programul CEEPUS CIII–RO–0202 cu

tema, „Implementarea și utilizarea sistemelor de e-learning pentru studiul în

Ingineria Producției în Regiunea Europei Centrale”, coordonator, Prof. dr.

ing. Nicolae UNGUREANU, de la Centrul universitar Nord al Universităţii

Tehnice din Cluj Napoca, cu 29 parteneri din 12 ţări;


90

în perioada 2015 – până în prezent la programul CEEPUS CIII–PL–0033 cu

tema, „Dezvoltarea domeniului Inginerie Mecanică (proiectare, tehnologie și

managementul producției) ca o bază esențială pentru progresul în domeniul

logisticii companiilor mici și mijlocii - cercetarea, pregătirea și punerea în

aplicare a programelor comune de studii”, coordonator, Prof. dr. ing.

Stanislaw LEGUTKO, de la Universitatea Tehnică din Poznan, Polonia cu 26

parteneri din 10 ţări.

În cadrul acestor programe am susţinut o serie de prelegeri cum ar fi :

Măsurarea distribuției presiunii în deformarea orbitala;

Mecanismul deformării în deformarea orbitală a corpurilor inelare;

Utilizarea comenzii numerice în deformarea orbitală – prelucrare de înaltă

precizie;

Cinematica procesului de deformare orbitală;

Determinarea forţei de deformare în cazul procesului de presare la rece prin

deformare orbitală.

Aceste prelegeri s-au desfăşurat la universităţile partenere ale acestor programe dintre

care amintesc:

Universitatea Tehnică din Viena, Austria, Departamentul de Metrologie Industrială şi

Fabricaţie;

Universitatea Tehnică din Sofia, Bulgaria, Facultatea de Inginerie Industrială şi

Management în limba germană, (FaGEEIM);

VŠB–Universitatea Tehnică din Ostrava, Cehia, Departamentul de Prelucrare și

Asamblare;

Universitatea Tehnică a Moldovei Chişinău, Moldova, Departamentul de Mecanisme

şi Organe de Maşini;

Colegiul Universitar Nyíregyháza, Ungaria, Facultatea de Inginerie şi Agricultură;

Universitatea din Miskolc, Ungaria, Facultatea de Inginerie Mecanică, Departamentul

de Ingineria Producției;

Universitatea Tehnică din Poznan, Polonia, Institutul de Tehnologie mecanică;

Colegiul Politehnic Subotica, Serbia, Departamentul de Inginerie Mecanică;

Universitatea din Novi Sad, Serbia, Facultatea de Științe Tehnice, Institutul de

Ingineria Producţiei;

Universitatea Tehnică din Košice, Slovacia, Facultatea de Tehnologii de Fabricație

Preşov;

Universitatea Tehnică a Slovaciei Bratislava, Slovacia, Facultatea de Ştiinţa

Materialelor şi Tehnologie Trnava;

Universitatea din Zilina, Slovacia, Departamentul pentru Prelucrare și Automatizare;

Universitatea J.J.Strossmayer din Osijek, Croaţia, Facultatea de Inginerie Mecanică

Slavonski Brod;

Universitatea Bohemia de Vest - Pilsen, Cehia, Facultatea de Inginerie Mecanică.


91

De remarcat este faptul că pentru programul CEEPUS CIII–RO– 0058–1314 cu titlul

“Proiectarea, implementarea și utilizarea programelor de studiu comune în domeniul calității

și ingineriei fabricației” am primit Premiul de Excelență al Miniștrilor pentru anul 2014.

Tot în domeniul realizărilor academice pot enumera şi activitatea desfăşurată în cadrul

programelor TEMPUS, primele programe după 1989, care au permis profesorilor români să

poată lua pulsul direct al activităţilor din universităţile vestice. Participarea mea la aceste

programe s–a concretizat astfel:

Coordonatorul programului TEMPUS CME – 02557 – 96 , “Graduate Job Office-

CJO – Center for graduates guidance and placement in public and private sector ”

desfăşurat în perioada 1997-1998, cu parteneri din Austria, Anglia, Franţa, Grecia şi

România;

Contractor al programului TEMPUS JEP – M_01937 – 97 , “CONCORDIA 2000 –

Restructuring TEAUC of Cluj-Napoca” desfăşurat în perioada 1998 - 2000, cu

parteneri din Anglia, Finlanda, Franţa, Germania, Grecia şi România;

Contractor al programului TEMPUS CME – 046978 – 98, “Regional Center on

Continuos long distance learning - CECON” desfăşurat în perioada 1999 - 2001, cu

parteneri din Anglia, Grecia şi România;

Program Individual TEMPUS IMG – 94 – 579, Institutul Naţional de Ştiinţe Aplicate

Toulouse, Franţa, Coordonator Prof. Jean GUILLOT, perioada 4.04.1994 –

31.05.1994;

Program Individual TEMPUS IMG – 96 – 1023, Universitatea Centrală din

Lancashire, Preston, Anglia, Coordonator Prof. Rob PAINE, perioada 4.02.1997 –

28.03.1997.

1.4.1.1. Capacitatea de a îndruma studenţi şi tineri cercetători

Îmbunătăţirea actului didactic nu a vizat doar creşterea calităţii materialului prezentat

(printr‐o înţelegere şi adaptare treptată la tendinţele din domeniu), ci a urmărit şi promovarea

altor două componente: înţelegerea şi cunoaşterea nevoilor studenţilor printr‐un dialog

permanent şi cultivarea unei responsabilităţi continue a acestora faţă de activităţile

desfăşurate la curs şi aplicaţii. Chestionarele şi feedback‐ul solicitat studenţilor pe parcursul

derulării activităţilor didactice m–a ajutat în a le identifica nevoile de cunoaştere şi de a–mi

perfecţiona metodele de predare.

Astfel, au fost îmbunătăţite tehnicile de predare, iar metodele de evaluare au fost

diversificate. Au fost introduse în evaluările activităţilor de laborator trei modalităţi de

evaluare: redacţional, test grilă şi evaluare practică individuală. Pentru activităţile de proiect

au fost alocate teme care au încurajat munca în echipă.

Preocuparea faţă de activităţile desfăşurate împreună cu studenţii poate fi observată şi

din implicarea în organizarea şi coordonarea activităţilor de elaborare a lucrărilor de

diplomă/licenţă şi disertaţie. Astfel începând cu anul 2000 am făcut parte din următoarele

comisii de finalizarea a studiilor:

Organizarea şi gestiunea producţiei – Colegiu, Cluj Napoca şi Bistriţa, membru în

comisie, 2000–2007;


92

Tehnologia prelucrării materialelor – Colegiu, Cluj Napoca, membru în comisie,

2000 – 2007;

Inginerie economică industrială – Licenţă, Alba Iulia , membru în comisie, 2011 –

până în prezent;

Ingineria şi managementul resurselor tehnologice în industrie – Master, Cluj

Napoca şi Satu Mare, membru în comisie, 2012 – 2016;

Managementul energiei termice – Master, Cluj Napoca şi Alba Iulia, membru în

comisie, 2011 – până în prezent;

Tehnologia construcţiilor de maşini – Licenţă, Alba Iulia, preşedinte de comisie,

2009 – până în prezent;

Tehnologii avansate de fabricaţie – Master, Cluj Napoca şi Alba Iulia, preşedinte

de comisie, 2011 – până în prezent;

Tehnologii moderne de fabricaţie – postuniversitar, Cugir şi Cluj Napoca,

preşedinte de comisie, 2013 – până în prezent.

Începând din anul 1996 am coordonat peste 250 de studenţi de la ciclul licenţă în

vederea elaborării lucrărilor de finalizare a studiilor. Din anul 2005 am coordonat peste 90 de

studenţi de la ciclul de studii aprofundate, postuniversitar şi master în vederea elaborării

lucrărilor de dizertaţie.

De asemenea, începând cu anul universitar 1995 – 1996 coordonez activitatea de

practică a studenţilor din anii 1 – 4 Tehnologia construcţiilor de maşini Cluj Napoca şi Alba

Iulia, iar din anul universitar 2010 – 2011 coordonez şi activităţile de cercetare şi practică

(ACP) a studenţilor de la ciclul de master Tehnologii avansate de fabricaţie, anul I şi II de

studiu.

Continuând aprofundarea tematicilor propuse la lucrările de diploma sau disertaţie,

câţiva dintre absolvenţii pe care i‐am îndrumat s‐au înscris şi unii şi‐au finalizat studiile

doctorale la diverse universităţi. Dintre aceştia ii pot aminti pe:

dr. ing. Mărioara MORAR;

dr. ing. Gheorghe VASAJ;

dr. ing. Maria BORZA (ŞTEFĂNIE);

dr. ing. Ioan INIŞCONI;

dr. ing. Todor NECHIFOR;

dr. ing. Dinu POP,

ing. Christina TEUŞAN;

ing. Gabriel Nicodim CIUŞCǍ.

O altă componentă a activităţilor desfăşurate a reprezentat‐o implicarea în activitatea

de admitere una dintre cele mai importante activităţi ale unei universităţi. Astfel, am

participat ca membru, secretar sau coordonator al comisiilor de admitere a Universităţii

Tehnice din Cluj Napoca, după cum urmează:

membru în comisia de admitere a Facultăţii de Construcţii de Maşini, 1992 –

1995;


93

membru, secretar şi preşedinte în comisia de admitere a Colegiului Universitar

Tehnic, Economic şi de Administraţie – CUTEA, 1996 – 2004;

coordonator al comisiei de admitere la Extensia universitară Alba Iulia, 2005 –

2013;

coordonator al comisiei de admitere la Masterul Tehnologii Avansate de

Fabricaţie Cluj Napoca şi Alba Iulia, 2010 – până în prezent.

Nu ȋn ultimul rând, din anul universitar 2006 – 2007 sunt tutore de an pentru studenţii

de la specializarea de licenţă TCM – Tehnologia Construcţiilor de Maşini Alba Iulia, anul I,

II, III şi IV şi la specializarea de master TAF – Tehnologii avansate de fabricaţie, Cluj

Napoca şi Alba Iulia, anul I şi anul II de studii.

1.4.2. Realizări profesionale

În afară de activitățile de cercetare și didactice prezentate, am fost întotdeauna un

membru activ în domeniul dezvoltării instituționale, atât la nivel de departament, facultate, și

la nivel de universitate.

De-a lungul activităţii desfăşurate în Universitatea Tehnică din Cluj-Napoca am

ocupat următoarele funcţii administrative pe linie de învăţământ:

1992 – 1997, – director educativ al Complexului Studenţesc MĂRĂŞTI;

1996 – 2000, – director adjunct al Colegiului Universitar Tehnic, Economic şi de

Administraţie CUTEA;

2000 – 2004, – director al Colegiului Universitar Tehnic, Economic şi de

Administraţie CUTEA;

2015 – până în prezent, membru al Consiliului departamentului Ingineria Fabricaț iei,

din cadrul Facultăţii Construcţii de Maşini;

1983 – 1985, – membru al Consiliului Profesoral al Facultăţii de Mecanică ;

1996 – 2004, 2012 – până în prezent , – membru al Consiliului Profesoral al Facultăţii

de Construcţii de Maşini;

1983-1985, 2000 – 2004 membru al Senatului Universităţii Tehnice;

2005 – 2014, director al Extensiei Alba Iulia a UTC-N.

2005 – până în prezent, responsabilul al programului de studii de licenţă (TCM)

Tehnologia Construcţiilor de Maşini Alba Iulia. În aceasta calitate în anul 2005 am

elaborat dosarul de autorizare provizorie iar în anul 2012 dosarul de acreditare pentru

TCM Alba Iulia;

2009 – prezent, responsabilul programului de studii de masterat (TAF) Tehnologii

Avansate de Fabricaţie. În aceasta calitate în anul 2009 am elaborat dosarul de

autorizare provizorie, în anul 2011 dosarul de acreditare pentru TAF Cluj Napoca, iar

în anul 2015 dosarul de acreditare pentru TAF Alba Iulia.

Toate aceste activităţi m-au ajutat să dobândesc o bună capacitate de comunicare cu

colegii şi abilităţi pentru lucrul în echipă, calităţi pe care le-am perfecţionat în activitatea de

zi cu zi în cadrul universităţii, dar şi din alte activităţi colaterale dintre care se pot aminti:


94

Preşedinte al Clubului sportiv universitar "Politehnica" Cluj – Napoca, numit prin

decizie a Senatului Universităţii Tehnice din Cluj Napoca în perioada 2001 – 2004;

Preşedinte al Consiliului de Administraţie al Clubului Sportiv Universitar

"Universitatea" Cluj – Napoca, numit prin ordin al Ministrului Educaţiei Naţionale,

din anul 2002 până în prezent.

Am fost implicat în reprezentarea universității și facultății în unele structuri naționale

prin intermediul unor poziții cum ar fi:

Expert evaluator al Consiliului Național al Cercetării Științifice din Învățământul

Superior (CNCSIS), pentru propuneri de proiecte de cercetare 2000 – 2010

(evaluarea a 31 de propuneri de proiecte).

Totodată am participat la organizarea şi coordonarea a mai multor programe

internaţionale după cum urmează:

coordonator la un program TEMPUS;

contractor la două programe TEMPUS;

coordonator al unui program CEEPUS în perioada 1999 – până în prezent;

coordonator local – partener la trei programe CEEPUS;

responsabil program Erasmus cu Universitatea J.J.Strossmayer din Osijek,

Facultatea de Inginerie Mecanică din Slavonski Brod.

Rezultatul acestor proiecte internaţionale reprezintă o bogată experienţă internaţională

dobândită ca urmare a stagiilor din străinătate efectuate în universităţi din Rusia, Italia,

Franţa, Danemarca, Anglia, Elveţia, Austria, Ungaria, Cehia, Slovacia, Polonia, Serbia,

Croaţia, Macedonia, Bosnia Hertegovina, Moldova, Belgia, Germania şi Grecia. Am

participat activ la elaborarea şi semnarea unor Acorduri de cooperare cu mai multe facultăţi

din Europa dintre care pot aminti:

Facultatea de Inginerie Mecanică a Universităţii din Zilina, Slovacia;

Facultatea de Inginerie Mecanică din Slavonski Brod a Universităţii

J.J.Strossmayer din Osijek, Croaţia;

Facultatea de Inginerie Mecanică a Universităţii din Miskolc, Ungaria;

Facultatea de Inginerie şi Agricultură a Universităţii din Nyiregyhaza, Ungaria.

1.4.3. Vizibilitatea, prestigiul şi impactul realizărilor academice,

profesionale şi ştiinţifice

Impactul realizărilor ştiinţifice poate fi identificat în cele 49 de lucrări ştiinţifice

indexate, dintre care 6 lucrări în reviste cotate ISI, 8 lucrări în volume indexate ISI şi 35

lucrări în reviste şi volume indexate în BDI. Mai există un număr de 78 articole/studii

publicate în volumele unor manifestări ştiinţifice recunoscute din ţară sau străinătate (cu

ISSN sau ISBN), 15 articole/studii publicate în reviste de specialitate de circulaţie naţională

recunoscute CNCSIS, articole/studii publicate volumele unor manifestări ştiinţifice naţionale

(cu ISSN sau ISBN), 40 articole/studii publicate în volumele unor manifestări ştiinţifice

recunoscute din ţară şi din străinătate neindexate şi 9 lucrări invitate şi prezentate în plenul

unor manifestări ştiinţifice în calitate de Keynote Speaker.


95

Recunoaşterea şi impactul activităţii ştiinţifice sunt reflectate şi de citările în reviste şi

volume ale unor manifestări ştiinţifice. Astfel, pentru lucrările ştiinţifice menţionate există un

număr de 58 de citări, dintre care 5 citări în reviste indexate şi cotate ISI şi 23 de citări în

lucrări publicate în reviste şi volume indexate în BDI.

Experienţa acumulată în proiectele de cercetare este concretizată ȋn 10 cărţi de

specialitate publicate la edituri recunoscute, astfel: 1 carte de specialitate ca unic autor, 6 cărţi

de specialitate în calitate de prim autor şi 3 cărţi de specialitate în calitate de co – autor.

Dintre acestea 4 sunt în edituri internaţionale şi 6 in edituri naţionale.

Sunt membru în comitetele ştiinţifice la mai multe manifestări ştiinţifice dintre care

amintesc:

INTERNATIONAL CONFERENCE ON PRODUCTION RESEARCH

REGIONAL CONFERENCE AFRICA, EUROPE AND THE MIDDLE

EAST and 3rd and 4rd INTERNATIONAL CONFERENCE ON QUALITY

AND INNOVATION IN ENGINEERING AND MANAGEMENT, Cluj –

Napoca, ROMANIA (2014, 2016);

INTERNATIONAL CONFERENCE MODERN TECHNOLOGIES IN

MANUFACTURING, Cluj – Napoca, ROMANIA (2009, 2011, 2013, 2015 şi

2017);

International Scientific Conference AUTOMATION IN PRODUCTION

PLANNING AND MANUFACTURING, Zilina , SLOVACIA (ediţiile 1 –

16);

IMC INTERNATIONAL MULTIDISCIPLINARY CONFERENCE

Nyiregyhaza, HUNGARY (ediţiile 10 – 15);

ITEP 2016 INTERNATIONAL CONFERENCE INNOVATIVE

TECHNOLOGIES IN ENGINEERING PRODUCTION, Zuberec,

SLOVACIA.

La toate aceste conferinţe ştiinţifice am recenzat peste 120 de lucrări. Sunt de

asemenea membru în colectivul de redacţie la Revista TECHNOLOGICAL ENGINEERING

şi recenzor la Elsevier Editorial System Measurement, the Journal of the International

Measurement Confederation.

Sunt de asemenea membru al următoarelor societăţi ştiinţifice:

Asociaţia Generală a Inginerilor din România (AGIR);

Asociaţia Universitară de Ingineria Fabricaţiei din România – AUIF (membru

fondator);

Asociaţia Naţională de Tehnologii Neconvenţionale – ANTN (membru fondator);

NATIONAL GEOGRAPHIC SOCIETY.

Recunoașterea realizărilor științifice și profesionale s – a materializat în ultimii 10 ani

prin invitații pentru a participa în calitate de referent oficial la 10 teze de doctorat, atât în

domeniu tehnic cât şi medical la mai multe universităţi:

Universitatea Politehnica din Timișoara;

Universitatea de Medicină și Farmacie din Târgu-Mureș);

Universitatea din Petroşani;

Universitatea Tehnică din Cluj-Napoca.


96

Sunt coautor împreună cu col. medic. Dr Camilio Coste, fost comandant al Spitalului

militar de urgenţă “ dr. Constantin Papilian” Cluj – Napoca la un Brevet de invenţie cu nr.

127480 B1 TIJĂ CENTROMEDULARĂ AUTOBLOCANTĂ, invenţie care se referă la

un dispozitiv utilizat în domeniul medical pentru specializări ortopedice şi traumatologice, ca

de exemplu în cazul osteosintezei centromedulare. Am participat cu aceasta invenţie la mai

multe saloane internaţionale de inventică obţinând următoarele distincţii:

Diploma de excelenţă şi medalia de aur cu menţiune specială a Salonului

internaţional de inventică PROINVENT 2014, Cluj Napoca, 22 – 24 martie

2014;

Diploma cu medalia de aur la Expoziţia europeană a creativităţii şi inovării,

EURO INVENT 2014, Iaşi, 24 mai 2014;

Diploma de excelenţă cu cupă a Centrului naţional de sănătatea publică al

Ministerului Sănătăţii din Republica Moldova, Salonul internaţional

INVENTICA 2014, Iaşi, 2 – 4 iulie 2014;

Diploma şi medalia de aur a Salonului internaţional INVENTICA 2014, Iaşi, 2

– 4 iulie 2014;

Diploma şi medalia AGEPI, Agenţia de Stat pentru Proprietate Intelectuală din

Republica Moldova la Salonul internaţional al cercetării, inovării şi inventicii

„„PROINVENT 2015‟‟, Cluj Napoca, 25 – 27 martie 2015.

Pe plan internaţional o realizare remarcabilă este faptul că pentru programul CEEPUS

CIII – RO – 0058 – 1314 cu titlul “Proiectarea, implementarea și utilizarea programelor de

studiu comune în domeniul calității și ingineriei fabricației” am primit Premiul de Excelență

al Miniștrilor pentru anul 2014.

Ceremonia de decernare a avut loc în data de 9 aprilie 2015 la Praga, în cadrul celei

de–a 19-a Reuniuni a Comitetului Mixt al Miniştrilor din cadrul Programului CEEPUS.

Festivitatea s-a desfășurat în prezența preşedintelui Cehiei – Domnul Milos ZEMAN, a

secretarului general al CEEPUS – Elisabeth Sorantin, a miniștrilor educaţiei și ambasadorilor

la Praga din cele 16 țări partenere. Acest premiu se acordă anual de către Comitetul Mixt al

Miniştrilor celui mai bun proiect din cele peste 100 de proiecte active în cadrul programului

CEEPUS. Este pentru prima dată în cei 21 de ani de existenţă a programului CEEPUS, când

Romania câştigă acest premiu.

Tot pe aceasta linie pot menţiona Diploma de excelenţă a Consiliului Judeţean Cluj

primită în 2016 în semn de înaltă apreciere pentru contribuţia de excepţie adusă la

dezvoltarea învăţământului tehnic superior şi a cercetării româneşti.

În anul 2015 am primit Diploma de excelenţă acordată de Facultatea de Inginerie

Mecanică, Universitatea din Zilina, Slovacia, la 60 de ani de la înfiinţarea specializării

Tehnologia Construcţiilor de Maşini la Cluj-Napoca, ca şi o recunoaştere a activităţii

desfăşurate în universităţile din Europa Centrală.

În calitate de dascăl şi de responsabil al specializării de licenţă (TCM) Tehnologia

Construcţiilor de Maşini Alba Iulia, absolvenţii promoţiilor 2010, 2011, 2012, 2013, 2014,

2015 şi 2016 mi-au înmânat diplome care se acordă celui mai iubit şi popular profesor cum ar

fi:

„Cel mai grozav profesor al Extensiei Alba Iulia”;


97

„Certificat de valoare”;

„Diploma de merit pentru cel mai iubit prieten şi căpitan de echipă din toate

timpurile”;

„Diploma de excelenţă pentru tăticul TCM Alba Iulia”;

„Diploma de onoare pentru cel mai iubit şi apreciat tătic, dascăl şi prieten”;

„Diploma de excelenţă fondatorului Extensiei Alba Iulia”.

De asemenea în calitate de dascăl şi responsabil al programului de studii de masterat

(TAF) Tehnologii Avansate de Fabricaţie Cluj Napoca şi Alba Iulia, absolvenţii promoţiilor

2012 – 2016 mi-au acordat diploma de „Decan de suflet, pentru cel mai iubit dascăl”. Toate

aceste diplome mă onorează pentru ca cele mai mari premii şi distincţii le primeşti de la

studenţii cu care munceşti zi de zi. Practic fără ei nu ne–am putea arăta calităţile de dascăl în

nişte săli goale, fără suflet.

Ca rezultat al activităţii pe care am desfăşurat–o în cadrul Extensiei Alba Iulia pe care

am înfiinţat–o în anul 2005, am primit din partea Consiliului judeţean Alba Diploma şi

statueta de „Omul anului 2007” pentru cea mai bună imagine, ca recunoştinţă a rolului de

excepţie în învăţământul superior tehnic din Alba Iulia.

Mai merită menţionate şi distincţiile pe care le–am primit în calitate de Preşedinte al

Consiliului de Administraţie al Clubului Sportiv Universitar "Universitatea" Cluj – Napoca,

dintre care amintesc:

2009, Diploma de onoare şi placheta jubiliară“U 90” la aniversarea a 90 de ani

de existenţă a Clubului Universitatea, în semn de recunoaştere a contribuţiei

remarcabile aduse la dezvoltarea activităţii sportive de performanţă în cadrului

Clubului Sportiv Universitatea Cluj;

2015, Diploma de excelenţă în semn de recunoș tinț ă şi preţuire pentru

activitatea pe care am desfăşurat–o în cadrului Clubului Sportiv Universitatea

Cluj.


98

Secţiunea II

PLANURI DE EVOLUŢIE ŞI DEZVOLTARE A

PROPRIEI CARIERE PROFESIONALE ŞTIINŢIFICE ŞI

ACADEMICE


99

Pagină alba


100

2.1 Sinteza realizărilor ştiinţifice şi a activităţilor didactice

Pentru o imagine completă a activităţii ştiinţifice şi didactice a fost întocmită o sinteză

care arată astfel:

Cărţi/capitole în cărți: 7 (din care prim/unic autor – 4);

Manuale didactice/monografii: 2 (din care prim/unic autor – 2);

Îndrumare de laborator/aplicaţii: 2 (din care prim/unic autor – 2);

Articole/studii publicate în reviste de specialitate de circulaţie internațională

recunoscute – reviste cotate ISI sau proceedings: 14 (din care prim/unic autor – 6);

Brevete de invenţie: 1

Articole/studii publicate în reviste de specialitate de circulaţie internațională

recunoscute – reviste indexate in baze de date internaționale: 35 (din care

prim/unic autor – 16);

Articole/studii publicate în volumele unor manifestări ştiinţifice internaționale

recunoscute din ţară şi străinătate (cu ISSN/ISBN): 78 (din care prim/unic autor –

28);

Articole/studii publicate în reviste de specialitate de circulaţie naţională

recunoscute CNCSIS, articole/studii publicate în volumele unor manifestări

ştiinţifice naţionale (cu ISSN/ISBN): 15 (din care prim/unic autor – 10);

Articole/studii publicate în volumele unor manifestări ştiinţifice recunoscute din

ţară şi din străinătate neindexate: 40 (din care prim/unic autor – 22);

Contracte de cercetare științifică internaţionale: 3 (din care responsabil de fază –

2);

Contracte de cercetare științifică naţionale: 26 (din care responsabil de fază – 16);

Programe internaţionale: 11 (din care coordonator sau contractor 7);

Coordonare de proiecte de licenţă/diplomă/masterat în ultimii 10 ani: peste 150;

Participări în comisii de susţinere a examenelor /referatelor de doctorat în ultimii

10 ani: peste 20;

Participări în comisii de susţinere publică a tezelor de doctorat: 10.

De asemenea, aşa cum a fost specificat, activităţile de cercetare ştiinţifică pe

direcţiile dezvoltate în teza de abilitare au fost completate de o serie de activităţi desfăşurate

în colaborare cu cadre didactice şi cercetători ştiinţifici din Universitatea Tehnică din Cluj –

Napoca, din ţară şi din străinătate. În această categorie pot fi menţionate: cercetări legate de

utilizarea materialelor plastice şi compozite în industrie [BER14], [CEC13c], [CRA06b],

[CRA08], [CRA09], [FLO12], [IAN07a], [IAN07B], [ONE08], [ONE09], [POP09], [POP12b],

[POP13b], [POP14b], [PRU11], [SAB08], [SAB12], [TRU10] cercetări privind analiza

procesului de extrudare [GLI01], [GLI03a], [GLI03b], [GLI03c], [GLI04a], [GLI04b],

[GLI04c], [GLI04d], [GLI07a], [GLI07b], [GLI09], [GLI10], [GLI11], [GRO11a],

[GR011d], cercetări privind îndoirea tuburilor [ACH05a], [ACH05b], [CEC12b], [CEC13a],

[CEC13b], [CEC13d], [CEC13], [CEC14], [CEC15b], [LǍZ05a], [LǍZ05b], cercetări


101

privind prototipizarea rapidă [BOR13], [BOR14], [LUC14], [POP12a], RAD12], cercetări

privind tăierea cu jet de apă [POP13a], [POP14a], cercetări privind maşinile unelte cu

comandă după program [CEC15a], [JÓZ14a], [JÓZ14b], [JÓZ14c], [KUR15b] cercetări

privind calculul de rezistenţă ale unor organe de maşini [TǍ796], cercetări privind

asigurarea calităţii în ingineria fabricaţiei [CRI04], [CRI08] precum şi cercetări privind

mentenanţa [UNG10], [UNG11].

Un aspect deosebit de important, relevat atât de sinteza realizărilor ştiinţifice şi

didactice cât şi de curriculum vitae este capacitatea de conducere şi coordonare a unor colective.

De-a lungul activităţii colectivele coordonate au avut variaţii semnificate, ca număr (de la

câteva persoane la peste 200 de persoane) sau ca pregătire profesională (de la persoane cu

minim de pregătire până la persoane cu maxim de pregătire). Indiferent de aceste variaţii

colectivele coordonate au obţinut rezultate notabile în activitatea de producţie, de cercetare

sau didactică.

2.2. Planuri de evoluţie şi dezvoltare a propriei cariere profesionale,

ştiinţifice şi academice

Analiza obiectivă a rezultatelor obţinute în plan ştiinţific, academic şi profesional

susţine planul de evoluţie şi dezvoltare a carierei. Planurile de evoluţie şi dezvoltare a

propriei cariere profesionale, ştiinţifice şi academice se bazează, ca şi până acum, pe un set

de principii generale, cum ar fi:

îmbunătăţirea permanentă a activităţii didactice, pe baza evaluării rezultatelor învăţării

de către studenţi şi a evaluării periodice de către studenţi şi de către colegi;

analiza calităţilor şi defectelor cursurilor predate, dezvoltarea aspectelor pozitive şi

eliminarea sau reducerea defectelor;

analiza calităţilor şi defectelor programelor de învăţământ coordonate şi propunerea

către factorii de decizie, pe baza unor fapte şi indicatori, a îmbunătăţirii acestora;

activitatea de cercetare fiind un element cheie al unei cariere academice trebuie

desfăşurată permanent, la un nivel calitativ maxim;

dezvoltarea, în continuare, a curiozităţii ştiinţifice şi spiritului investigativ,

susţinute de eforturi constante;

deschiderea către nou, spirit de echipă, comunicare, transparenţă;

publicarea rezultatelor cercetării ştiinţifice în reviste recunoscute la nivel naţional şi

internaţional;

diseminarea rezultatelor cercetării ştiinţifice prin participarea la conferinţe ştiinţifice

naţionale şi internaţionale, deschizând astfel posibilitatea unor colaborări viitoare;

aplicarea rezultatelor cercetării ştiinţifice prin colaborarea cu mediul industrial,

implicând în această activitate specialişti din industrie care pot deveni doctoranzi,

studenţi şi masteranzi care la rândul lor pot continua studiile;

accesarea programelor şi granturilor naţionale şi europene, ca mijloace eficiente de

dezvoltare a anumitor direcţii de cercetare;


102

respectarea în orice împrejurare a standardele eticii universitare;

Având la bază acest set de principii, viitoarele cercetări ştiinţifice şi activităţi didactice

consider că se vor îmbunătăţii continuu.

Pe baza analizei prezentate anterior și a experienței acumulate în cei 28 de ani petrecuți

în cadrul universității, consider că orice plan de dezvoltare a carierei trebuie să cuprindă trei

componente, strâns legate una de cealaltă: o componentă didactică, o componentă științifică

și o componentă legată de dezvoltarea instituțională. Chiar dacă susținerea unei teze de

abilitare aduce în discuție, în principal, dezvoltarea componentei științifice, prin conducerea

unor viitoare teze de doctorat, aceasta nu va fi posibilă decât în strânsă legătură cu

componentele didactice și instituționale. Ca urmare, planul de dezvoltare a carierei va aborda

fiecare dintre componentele mai sus menționate. Obiectivele propuse pentru dezvoltarea

carierei didactice trebuie să fie în concordanță cu misiunea și obiectivele facultății și

universității din care fac parte, și anume de a contribui prin cercetare avansată la dezvoltarea

cunoașterii în domeniul ingineriei industriale, cu preponderenţă ingineria fabricaţiei și

totodată de a pregăti specialiști capabili să dezvolte, proiecteze, implementeze și exploateze

utilaje şi tehnologii, cu aplicații în cele mai diverse domenii ale industriei și vieții cotidiene.

2.2.1. Planuri de evoluţie şi dezvoltare a activităţilor didactice

Planurile şi direcţiile de dezvoltare în viitor a activităţilor didactice au în vedere

următoarele obiective:

Îmbunătăţirea cunoştinţelor, aptitudinilor şi competenţelor prin activitatea educaţională

în cadrul departamentului, facultăţii şi universităţii.

Prin misiunea asumată de urmare a carierei universitare, îmi voi îmbunătăţi capacităţile

personale cognitive, volitive şi acţionale, fapt observat gradual ulterior în activităţile didactice

desfăşurate de transmitere către studenţi a cunoştinţelor fundamentale, a cunoştinţelor cu

utilitate directă în viitoarea lor profesie, respectiv a formării optimale a acestora de deprinderi

şi competenţe tehnice şi inginereşti:

Studiu individual pentru disciplinele prevăzute în postul didactic și elaborarea unor

strategii didactice adecvate;

Utilizarea de instrumente adecvate (chestionar, interviu, etc.) pentru realizarea

feedback-ului privind calitatea procesului educaţional.

Dezvoltarea de competenţe solide în domeniile disciplinelor pe care le predau,respectiv

Maşini de prelucrare prin deformare plastică, Mecanizarea şi automatizarea proceselor

tehnologice de aşchiere şi deformare, Automatizarea fabricaţiei şi Tehnologii şi echipamente

Avansate pentru prelucrarea la rece.

Obiectivul principal al activității didactice îl constituie transferul cunoştinţelor și

cercetărilor realizate, și a bazei stadiului actual al cunoașterii în domeniul ingineriei mediului

în cadrul activității de pregătire a studenților / masteranzilor / doctoranzilor și implicarea

acestora în cercetare și diseminarea rezultatelor cercetării. Autorul urmărește de asemenea


103

continuarea implementării de materiale de studiu moderne, adecvate, dezvoltarea continuă a

laboratoarelor de studiu și cercetare, continuarea activităților de antreprenoriat și management.

Îmbogăţirea cu noi cunoştinţe şi acumularea de noi deprinderi în domeniile ingineriei

fabricaţiei şi tehnologiilor de deformare, în strânsă corelare cu aplicabilitatea directă în

dinamica vastului domeniu de proiectare a utilajelor şi tehnologiilor, se va materializa prin

următoarele activităţi:

Perfecţionarea metodelor de predare, organizarea şi dotarea laboratoarelor

departamentului de Ingineria Fabricaţiei în vederea susținerii activităților de pregătire

a lucrărilor de licență, granturi de cercetare (în care să fie și aceștia implicați) și pentru

temele doctoranzilor;

Elaborarea de materiale didactice (curs, aplicații) pentru disciplinele din postul

didactic în concordanţă cu stadiul actual al cunoaşterii în domeniu;

Modernizarea lucrărilor practice prin extinderea utilizării tehnicilor actuale în scopul

dezvoltării abilităţilor practice ale studenţilor;

Atragerea şi coordonarea studenţilor performanţi în activitatea de cercetare și

concursuri studențești;

Îndrumarea şi încurajarea studenţilor performanţi pentru efectuarea de stagii de

pregătire în străinătate prin intermediul programelor CEEPUS şi ERASMUS;

Îndrumarea şi încurajarea studenţilor performanţi pentru participarea la conferinţe

studenţeşti;

Dezvoltarea bazei materiale a laboratoarelor şi asigurarea unor condiţii optime de lucru

în laborator pentru studenţi.

Creşterea gradului de dezvoltare profesională şi personală prin:

Participarea la proiecte și seminarii pentru perfecţionarea activităţii didactice şi

introducerea metodelor interactive de predare, învăţare şi evaluare.

Extinderea colaborării cu universități din străinătate în cadrul relațiilor internaționale

de colaborare în cercetare ale facultății, pentru crearea de oportunități pentru studenți

și doctoranzi, pentru burse CEEPUS, ERASMUS și alte mobilități și schimburi de

experiență pentru studenți / masteranzi / doctoranzi.

Evoluţia în cariera didactică, în funcţie de competenţe şi oportunităţile existente.

În vederea dezvoltării personale ulterioare şi a îmbunătăţirii calitative continue a

activităţii departamentului Ingineria Fabricaţiei, evoluţia în cariera didactică va fi observată în

urma atingerii progresive a obiectivelor didactice şi de cercetare planificate, în tandem cu

recunoaşterea meritelor de către colectivul didactic al departamentului şi dinamica dezvoltării

mediului economic şi social prin:

Participarea la activităţile departamentului (organizarea şi participarea la conferinţe

ştiinţifice, implicare în activitatea de cercetare a studenţilor şi participare la sesiuni

studenţeşti, participarea la evenimentele de promovare a activităţii departamentului,

facultăţii si universităţii, precum Zilele Porţilor Deschise, etc.).

Colaborarea cu liceele de specialitate zonale pentru atragerea de noi studenţi în


104

ingineria industrială.

Optimizarea graduală a planurilor de învăţământ existente şi crearea de noi discipline

în funcţie de progresul tehnic general şi evoluţia pieţei forţei de muncă.

În cadrul activității didactice, autorul urmărește să continue și să extindă colaborarea

studenților / masteranzilor / doctoranzilor cu industria și organizațiile locale și europene, prin

intermediul vizitelor și cercetărilor practice realizate în cadrul unor agenți economici cu care

colaborează universitatea în domeniul cercetării.

De asemenea, se urmărește extinderea participării în clustere interdisciplinare. Autorul

urmărește de asemenea extinderea colaborării cu universități din străinătate în cadrul relațiilor

internaționale de colaborare în cercetare ale facultății, pentru crearea de oportunități pentru

studenți și doctoranzi, pentru burse CEEPUS, ERASMUS și alte mobilități și schimburi de

experiență pentru studenți / masteranzi / doctoranzi.

2.2.2. Planuri de evoluţie şi dezvoltare a cercetărilor ştiinţifice

Planurile şi direcţiile de dezvoltare în viitor a cercetărilor ştiinţifice au în vedere:

Continuarea activităţii de cercetare atât în domeniul deformării orbitale, cât şi în cel al

deformărilor plastice la rece dar şi în domeniul ingineriei industriale:

În domeniul teoretic aceste cercetări pot fi dezvoltate prin:

modelarea matematică a procesului de deformare orbitală utilizând teoria curgerii şi

rezolvarea unor modele prin metoda diferenţelor finite;

utilizarea metodei elementului finit pentru rezolvarea modelelor matematice ale

procesului de deformare orbitală;

studiul variaţiei altor factori care intervin în procesul de deformare cum ar fi: viteza de

deformare, coeficientul de aderenţă dintre semimatriţa superioară şi semifabricat,

distribuţia presiunilor la suprafaţa de contact dintre semimatriţa superioară şi

semifabricat, traiectoria semimatriţelor, etc.;

studiul şi proiectarea unor noi maşini de deformare orbitală, mai ales de tipul S.

În domeniul experimental cercetările pot fi dezvoltate prin:

determinarea influenţei modificării parametrilor deformării, în cazul deformării

simultane prin rulare - extrudare, la deformări orbitale;

determinarea influenţei parametrilor deformării, în cazul deformării orbitale cu matriţe

complexe;

dezvoltarea de studii şi cercetări ştiinţifice în domeniul deformării orbitale, industriale,

bazate pe cazuri concrete, care să contribuie la eficientizarea activităţii firmelor din

zonă;

Voi acţiona pentru atragerea de fonduri prin participarea la competiţia naţională şi

internaţională de granturi de cercetare și iniţierea unor contracte de cercetare /colaborare cu

mediul privat.


105

Experiența acumulată în ultimii 28 de ani de activitate academică arată că, indiferent de

subiectele de cercetare și modul de planificare a proiectului, finanțarea este supusă unor

decizii imprevizibile și, de multe ori, arbitrare. În mod tradițional, finanţarea pentru cercetare

a fost pusă la dispoziție, în principal din surse publice, din fonduri gestionate de către agențiile

de cercetare. În ultimii ani, s-a observat o scădere a finanțării, o schimbare continuă în

criteriile utilizate pentru calificare și evaluare a proiectelor și a managerilor de proiecte și un

fenomen de modificare, pe durata derulării proiectelor, a sumelor alocate și a termenelor

limită. Drept urmare, atenția poate fi deplasată și spre finanțare alternativă, oferită de către

industrie. Principalele probleme ale finanțării oferite de către industrie constau în faptul că, pe

de o parte sunt puține companii dispuse la colaborări cu mediul academic, iar pe de altă parte,

companiile finanțează, de regulă, cercetări aplicative, cercetarea fundamentală nefiind

atractivă pentru mediul industrial. Beneficiile cercetării fundamentale sunt vizibile într–un

orizont de timp mai îndepărtat, pe când industria aşteaptă rezultate imediate. În plus, de foarte

multe ori, în colaborările cu mediul industrial acesta vizează mai ales recrutarea studenților

atât la nivel de master cât și la nivel de licență. În concluzie, finanțarea cercetării este o

problemă extrem de acută, strategia care trebuie abordată fiind aceea de a participa la toate

competițiile de proiecte de cercetare.

Atragerea studenţilor şi doctoranzilor în activitatea de cercetare, inclusiv prin

finanţarea lor din proiectele de cercetare existente;

În cadrul studiilor masterale, autorul urmărește dezvoltarea de programe masterale

interdisciplinare, interfacultăți și interuniversități.

Sprijinirea şi consilierea doctoranzilor pentru accesarea de burse şi stagii de doctorat.

Recrutarea de studenți doctoranzi, așa cum presupune o poziție de conducător de

doctorat, este un proces care se bazează foarte mult pe performanța și atractivitatea predării

efectuate la ciclurile de master și de licență. Este evident că astăzi ne confruntăm cu o scădere

a numărului de candidați de inginerie capabili și motivați să se ridice la provocările generate

de realizarea cu succes a unei teze de doctorat în domeniul ingineriei industriale și nu numai.

În cadrul unor astfel de premise este nevoie de eforturi sporite în asigurarea fundamentelor

necesare studenților doctoranzi, acordând o atenție sporită ciclului de master. Ca atare,

prioritatea de top va continua să fie asigurarea de informații de înaltă calitate, a unei tematici

de curs actuale, astfel încât domeniul (cât și profesorul) devine cunoscut și apreciat în rândul

studenților, și mai ales a celor care vor dori să–și încununeze pregătirea cu realizarea unei teze

de doctorat.

Valorificarea rezultatelor cercetărilor ştiinţifice

Voi disemina rezultatele cercetărilor ştiinţifice în cadrul conferinţelor naţionale şi

internaţionale şi voi asigura publicarea ulterioară a acestora în fluxul de reviste de specialitate

recunoscute naţional şi internaţional, respectiv voi elabora brevete de invenţii, prezentate

ulterior la workshop-uri specific, prin:

Iniţierea de proiecte de cercetare cu parteneri din ţară şi străinătate;

Elaborarea de articole ISI şi brevete de invenţii în domeniu.

Personal cred că, în ciuda scăderii importanței conferințelor prin prisma utilizării


106

factorului de impact ca unitate de măsurare a rezultatelor cercetării științifice, participarea la

conferințe este un pas important în procesul de învățare și diseminare a rezultatelor al oricărui

cercetător, mai ales la nivel de doctorat. O atenție specială ar trebui acordată și participării la

conferințe românești importante, care ar trebui să fie, de asemenea, încurajate în acest fel. Prin

participarea la manifestări ştiinţifice de valoare, din ţară şi din străinătate, tânărul doctorand va

putea să – şi găsească locul de diseminare a cercetărilor, de discuţie şi validare a rezultatelor.

Creşterea vizibilităţii ştiinţifice a departamentului

În urma consolidării cooperării cu membrii din colectivul departamentului şi a

dezvoltării cooperării inter–universitare şi cu mediul economic şi social, rezultatele ştiinţifice

din proiectele comune atrase şi finalizate vor conduce la creşterea vizibilităţii ştiinţifice a

departamentului, a facultăţii şi universităţii prin:

Continuarea colaborărilor existente cu colective din ţară şi din străinătate şi iniţierea de

noi colaborări, în special în scopul participării în proiecte de cercetare internaţionale;

Creşterea vizibilităţii internaţionale prin creşterea numărului, dar mai ales a calităţii

publicaţiilor ştiinţifice şi prin participarea la manifestări ştiinţifice de referinţă;

Participarea in comitetele ştiinţifice și organizarea principalelor conferințe științifice și

evenimente din domeniu;

Participarea, în calitate de recenzor/reviewer, la evaluarea lucrărilor trimise la reviste și

conferințe.

În primul rând, consider că toate obiectivele enumerate mai sus nu pot fi realizate decât

prin existența unui colectiv bine închegat. Ca urmare, îmi propun ca, împreună cu colegii din

cadrul departamentului de Ingineria Fabricaţiei cu care am colaborat în toate activitățile

didactice și de cercetare realizate până în prezent, și prin cooptarea viitorilor doctoranzi, să

realizăm o echipă perfect funcțională din toate punctele de vedere, atât didactic, cât și

științific. În acest mod, va crește și valoarea membrilor colectivului, și nu în ultimul rând, va

fi posibilă pregătirea de noi cercetători. În plus, îmi doresc intensificarea legăturilor cu alte

colective de cercetare din departament și universitate, în așa fel încât să se poată extinde sfera

cercetărilor prezentate în această teză de abilitare.

Tot în direcţia dezvoltării profesionale viitoare am în vedere obţinerea după abilitare a

calităţii de conducător de doctorat în cadrul Universităţii Tehnice din Cluj-Napoca. În acest

cadru, deosebit de select, recunoscut la nivel naţional şi internaţional, planurile sunt de

coordonare, în domeniul Inginerie Industrială, a unor studenţi doctoranzi (iniţial 1 – 2) pe care

să-i pot ajuta să dobândească, pe lângă diploma de doctor în ştiinţe, o serie de cunoştinţe,

abilităţi şi competenţe care să–i transforme în specialişti. De asemenea, profitând de bunele şi

multiplele relaţii profesionale pe care le am la universităţi de prestigiu din ţară şi din

străinătate (Austria, Germania, Anglia, Cehia, Slovacia, Polonia, Ungaria şi din alte ţări), se

înscriu planuri de coordonare, în cotutelă, a unor studenţi din alte centre sau din alte ţări sau de

atragere a acestora pentru continuarea studiilor în Universitatea Tehnică din Cluj. Nu este

lipsită de interes direcţia de atragere pentru continuarea studiilor a specialiştilor din mediul

industrial ţinând seama că astfel se pot dezvolta şi proiecte de cercetare benefice firmelor din

care provin specialiştii dar şi Universităţii.


107

Implicarea în programele de colaborare educaţională internaţională, CEEPUS,

ERASMUS, etc. este o direcţie viitoare, care îmi doresc să o menţin, cel puţin, la nivelul

actual, oferind în continuare studenţilor mei oportunitatea studiului la alte Universităţi din

Europa.

Colaborarea activă cu membrii Departamentului de Ingineria Fabricaţiei, cu cei din alte

departamente din cadrul Facultăţii de Construcţii de Maşini dar şi din celelalte departamente

ale Universităţii Tehnice din Cluj Napoca constituie o direcţie viitoare extrem de importantă.

Aceasta presupune cooptarea specialiştilor pentru colaborări didactice şi ştiinţifice bine

precizate pe teme proprii dar şi sprijinirea acestora în activităţile personale.

Pentru o eficienţă maximă trebuie ca fiecare direcţie de cercetare să fie analizată astfel

încât să fie nominalizate obiectivele generale, rezultatele vizate, importanţa, precum şi alte

date legate de resursele necesare: resurse financiare şi surse, resurse umane, bază materială,

timp alocat, etc.

Această analiză o să permită planificarea activităţilor didactice şi ştiinţifice în condiț ii

optime, la un nivel calitativ maxim.


108

Secţiunea III

REFERINŢE BIBLIOGRAFICE ASOCIATE


109

Pagină albă


110

[APP 72] Appleton, E., Slater, R.A.C. Effects of Upper Platen Configuration in the

Rotary Forging Process and Rotary Forging into a Contoured Lower Platen ,

Proc. 13th Int. M.T.D.R. Conference, Birmingham, U. K., September 1972,

pp. 43-62.

[APP76] Appleton, E., Sinha, K.P., Prasad, S.C. Analysis of Metal Flow During the

Intendation Phase of Rotary Forging, Proc. Of the Indo-Brit. Conference of

Prod. Eng., New Delhi, India 1976, pp. c68-c83.

[APP80] Appleton, E. Theoretical and experimental studies of metal deformation

during the rotary forging process, Ph. D. Thesis.

[ACH89] Achimaş, Gh., Canta, T., Banabic, D., Grozav, S. Consideraţii privind

proiectarea preselor prntru deformare orbitală cu acţionare mecanică şi

hidraulică, Conf. de tehn. Şi ut. Pt. Prel. Mat. Prin def. Plast. la rece, Cluj-

Napoza, 1989, pag. 107-112.

[ACH91] Achimaş Gh., Grozav, S. Cercetări asupra aplicării procesului de deformare

orbitală la operaţii de nituire, a a-3 Conf. Naţ. De Tehn. Şi ut. Pt. Prel. Mat.

Prin def. Plast. La rece, Timişoara 1991, pag. 79-84.

[ACH93a] Achimaş, Gh., Morar L., Grozav, S., Aspecte noi privind proiectarea

maşinilor de nituit prin procedeul deformării orbitale, Rev. Construcţia de

maşini 10-12, 1993,, Bucureşti ( prezentată şi la Simpozionul Internaţional

MTM „93, Cugir, 8-10 Octombrie 1993).

[ACH93b] Achimaş, Gh., Morar, L., Grozav, S., Cercetări teoretice asupra procedeului

de deformare orbitală la operaţiile de nituire, “Acta Technica Napocensis”,

Buletinul ştiinţific al UTC-N, nr 36/1993, pag. 32-37.

[ACH93c] Achimaş, Gh., Grozav, S., Moraru, L., Methods for the reduction of rivetting

energy consuption by orbital forming, - Tehnical University of Cluj-Napoca,

Conference International INTERPARTNER ‟93, Harkov, Ucraina, 4-5th

October 1993, pag.11-13.

[ACH05a] Achimaş, G., Crişan, L., Grozav, S., Lăzărescu, L.: Quality Assurance of the

Bent Tubes Using Finite Element Simulation, 3-rd International Congress On

Precision Machining 2005, ICPM 2005,18-19th October 2005, Vienna,

Austria, ISBN 3-901-888-31-4, pag. 43-48.

[ACH05b] Gheorghe Achimaş, Lucian Lăzărescu, Sorin Grozav, Florica Groze :

Experimental Research Regarding Ovality of Bent Tubes, XIX MicroCAD

International Scientific Conference University of Miskolc, 10-11th March

2005, section K: Machine and Construction Design, ISBN 963-661-646-9,

ISBN 963-661-659-0, pag. 1-4

[ACH05c] Achimaş,G.,Grozav,S.,Groze,F., Prediction of Some Quality Parameters of

Stamping Cold Forming Prodocts using Neural Networks, Annals of MteM for

2005 & Proceedings of the 7-th International MteM Conference, ISBN 973-

9087-83-3. [BER14] Bere, P., Hancu, L., Grozav, S. Experimental research regarding the tensile

strength of some reinforced composite materials, 15th International Scientific

Conference AUTOMATION IN PRODUCTION PLANNING AND

MANUFACTURING, Zilina – Oščadnica, Slovak Republik, 19-22 May 2014,

ISBN 978-80-554-0878-1, pag. 24-28.

[BOR13] Borzan, C. Ş., Berce, P., Miron, A., Grozav, S., Ceclan, V. An overview about

the actual study of the use of peek in medical devices, 14th International

Scientific Conference AUTOMATION IN PRODUCTION PLANNING AND


111

MANUFACTURING, Zilina – Turcianske Teplice, Slovacia, 22-24.April

2013, ISBN 978-80-89276-41-7, pag. 15-19.

[BOR14] Borzan, C. Ş., Berce, P., Ceclan, V., Grozav, S., Luca, A. Research regarding

achiving a silicone rubber mould for a custom cranioplasty, 15th International



ISBN 978-80-554-0878-1, pag. 28-33.

[BOT14] Adrian Botean, Mihaela Suciu, Lucian Fechete, Gavril Balc, Marius Gheres,

Sorin Grozav, About the study of stresses for desmopan membrane by finite

elements method, JASR, Journal of Asian Scientific Research, 2014, 4(4),

pag.207-213, Online ISSN: 2223-1331, Print ISSN: 2226-5724

[CAN87] Canta, T., Banabic, D., Săbăduş, D., Frunză, D. Consideraţii teoretice privind

proiectarea maşinilor de forjat oscilante, Constr. de Maşini, 39/1987, nr. 6

pag. 310-315.

[CAN88b] Canta, T., Săbăduş, D. Dispozitiv pentru matriţare orbitală adaptat pe prese

hidraulice, Noutăţi în domeniul Tehnol. Şi Util. Pt. Preluicrare la cald,

Braşov, 1988, vol. II, pag. 17-24.

[CAN89a] Canta, T., Săbăduş, D. Realizarea forjării orbitale pe prese hidraulice clasice,

Construcţia de Maşini 41/1989, nr 2-3, pag. 94-96.

[CAN89b] Canta, T., Achimaş, Gh., Săbăduş, D., Vida-Simiti, I., Domşa, S. Maşina şi

dispozitiv universal adaptabil pe prese pentru presare orbitală la rece, A VI-a

Conf. de procese şi utilaje de prel. La rece, Timişoara 1989, pag. 309-313.

[CAN92] Canta, T., Frunză, D., Săbăduş, D. Calculul presiunii de deformare pentru

forjarea orbitală a pieselor inelare prin metoda diferenţelor finite, A X-a

Conf. Naţ., de Def. Pl. La Cald, Cluj-Napoca, 1992.

[CAR82] Carleone, J., ş.a. Forjarea Orbitală controlată numeric: posibilităţi de execuţie

de înaltă precizie – (traducere din limba engleză), Proc. 2nd. Int. Conf. on

Rotary Metalworking, Standford-upon-Avon, 1982, pp. 101-123.

[CEC12a] Vasile, Ceclan; Sorin, Grozav; Nicolae, Balc QUALITY OF BENDING

ALUMINIUM TUBES AT 45° Supplements of the " Quality-Access to Success

" Journal, Vol. 13, S5, Noiembrie 2012, ISSN 1582-2559, Pag 367-370.

[CEC12b] Ceclan, V., Grozav, S., Balc, N., Popescu, A., Radu, A. Experimental

research regarding bending tubes of aluminium 13th International Scientific


MANUFACTURING, Zilina, Slovacia,2-4.MAY 2012, ISBN 978-80-89276-

35-6, pag.36-40.

[CEC13a] Vasile Adrian Ceclan, Nicolae Bâlc, Sorin Grozav, Paul Bere, Cristina

Stefana Borzan, “Quality of the hydroformed tubular parts” Advanced

Engineering Forum Vols. 8-9 (2013) pp 215-224, Online available since

2013/Jun/27 at www.scientific.net, © (2013) Trans Tech Publications,

Switzerland, doi:10.4028 /www.scientific.net /AEF.8-9.215

[CEC13b] Ceclan, V., Grozav, S.D., Sabau, E., Popan, A., Borzan, C.S., Structural

Analysis of Tubes Hydroforming, MTeM 2013 Annals of MteM for

2013&Proceedings of the 11th

International MteM Conference "Modern

Technologies in Manufacturing", Cluj-Napoca, 17-19th

Octombrie 2013, pag.

31-35, ISBN 973-9087-52-1.

[CEC13c] Vasile, CECLAN, Paul BERE, Marian BORZAN, Sorin GROZAV, Cristina

BORZAN, Development of environmental technology for carbon fibre

reinforced materials recycling, Revista MATERIALE PLASTICE, vol. 50, nr.

2/2013.

http://www.scientific.net/


112

[CEC13d] Vasile, CECLAN, Sorin GROZAV, Emilia SABǍU, Alexandru POPAN,

Cristina BORZAN, Structural Analysis of Tubes Hydroforming, Academic

Journal of Manufacturing Engineering, VOL. 11, ISSUE 3/2013, ISSN: 1583-

7904, PAG. 56-60, Editura POLITEHNICA.

[CEC13e] Ceclan, V., Grozav, S., Borzan, C. Ş., Popan, A., Mărieş, M. Numerical

simulation of bending and hydroforming processes of tubular parts, 14th


PLANNING AND MANUFACTURING, Zilina – Turcianske Teplice,

Slovacia, 22-24.April 2013, ISBN 978-80-89276-41-7, pag. 19-24.

[CEC14] Ceclan, V., Grozav, S., Kuric, I., Borzan, C. Ş., Popescu, A., Trif, A.

Research regarding the mechanical characteristic hydroforming tubular

specimens, 15th International Scientific Conference AUTOMATION IN

PRODUCTION PLANNING AND MANUFACTURING, Zilina – Oščadnica,

Slovak Republik, 19-22 May 2014, ISBN 978-80-554-0878-1, pag. 51-55.

[CEC15a] V. A. Ceclan, I. A. Popan, S. D. Grozav, C. Ş. Miron-Borzan and I. Kuric, The

Analyses of Working Parameters for a 3D Complex Part Manufacturing by

CNC Machine, 12th

International Conference on Modern Technologies in

Manufacturing (MTeM) October 14-16, 2015, Applied Mechanics and

Materials Vol. 808 (2015) pp 286-292, Online available since 2015/Noe/10 at

www.scientific.net, © (2013) Trans Tech Publications Ltd, Switzerland, ISBN-

13;978-3-03835-653-0, ISSN print 1660-9336, ISSN cd 1660-9336, ISSN web

1662-7482.

[CEC15b] Ceclan.V., Grozav,S., Borzan.M., Kuric.I., Miron-Borzan,C.S. “Research

regarding bending cooper tubes”, 16th International Scientific Conference

AUTOMATION IN PRODUCTION PLANNING AND

MANUFACTURING, Zilina – Oščadnica, Slovak Republik, 27-29 April 2015,

ISBN 978-80-89276-47-9, pag. 25-29.

[CHI93] Chiş, I., Tăpălagă, I., Niculescu, D., Grozav, S., Proiectarea asistată de

calculator a tehnologiei şi a ştanţei pentru execuţia unor piese plane cu contur

închis prin ştanţare simultană, Rev. Construcţia de Maţini, Bucureşti, (45)

nr.10-11-12 „93, pag. 17-20.

[CHO83] Chon Decheng, Hon Hnoxing The Geometrical Analysis of the Rotary Forging

process, Paper of the Forging and Stamping Conference of Heilongjiang,

1983.

[CHO89a] Chou Decheng, et.al. Geometric Analysis of Rotary Forging Processes,

Forging and Stamping Technology, No. 2, 1989.

[CHO89b] Chou Decheng, Wang, Z.R, Zhao Jinguan, Liu Mingxia Recent Development

of the Theory and Experimental Research on Rotary Forgin, Proc. Of Int.

Conference on Rotary Forming, Beijing, October 1989, pp. 149-160.

[CRA06a] Crai Alina, Iancău Horaţiu, Grozav Sorin, Pintea Adina, Finite element for

pressure field of composite materials reinforced with short fibers, Mechanical

Engineering 2006, Proceedings of Abstracts, Bratislava,Slovacia 22-23th

November 2006, ISBN 80-227-2513-7, pag. 132-137.

[CRA06b] Crai Alina, Potra Teodor, Iancău Horaţiu, Grozav Sorin, Mathematical

modelling of the flow of composite materials with short fibers, Trends in the

development of machinery and Associated technology, TMT 2006, Barcelona-

Lloret de Mar, Spain, ISBN: 9958-617-30-7, pag. 142-146.

[CRA08] Crai, Alina; Iancău, Horaţiu Gheorghe; Grozav, Sorin; Popescu, Constantin;

Oneţiu, Gheorghe., Influence of Parametrs Process of the Injected Parts by

Thermoplastic Material, Annals of DAAAM for 2008 and Proceeding of the



113

19th International DAAAM Symposium, ISSN 1726-9679, ISBN 978-3-

901509-68-1,Trnava, Slovakia, 22-25th October 2008, pag. 235-239

[CRA09] Crai, Alina; Iancau, Horatiu; Grozav, Sorin; Popescu, Constantin, Onetiu,

Gheorghe (2009). The Study of Parametrs Process of the Injected Parts by

Thermoplastic Material (2009). 0003-0005, Annals of DAAAM for 2009 &

Proceedings of the 20th International DAAAM Symposium, ISBN 978-3-

901509-70-4, ISSN 1726-9679, pp 0002, Editor Branko Katalinic, Published

by DAAAM International, Vienna, Austria 2009

[CRI04] Crişan, L., Lanţos, M., Brad, E., Grozav, S. Quality improvement of ROMBAT

pilot 12-55 batery using F.M.E.A. method, XVIII MicroCAD International

Scientific Conference University of Miskolc, 18-19th March 2004, section

M1: Production engineering and manufacturing system, ISBN 963-661-608-6,

ISBN 963-661-61-6, pag. 49-56.

[CRI08] Crişan, L., Popescu, D., Neamţu, C., Grozav, S., Measurement Process

Simulation of Coordinate Measurement Machines, 9th International Scientific

Conference, "Automation in production planning and manufacturing", focused

on Development of Progressive Technologies, ISBN 978-80-89276-11-0, EAN

9788089276110, Zilina, Slovacia, 5-7th May 2008, pag. 40-44.

[DAV 80] Davis, T.J., Hawkyard, J.B. Performing of Metal Powders by Rotary Forging,

Proc. 6th, Inter – American Conference on Materials Techn., U.S.A., August

1980, pp. 51-54.

[DRĂ87] Drăgan, I.Canta, T., Achimaş, Gh. Cercetări privind realizarea flanşelor prin

forjarea oscilantă, Construcţia de Maşini 39/1987, nr. 2-3, pag. 101-104.

[DRĂ89a] Drăgan, I., Canta, T., Achimaş, Gh., Săbăduş, D. Cercetări privind matriţarea

orbitală a roţilor dinţate conice, Contr. De Maşini 41/1989, nr 2-3, pag 61-63.

[DOM88] Domşa, Ş., Constantinescu, V., Vida-Simiti, I., Canta, T., Săbăduş, D. Aspecte

ale matriţării orbitale a preformelor sinterizate, a III-a Conf. Naţ. De

Metalurgia Pulberilor, Cluj-Napoca 1988, pag. 89-94.

[EVA77] Evans, D., Hawkyard, J.B., Davis, T. J. The Rotary Forging of Steel Powder,

Powder Metallurgy International, vol. 19, No, 4, 1977, pp. 174-176.

[FER15] Istvan FERENCZI, Sorin GROZAV, Machine tools errors and its simulation

on experimental device, Academic Journal of Manufacturing Engineering,

VOL. 13, ISSUE 4/2015, ISSN: 1583-7904, PAG. 13-17, Editura

POLITEHNICA

[FLO12] Florea, C., Iancău, H., Grozav, S., Simon, M., Consideration regarding the

flow porous medium, 13th International Scientific Conference



35-6, pag.54-59.

[GAB11] Gabrian-Dumitrescu, S., Szilagyi, H., Grozav, S., Efficient use of industrial

wate in buildings (construction) 12th International Scientific Conference



28-8, pag.91-99.

[GLI01] Gligor,G., Morariu-Gligor, R., Achimaş, G., Grozav,S. Designing of inverse

cold extrusion dies for spray tubes, A 5-a conferinţă internaţională MTeM 01,

Cluj-Napoca, 4-6 octombrie 2001, pp. 219-223, ISBN 973-85354-1-7.

[GLI03a] Gligor, Gh., Achimaş, Gh., Bulgaru, M., Morariu-Gligor, R., Grozav, S.,

Analysis of roughness of the surfaces of parts in aluminium by cold extrusion ,


114

Annals of MTeM for 2003 & Proceedings of the 6-th International MTeM

Conference, Cluj-Napoca, Romania, ISBN 973-656-490-8, pg.207-210.

[GLI03b] Gligor, Gh., Achimaş, Gh., Frunză, D., Morariu-Gligor, R., Grozav, S., Study

of the faults appeared in the direct extrusion of the non-ferrous metals, Annals

of MTeM for 2003 & Proceedings of the 6-th International MTeM Conference,

Cluj-Napoca, Romania, ISBN 973-656-490-8, pg.203-206.

[GLI03c] Gligor, Gh., Achimaş, Gh., Morariu-Gligor, R., Grozav, S., Dispozitiv pentru

extrudare directă, indirectă şi combinată a materialelor moi, - Lucrările celei

de a Treia Conferinţă Naţională - cu participare internaţională - „Profesorul

Dorin Pavel- fondatorul hidroenergeticii româneşti” Sebeş 2003, Editura

AGIR, ISBN 973-8130-82-4, ISBN 973-8466-04-0, pag.345-350.

[GLI04a] Gligor, Gh., Achimaş, Gh., Grozav, S., Ognean, D., Roughness Analysis on

Non-Ferrous Metals Parts Manufactured by Inverse and Combined Extrusion

Cold. XVIII MicroCAD International Scientific Conference University of

Miskolc, 18-19th March 2004, section K: Machine and Construction Design,

ISBN 963-661-608-6, ISBN 963-661-61-6, pag. 51-56,

[GLI04b] Gligor, Gh., Morariu-Gligor, R., Grozav, S., Păunescu, D., Influence of the

Deforming Degrees and Length of the Semi-Finished Material upon Extruded

Force for Non-Ferrous Metals, Annals of MteM for 2005 & Proceedings of

the 7-th International MteM Conference, ISBN 973-9087-83-3.

[GLI04c] Gligor, Gh., Morariu-Gligor, R., Grozav, S., Păunescu, D., Studiul forţei la

extrudarea directă a plumbului,. Ştiinţă şi tehnică, Vol. VI. A Patra Conferinţă

Naţională – cu participare internaţională – „Profesorul Dorin PAVEL –

fondatorul hidroenergeticii româneşti”, 21 - 23 Mai 2004, SEBEŞ, ISBN 973-

8130-82-4 şi . ISBN 973-8466-68-7. p. 303 – 306.

[GLI04d] Gligor, Gh., Morariu-Gligor, R., Păunescu, D., Grozav, S., Analiza durităţii

pieselor din metale neferoase extrudate la rece, Ştiinţă şi tehnică, Vol. VI. A

Patra Conferinţă Naţională – cu participare internaţională – „Profesorul Dorin

PAVEL – fondatorul hidroenergeticii româneşti”, 21 - 23 Mai 2004, SEBEŞ,

ISBN 973-8130-82-4 şi . ISBN 973-8466-68-7. p. 313 – 316.

[GLI07a] Gheorghe Gligor, Sorin Grozav, Roughness Analysis on Aluminium Parts

Manufactured by Direct, Inverse and Combined Cold Extrusion, Acta

Technica Napocensis, Section: Applied Mathematics and Mechanics 50, Vol.

VII, 2007, pp. 59-62, ISSN 1221-5872.

[GLI07b] Gligor, G., Grozav, S., Mera, M., Păunescu, D., Roughness Analysis on Non

ferrous Metals Parts Manufactured by Cold Extrusion, Annals of MTeM for

2007&Proceedings of the 8th International MteM Conference, Cluj-Napoca, 4-

5 october 2007, pag. 171-174, ISBN 973-9087-83-3.

[GLI09] Gligor, Gh., Grozav, S., Microhardess on Non-Ferrous Metals Parts Obtained

by Direct Cold Extrusion, MTeM 2009 Annals of MteM for

2009&Proceedings of the 9th International MteM Conference "Modern

Technologies in Manufacturing", Cluj-Napoca, 8-10th Octombrie 2009, pag.

217-220, ISBN 973-7937-07-04.

[GLI10] GLIGOR Gheorghe, GROZAV Sorin, MORARIU-GLIGOR Radu.,

Roughness analysis on lead and aluminium parts obtained by combined cold

extrusion, Acta Technica Napocensis, Section: Applied Mathematics and

Mechanics 53, Vol. IV, 2010, pag. 629-632, ISSN 1221-5872.

[GLI11] Gheorghe, GLIGOR., Sorin, GROZAV., Radu, MORARIU-GLIGOR.,

Influence of the geometric form of the plate upon the direct extrusion force for

the non-ferrous metals, Acta Technica Napocensis, Section: Applied


115

Mathematics and Mechanics 54, Issue IV, 2011, pag. 629-632, ISSN 1221-

5872.

[GRI91] Grive, D.G. Computer Simulation of Rotary Forging, Ph. D. Thesis, University

of Nothingham, 1991.

[GRI 89] Grieve, D., Standring, P.M. Computer Simulation of Rotary Forging, 4th

International ROMP Conference, Beijing, October 1989, pp. 45-53.

[GRO92a] Grozav, S., Chiş, I. Presă combinată cu mişcări complexe, Partea I-a, Conf.

Concepţie, Tehnologie şi Management în Construcţia de Maşini, Iaşi, 1992,

pag. 108-112, vol. 4.

[GRO92b] Grozav, S., Chiş, I., Proiectarea unei prese orbitale cu mişcări complexe.,

Sesiunea anuală de comunicări ştiinţifice a Universităţii din Oradea, 29-30 mai

1992 pag. 143-147

[GRO93a] Grozav, S., Achimaş, Gh. Contribuţii privind determinarea forţei de

deformare în cazul procesului de presare la rece prin forjare orbitală , a 4-a

Conf. naţ. de tehn. şi util. pt. prel. prin def. plast. la rece Bucureşţi, 1993, pag.

169-173.

[GRO93b] Grozav, S., Achimaş, Gh., Tăpălagă, I. Technical and economical aspects

regarding the application of the metal forming by orbital forming, VIII-th Int.

Conf. of Tool (25th Jubilee Conference), Miskolc. 1993. pag. 164-168.

[GRO93c] Grozav, S. Cercetări privind cinematica procesului de forjare orbitală, a 4-a

Conf. naţ. de tehn. şi util. pt. prel. prin def. plast. la rece, Bucureşti, 1993, vol.

I, pag. 115-117..

[GRO93d] Grozav, S., Achimaş, Gh., Chiş, I. Contribuţii privind cinematica preselor

pentru deformare prin forjare orbitală, Rev. Contrucţia de Maşini (45), 1993,

nr. 10-11-12, pag. 21-24.

[GRO93e] Grozav, S., Achimaş, Gh., Morar, L. Methods for the reduction of rivetting

energy consumption by orbital forming, Conf. Int. INTERPARTNER‟93,

Harkov, pp. 11-13.

[GRO93f] Grozav, S., Achimaş, Gh., Chiş, I., Contribuţii privind execuţia unor piese

plane cu contur închis prin ştanţare simultană, A III-a conferinţă ştiinţifică

internaţională de maşini şi tehnologii moderne, MTM „93, Cugir, România,

14-16 octombrie 1993, pag.105-109.

[GRO93g Grozav, S., Achimaş, Gh., Contribuţii privind determinarea forţei de

deformare în cazul procedeului de presare la rece prin forjare orbitală , A 4-a

conferinţă naţionala de tehnologii şi utilaje pentru prelucrarea prin deformare

plastică la rece, Bucureşti 28-29 mai 1993, vol.II, pag. 169-174

[GRO93h] Grozav, S., Achimaş, Gh., Chiş, I., Cinematica preselor de deformare prin

forjare orbitală, A III-a conferinţă ştiinţifică internaţională de maşini şi

tehnologii moderne, MTM „93, Cugir, România, 14-16 octombrie 1993,

pag.110-115.

[GRO94a] Grozav, S., Achimaş, Gh., Klementis, O. Cercetări privind optimizarea

procesului de deformare orbitală la roţi dinţate. Proiectarea instalaţiei

experimentale, protocol la contractul de cercetare nr. 1081 B/1994 cu

Ministerul Cercetării şi Tehnologiei.

[GRO94b] Grozav, S., Achimaş, Gh., Cercetări privind optimizarea procesului de

obţinere a roţilor dinţate prin deformare orbitală, Protocol la contractul de

cercetare nr. 3003 tema B7/1994 cu Ministerul Învăţământului .

[GRO95a] Grozav, S., Tăpălagă, I., Klementis, O. The Kinematic Aspects Regarding

Rotary Metal Forming, micro CAD‟95, Int. Computer Scien. Conf., Miskolc

1995, pag. 31-37, secţiune G.


116

[GRO95b] Grozav, S., Tăpălagă, I. Analiza parametrilor tehnologici de deformare

orbitală. Calculul petei de contact pentru piesele cilindrice pline, A-7-a Conf.

Internaţ. De Inginerie Managerială şi tehnologică TEHNO‟95, Timişoara, Mai,

1995.

[GRO95c] Grozav, S., Tăpălagă, I. Calculul petei de contact la deformarea orbitală a

pieselor inelare, Ses. com. Ştiinţ, Implicarea cercet. Ştiinţif., în dezv. şi

moderniz., proc. de fabric, Sibiu, Noiembrie, 1995.

[GRO95d] Grozav, S. Calculul petei de contact pentru piesele de formă necirculară

obţinute prin deformarea orbitală, Ses. com. Şt. a Universităţii din Oradea,

Iunie, 1995.

[GRO95e] Grozav, S., Studii si cercetari privind variatia parametrilor de process

specifici deformarii plastice la rece prin intermediul deformarii orbitale, Teza

de doctorat, Universitatea Tehnica din Cluj-Napoca, 1995

[GRO96a] Grozav, S., Tătaru, O., Consideraţii privind realizarea unor piese de formă

cilindrică prin deformare orbitală la rece cu ajutorul preselor PXW, Annals of

“Aurel Vlaicu” University, Third edition, Arad, 16-17th of May 1996, vol.3,

pag.105-110.ISBN 973-98366-2-3.

[GRO96b] Grozav, S., Calculul petei de contact pentru piesele de formă circulară

obţinute prin deformare orbitală, Analele Universitatii din Oradea, 5-6 mai

1996, Fascicula MECANICĂ, Seria: Tehnologii în construcţia de maşini,

pag.63-67, ISSN 1222-5517.

[GRO96c] Grozav, S., Achimaş, Gh., Tătaru, O., Mureşan, M., Deformare orbitală -

procedeu neconvenţional de deformare plastică la rece, Analele Universităţii

din Oradea, 5-6 mai 1996, Fascicula MECANICĂ, Seria: Tehnologii în

construcţia de maşini, pag.57-62, ISSN 1222-5517.

[GRO96d] Grozav, S., Achimaş, Gh., Tătaru, O., Analiza parametrilor tehnologici la

deformarea orbitală. Calculul petei de contact pentru piesele cilindrice pline,

Conferinţa internaţională de comunicări ştiinţifice “Tehnologii moderne în

construcţia de maşini TMCM „96”, Iaşi, 24-25 mai 1996, pag.90-95, ISBN

9975-910-00-9.

[GRO96e] Grozav, S., Achimaş, Gh., Tătaru, O., Popescu, S., Contribution to the

calculus of contact area for orbital forming in case of ring pieces, IX-th

International Conference on Tools, Miskolcs, Hungary, 3-5th september

1996,pag.133-138.

[GRO96e] Grozav, S., Achimaş, Gh., Tătaru, O., Contribution to the reduction of

rivetting energy consuption by orbital forming, International conference

BIAM, Belgrad, 18-21th june 1996, pag.122-127.

[GRO97a] Grozav, S., Tătaru, O., Râulea, L., Achimaş, Gh., The Analyse of

Technological Parameters in Rotary Forging. The Calculus of Contact Area

for Circular Pieces, Journal of Plastic Deformation, vol.3 (1997) nr.1-2, (7-8),

Sibiu, pag.55-60.

[GRO97b] Grozav, S., Râulea, L., Achimaş, Gh., Cinematica procesului de deformare

orbitală, Annals of “ Aurel Vlaicu “ University, Fourth Edition, ARAD, 30-31

oct. 1997, vol.II, pag.98-104,ISBN 973-98365-0-X.

[GRO97c] Grozav, S., Râulea, L., Achimaş, Gh., The cinematic of Rotary Forging

Process, Conference International INTERPARTNER ‟97, Harkov, Ucraina,

14-15th October 1997, pag.19-23.

[GRO97d] Grozav, S., Popa, A., Tătaru, O., Contribuţii privind prelucrarea roţilor

dinţate prin deformare orbitală, A 7-a Conferinţă internaţională de tehnologii

neconvenţionale, 22-24 mai 1997, Timişoara, pag. 135-137.


117

[GRO98a] Grozav, S., Tătaru,O., Gaciu,O. Procedee speciale de presare, Editura

ROPRINT, 1998, ISBN 973-9298-46-X, 160 pag.

[GRO98b] Grozav, S., Râulea, L., Tătaru, O., Achimaş, Gh., Calculul ecuaţiei petei de

contact la deformarea orbitală a pieselor inelare utilizate în industria

constructoare de maşini, A VI-a Conferinţă internaţională de tehnologii şi

utilaje pentru prelucrarea metalelor prin deformare plastică la rece, Galaţi, 15-

17 octombrie 1998, pag.110-115, ISSN 1221-4566.

[GRO99a] Grozav, S., Achimas, Gh., Felecan, G., Chervase, M., Model matematic de

calcul al ecuaţiei petei de contact la deformarea orbitală a pieselor inelare şi

circulare utilizate în industria constructoare de maşini Analele Universităţii

din Oradea, 1999, Fascicula MECANICA, Seria: Tehnologii în construcţia de

maşini, pag. 33-38, ISSN 1222-555X.

[GRO99b] Grozav, S., Achimas, Gh., Analyse of technological parameters in orbital

deformation, PROCEEDINGS of 1st International Regional DAAAM-

CEEPUS Workshop on Intelligent Machines and Technologies in the 21st

Century, ISBN 3-901509-14-3, Miskolc, Hungary, 27-29th May 1999,

pag.279-282

[GRO99c] Grozav, S., Achimas, Gh., The calculus of trajectory equation in rotary

forming proces, PROCEEDINGS of 1st International Regional DAAAM-

CEEPUS Workshop on Intelligent Machines and Technologies in the 21st

Century, ISBN 3-901509-14-3, Miskolc, Hungary, 27-29th May 1999,

pag.283-286.

[GRO01a] S, Grozav., D, Karamoysantas., G, Gligor, G, Achimaş, The analyse of

technological parameters in rotary forging. The calculus of contact area for

circular pieces, Acta Technica Napocensis, Section: Applied Mathematics and

Mechanics, Nr. 44, vol. 1, 2001, pag. 35-40, ISSN 1222-5517

[GRO00a] Grozav, S., Achimaş, Gh., Chervase, M, Aspecte cinematice privind procesul

de deformare plastică la rece prin deformare orbitală, Conferinţa

internaţională de comunicări ştiinţifice consacrată aniversării a 35-a

Universităţii Tehnice a Moldovei Tehnologii moderne. Calitate.

Restructurare.,16-18th Octombrie 2000, Chişinău , Moldova, vol.2, ISBN

9975-910-75-0, pag. 66-69.

[GRO00a] Grozav, S., Achimaş, Gh., Consideraţii teoretice privind cinematica

procesului de deformare plastică la rece prin deformare orbitală, A VII-a

Conferinţă Naţională ”Tehnologii şi Utilaje pentru Prelucrarea Materialelor

prin Deformare Plastică la Rece” (cu participare internaţională) TPR 2000, 11-

12 mai 2000, pag. 105-111, ISBN 973-97486-3-5.

[GRO01b] Grozav, S., Achimaş, Gh.,Gligor, G., Studiul ecuaţiilor traiectoriei în cadrul

procesului de deformare plastică la rece prin deformare orbitală , The 17th

international symposium on naval and marine education, NAV-MAR-EDU

Constanta, May, 24th-26th, 2001, pp. 260-264, ISBN 973-753-7234-8.

[GRO01c] Grozav,S., Achimaş, G., Opruţa, D., Gligor, G. The analyse of technological

parameters in rotary forging.The calculus of contact area for circular and

inelar pieces, A 5-a conferinţă internaţională, MTeM 01, Cluj-Napoca, 4-6

octombrie 2001, pag. 227-231, ISBN 973-85354-1-7.

[GRO02a] Grozav, S., Achimas, Gh., Automatizarea si mecanizarea procedeelor

tehnologice de deformare plastica la rece, Editura MEDIAMIRA, 2002,

Colectia Inginerului, ISBN 953-9358-91-8, 298 pag.

[GRO02b] Grozav, S., Achimaş, Gh., The rotary forming process cinematic’s aspect for


118

complex pieces A IX-a Conferinţă internaţională TEHNO 2002, Timisoara 25-

26 aprilie 2002, pag. 294-299.

[GRO02c] Grozav, S., Achimaş, Gh., Aspecte constructive privind presele de deformare

la rece prin deformare orbitală, A V-a Conferinţă Stiinţifică Internaţională

Tehnologii moderne, Calitate, Restructurare – T.M. C. R. 02”, Iasi 23-25 mai

2002, pag. 234-239.

[GRO04a] Grozav, S., Achimas, G., Proiectarea masinilor unelte pentru prelucrare prin

deformare plastica, Editura MEDIAMIRA, 2004, Colectia Inginerului, ISBN

973-9357-01-6, 289 pag.

[GRO04b] Grozav,S., Crisan,L., Gligor,G., Deformarea plastică la rece prin deformare

orbitală a pieselor cilindrice, 2004, Analele Universităţii din Oradea, ISSN

0013-51494, pg. 245- 252.

[GRO04c] Grozav, S., Crişan, L., Gligor, Gh., Consideraţii cinematice privind

deformarea orbitală a pieselor cilindric, Ştiinţă şi tehnică, Vol. VI. A Patra

Conferinţă Naţională – cu participare internaţională – „Profesorul Dorin

PAVEL – fondatorul hidroenergeticii româneşti”, 21 - 23 Mai 2004, SEBEŞ,

ISBN 973-8130-82-4 şi . ISBN 973-8466-68-7. pag. 207 – 212.

[GRO04d] Grozav, S., Crişan, L., Gligor, G., The calculus of contact area for inelar

pieces in the case of deformation by orbital forging, 2004, COSME‟04,

Computing and Solutions in Manufacturing Engineering, 16-18 september

2004, Braşov, Romania, ISBN 973-635-373-7, pag. 134-139.

[GRO05] Sorin-Dumitru Grozav, Liviu-Adrian Crisan : The Analyse of Technological

Parameters in Rotary Forging. The Calculus of Contact Area for Circular and

Ring Pieces, 2005, microCAD 2005 International Scientific Conference, ISBN

963 661 6469, ISBN 963 661 659 0, si in International Journal of Plasticity,

vol. 21, 2005, p. 518-534.

[GRO06] Sorin-Dumitru Grozav, Gheorghe Achimas, Lucian Lazarescu, Gheorghe

Gligor., The Analyse of Technological Parameters in Orbital Deformation on

Contact Contour and the Relative Spiral during Orbital Deformation,

microCAD 2006, International Scientific Conference, 16-17 March 2006, pp.

73-79 section K, ISBN 963 661 711 2, si in International Journal of Plasticity,

vol. 22, 2006, p. 428-438.

[GRO07a] Sorin GROZAV, Liviu CRISAN, Gheorghe GLIGOR., The analyse of

contact contour and the relative spiral feed during orbital deformation, Acta

Technica Napocensis, Section: Applied Mathematics and Mechanics 50, Vol.

VII, 2007, pag. 45-48, ISSN 1221-5872.

[GRO07b] Sorin-Dumitru Grozav, Alina Crai, - Relative spiral feed during orbital

deformation in the analyse of technological parameters in orbital deformation,

Annals of the Oradea University, mai 2007, pag 101-105, ISSN 1583-0691.

[GRO07c] Grozav, S., Opruţa, D., Iancău,H. The calcul of relative spiral feed during

orbital deformation in the analyse of technological parameters in orbital


119

deformation , 12th DAAAM International Workshop “CA Systems and

Technologies”, ISBN 978-80-89276-10-3, ISBN 3-901509-56-9, Zilina,

Slovacia, 17-19th October 2007, pag. 62-65.

[GRO07c] Grozav, S., Gligor, Gh., The Analyse of Contact Contour and the relative

Spiral Feed During Orbital Deformation, Annals of MteM for

2007&Proceedings of the 8th International MteM Conference, Cluj-Napoca, 4-

5 october 2007, pag. 175-178, ISBN 973-9087-83-3.

[GRO09a] Grozav, S., Maşini de prelucrare prin deformare, Editura MEDIAMIRA,

2009, ISBN 978-973-713-237-6, 235 pag.

[GRO09b] Sorin Dumitru Grozav, Deformarea orbitală, Editura MEDIAMIRA, 2009,

ISBN 978-973-713-244-4, 260 pag.

[GRO09c] Grozav, S., Gligor, Gh., The Relative Spiral Feed and Contact Contour during

Cold Orbital Deformation, MTeM 2009 Annals of MteM for



107-110, ISBN 973-7937-07-04.

[GRO09d] Grozav, S., Potra, T., Oprea, O., Temperature Field Calculus in Composite

Materials Through the Instrumentality of Finite Elements, MTeM 2009 the 9th

International Conference "Modern Technologies in Manufacturing", Cluj-

Napoca, 8-10th Octombrie 2009, pag. 111-115, ISBN 973-7937-07-04.

[GRO10a] Grozav, Sorin., Onetiu Gheorgeh., Oprea, Ovidiu. Automation instalation for

the calculus of contact area for circular pieces in the case of deformation by

orbital forging, 3rd International Conference MANUFACTURING 2010,

Poznan, Polonia, 978-83-62263-33-2, vol. I, pag. 73-78

[GRO10b] Grozav, S. D., Oprea, O. V. Industrial automation in the relative spiral feed

and contact contour during cold orbital deformation, 11th International

Scientific Conference, "Automation in production planning and

manufacturing", focused on Development of Progressive Technologies, ISBN

978-80-89276-23-3, EAN 9788089276233, Zilina – Turcianske Teplice,

Slovacia, 3-5th May 2010, pag. 98-104.

[GRO10c] Sorin-Dumitru Grozav, Nicolae Stelian Ungureanu, Ovidiu-Vasile Oprea,

The relative spiral feed and contact contour development in manufacturing

during cold orbital deformation, The international conference of the

Carpathian euro-region specialists in industrial system, 8th edition, ISBN 978-

606-536-094-5, 12-14 may, 2010, Baia Mare, Romania, pag. 105-111.

[GRO11a] S. Grozav, N. Ungureanu, G. Gligor, O. Oprea: Cam system for Modelling,

Design and Simulate the Process of Extrusion for Small Pieces Used in Mining

Industry Archives of Mining Sciences, volume 56, Issue 2, Cracovia 2011,

Index 351687, ISSN 0860-7001, pag. 213-223

[GRO11b] Sorin-Dumitru GROZAV, Gheorghe ONEŢIU, Mircea BEJAN, Mihaela

SUCIU, Ovidiu-Vasile OPREA, A model to obtain the relative spiral feed

during cold orbital deformation, Revista METALURGIA INTERNATIONAL

vol XVI (2011), no. 1, ISSN 1582-2214, pag. 38- 44

[GRO11c] Grozav,S., Dumitrescu,S., Oprea, O., Orbital deformation cinematic process

for obtaining cylindrical work pieces (invited papers-keynote papers) 12th


PLANNING AND MANUFACTURING, Zilina, Slovacia,3-5.MAY 2011,

ISBN 978-80-89276-28-8, pag.19-25.


120

[GRO11d] Grozav, S., Oprea, O, V., Gligor, Gh., CAM system for design and simulation

process of extrusion for small pieces used in mining industry, MTeM 2011

Annals of MteM for 2011&Proceedings of the 10th International MteM

Conference "Modern Technologies in Manufacturing", Cluj-Napoca, 6-8th

Octombrie 2011, pag. 131-136, ISBN 978-606-8372-02-0.

[GRO11e] GROZAV, Sorin., DUMINTRESCU, Simona., OPREA, Ovidiu., Sistem

CAM pentru modelarea, designul şi simularea proceselor de extrudare a

pieselor mici, ŞTIINŢĂ ŞI INGINERIE, vol. 20, A XI-a Conferinţă Naţională

multidisciplinară - cu participare internaţională “Profesorul Dorin Pavel –

fondatorul hidroenergeticii româneşti”, Sebeş 2011, 3-4 iunie 2011,An XI vol.

20/2011, ISSN 2067-7138, pag. 329-336.

[GRO12a] Sorin-Dumitru, Grozav; Vasile, Ceclan. INDUSTRIAL AUTOMATION IN

THE RELATIVE SPIRAL FEED AND CONTACT CONTOUR DURING COLD

ORBITAL DEFORMATION Supplements of the " Quality-Access to Success "

Journal, Vol. 13,S5, Noiembrie 2012, ISSN 1582-2559, Pag 367-370.

[GRO12b] Grozav, S., Dumitrescu, S., Oprea, O. CAM system for simulating, modeling

and design of the extrusion for small pieces process (keynote papers) 13th



ISBN 978-80-89276-35-6, pag.70-76.

[GRO12c] Grozav, S., Gabrian, S., Oprea, O. Possibilities of using cork in construction

materials with positives effects on the environment 13th International



35-6, pag.77-82.

[GRO13a] Sorin-Dumitru GROZAV, Vasile CECLAN, Studies and Research

Regarding Orbital Deformation – The calculus of Contact Area for Circular

Pieces, IMC 2013 International Multidisciplinary Conference 10th

Edition,

Nyeregyhaza, HUNGARY, 22-24.May 2013, ISBN 978-615-5097-66-9,

pag.65-70.

[GRO13b] Grozav, S., D., Ceclan,V., Geometric characteristic in relative spiral feed and

contact contour during cold orbital deformation, MTeM 2013 Annals of

MteM for 2013&Proceedings of the 11th

International MteM Conference

"Modern Technologies in Manufacturing", Cluj-Napoca, 17-19th

Octombrie

2013, pag. 89-92, ISBN 973-9087-52-1.

[GRO13c] Sorin GROZAV, Vasile, CECLAN, Geometric characteristic in relative

spiral feed and contact contour during cold orbital deformation , Academic

Journal of Manufacturing Engineering, VOL. 11, ISSUE 3/2013, ISSN: 1583-

7904, PAG. 24-28, Editura POLITEHNICA.

[GRO13d] Grozav, S., Ceclan, V., Oprea, O. Experimental combined press with complex

movements, 14th International Scientific Conference AUTOMATION IN

PRODUCTION PLANNING AND MANUFACTURING, Zilina – Turcianske

Teplice, Slovacia, 22-24.April 2013, ISBN 978-80-89276-41-7, pag. 65-70.

[GRO14] Sorin Dumitru GROZAV, Vasile Adrian CECLAN, Ivan KURIC,

DETERMINING DEFORMATION FORCE IN ORBITAL DEFORMATION

AND COMPARING IT WITH OTHER CONVENTIONAL METHODS, 2014

International Conference on Production Research - Europe, Africa and Middle

East, 3rd International Conference on Quality and Innovation in Engineering

and Management, pag. 236-239, JULY 1-5, 2014, CLUJ-NAPOCA,

ROMANIA, ISBN: 978-973-662-978-5.


121

[GRO15a] Sorin GROZAV, Vasile CECLAN, Adrian POPESCU, Utilaje si tehnologii

pentru prelucrare prin deformare plastică la rece, volumul I, Utilaje de

prelucrare prin deformare plastică la rece, Editura JRC, Turda, 2015, ISBN

978-606-8009-12-4, 275 pag.

[GRO15b] S. D. Grozav, V. A. Ceclan, A Turcu and O.V. Oprea, Kinematic Process

Plastic Cold Orbital Forming, 12th International Conference on Modern

Technologies in Manufacturing (MTeM) October 14-16, 2015, Applied

Mechanics and Materials Vol. 808 (2015) pp 98-103, Online available since

2015/Noe/10 at www.scientific.net, © (2013) Trans Tech Publications Ltd,

Switzerland, ISBN-978-3-03835-653-0, ISSN print 1660-9336, ISSN cd 1660-

9336, ISSN web 1662-7482.

[GRO16a] Sorin Dumitru GROZAV, Vasile Adrian CECLAN, Ivan KURIC, THE

MECHANISM OF DEFORMATION PROCESS IN CASE OF ORBITAL

DEFORMATION, 2016 International Conference on Production Research -

Europe, Africa and Middle East, 4rd International Conference on Quality and

Innovation in Engineering and Management, pag. 489-493, JULY 25-30, 2016,

UTPRES, CLUJ-NAPOCA, ROMANIA, ISBN: ISBN 978-606-737-180-2.

[GRO16b] Sorin GROZAV, Ivan KURIC, et all, Equipment for plastic deformation and

the automation process, Publishing House EDIS Ţilina, Slovak republic, 2016,

ISBN 978-606-8009-12-4, 514 pag.

[GRZ79] Grzeskowiak, J. Possibility on Cold and Warm Rotary Forging of Gears, Proc,

- 1st International Conference on Rotary Metalworking Processes, U.K.,

Noveber 1979, pp. 289-296.

[HAY83] Hayama, M., Kudo, H., Kim, S. Y. Some Experiments with a New Design

Rotary Forging Machine, J. Jpu. Soc. Technolog. Plat. 24-266 (1983), pp. 254.

[HAW77] Hawkyard, J.B., Gurnani, C.K.S., Johnson, W. Pressure Distribution

Measurements in Rotary Forging, Journal of Mech. Eng. Science, Vol. 19, No.

4. 1977, pp.135-142.

[HAW79] Hawkyard, J.B., Yunus, N.M., Gurnani, C.K.S. Predication of Force in Rotary

Forging of Short Circular Cylinders, Proc. 1st. Inst. Conference on Rotary

Metalworking Processes, London U.K., November 1979, pp111-124.

[HAW88] Hawkyard, J.B., Smith, C.P. The Influence of Elastic Die Distortion of

Forming Force in Rotary Forging, Int. Journal of Mechanical Science, vol. 30,

no. 8, 1988, pp. 533-542.

[HIA95] Hiategh, M.J., Wehdi, Wejhad, M.M. An investigation into the rotary forging

process capabilities and load estimation, Int. Cold Forging Congress 1995,

session eleven.

[HER87] Hera-Bucur, I. Actualizarea tehnicilor de extrudare şi forjare oscilantă,

Construcţia de Maşini, nr. 2-3, martie 1987, pag. 67-68.

[IAN07a] Iancău, Horaţiu., Sabău, Emilia., Grozav, Sorin., Borzan, Marian., Analysis of

interface delamination in composite materials, Rev. Technological

Engineering, no. 2/2007, Slovacia, ISSN-1336-5967, pag. 33-37.

[IAN07b] Iancău, Horaţiu., Sabău, Emilia., Grozav, Sorin., Borzan Marian, Structural

analysis of Interface Delamination in Composite Materials, V. International

Conference Engeneering Technology and Automation, KOA 40, ISBN 978-

80-89276-08-0, Zilina, 17-18th October 2007, pag. 66-68.

[IAN09] Horatiu IANCAU, Gheorghe ONETIU, Alina CRAI, Constantin POPESCU,

Sorin GROZAV (2009). THE AGUIREMENT OF THE MODELS 3D CAD

STARTING FROM THE REAL MODEL: THE METHOD RESERVE

ENGINEERING (2009). 0009-001, Annals of DAAAM for 2009 &



122

Proceedings of the 20th International DAAAM Symposium, ISBN 978-3-

901509-70-4, ISSN 1726-9679, pp 0002, Editor Branko Katalinic, Published

by DAAAM International, Vienna, Austria 2009

[JÓZ14a] J. Józwik, I. Kuric, S. D. GROZAV, V. A. Ceclan, R-TEST DYNAMIC

MEASUREMENT OF 5-AXIS CNC MACHINING CENTRE ROTARY AXIS

KINEMATIC CENTRE ERROR, 2014 International Conference on Production

Research - Europe, Africa and Middle East, 3rd International Conference on

Quality and Innovation in Engineering and Management, pag. 287-292, JULY

1-5, 2014, CLUJ-NAPOCA, ROMANIA, ISBN: 978-973-662-978-5.

[JÓZ14b] Józwik JERZY, Ivan KURIC, Sorin GROZAV, Vasile CECLAN,

CALIBRATION OF 5 AXIS CNC MACHINE TOOL WITH 3D QUICKSET

MEASUREMENT SYSTEM, Academic Journal of Manufacturing Engineering,

VOL. 12, ISSUE 1/2014, ISSN: 1583-7904, PAG. 20-26, Editura

POLITEHNICA.

[JÓZ14c] Józwik JERZY, Ivan KURIC, Sorin GROZAV, Vasile CECLAN,

Diagnostics of CNC machine tool with R-Test system, Academic Journal of

Manufacturing Engineering, VOL. 12, ISSUE 1/2014, ISSN: 1583-7904, PAG.

52-58, Editura POLITEHNICA.

[KOB79a] Kobayashi, M., Nakane, T., Kamala, A., Nakamura, D. Deformation

Behaviour in Simultaneous Extrusion – Upsetting by Rotary Forging, Proc. Of

1st Int. Conf. on Rotary Metalworking, London, 1979, pp. 251-256.

[KOB79b] Kobayashi, M., ş.a. Deformation behaviour in simultaneous estrusion-

upretting by rotary forging, Proc. Of the 1st, Int. Conf. on Rotary Metal

Working Processes, Nov. 1979.

[KIY84] Kiyota, F., Takemura, K. Densification of P/M Valve Seat by Cold Rotary

Forging, Proc. 3rd International ROMP Conf., Kyoto Japan, September 1984,

pp. 101-109.

[KIY85] Kiyota, F., Takemura, K. Densification Powder Metallurgy Valve Seat By

Cold Rotary Forging, Metal Powder Report, September 1985, Vol. 29, No.

330, pp. 504-506.

[KUB01] Kubo, K., Hirai, Y. Cold Forging of Powder Performs by Rotary Forging

Techniques, Suseito – Kakoh, Vol. 18,2001, pp. 284-290.

[KUB72] Kubo, K., ş.a. Research on Rotary Forging, Proceedings of the Spring

Conference of Japan Society for Technology of Plat., 11-13 May, 1972, pp.

379-382.

[KUB73] Kubo, K., Hirai, Y., Ogiso, S., Ito, S. Preliminary work of rotary forging with

an experimental press (Studies of metal forging with rotate forging press 1),

Journal Of Japan Societe for Technology of Plasticity, Vol. 14, no. 151, 1973,

Aug. 1973.

[KUB78] Kubo, K., Hirai, Y. Effects of friction in upsetting by rotary forging,

Proceedings of the Spring Conf. of the Japan Society for Technology of Plat.,

17-19 May 1978, pp. 599-602.

[KUB79a] Kubo, K., Hirai, Y. Effects of Friction on Deformation Characterictics in

Simple Upsetting by Rotary Forging, Kyoto, Report on Plasticity and Metal

Forming, Vol. 4, 1979, pp. 12-13.

[KUB79b] Kubo, K., Hirai, Y. Deformation Characteristics of Cylindrical Billet in

Upsetting by a Rotary Forging Machine, Proc. 1st Int. Conf. on Rotary

Metalworking Processes, London, U.K., 1979, pp. 99-110.


123

[KUR15a] Kuric Ivan, Grozav Sorin, et all, Mechanization and automation equipment

for processing, Publish House Alma Mater, Cluj Napoca, 2015, ISBN 978-

606-504-188-2, 483 pag.

[KUR15b] Ivan KURIC, Miroslav CÍSAR, Milan NOVOSÁD, Denisa KRCHOVA,

Sorin GROZAV, EXPERIMENTAL DEVICE FOR PRACTICING ROUTINES

OF MACHINE TOOL PRECISION MEASUREMENT, Academic Journal of

Manufacturing Engineering, VOL. 13, ISSUE 1/2015, ISSN: 1583-7904, PAG.

39-45, Editura POLITEHNICA.

[LǍZ05a] Lăzărescu, L., Grozav, S., Achimaş, Gh., Analysis of wall thickness change in

tube bending, 6th International Conference “Modern Technologies in

Manufacturing”, 2-4 october 2003, ISBN 973 656 490 8, pag.283-286.

[LǍZ05b] Lăzărescu,L., Achimaş,G., Grozav,S., Groze,F., Finite Element Simulation Of

Rotary Draw Tube Bending Process , Annals of MteM for 2005 &

Proceedings of the 7-th International MteM Conference, ISBN 973-9087-83-3.

[LEH82] Leheup, E., Moon, J.R., Standring, P.M. The Rotary Forging of Powder

Metallurgy Performs Using a Configurated Upper Die Technique, Proc. 2nd

Int. Conf. in Rotary Metalworking Processes, October 1982, pp. 113-124.

[LEH83a] Leheup, E., Moon, J.R. Standring, P.M. Powder Forging by Rotary Forging,

Metal Powder Report, vol. 38, No. 2, February 1983.

[LEH83b] Leheup, E., Moon, J.R. Standring, P.M. The Production of Components by the

Forging of Sintered Performs¸Powder Metallurgy, vol 26, No 3, 1983, pp.129-

135.

[LUC14] Luca, A., Bâlc, N., Grozav, S., Popan, A., Borzan, C. Ş. Manufacture of

metallic parts by vacuum casting process, 15th International Scientific



ISBN 978-80-554-0878-1, pag. 108-112.

[MAI77] Maiacki, J.R. Orbital Forging, Mettalurgia and Metal forming, June 1977, pp.

265-269.

[MAN86] Mansour, S., Standring, P.M. The Graphical Simulation of Tool Workpiece

Kinematics and Deformation in Rotary Forging, Proc. 2nd National

Conference on Prod. Res., Edinburgh, September 1986, pp. 386-405.

[MAR70] Marciniak, Z. A roking die techniques for cold – forming operations,

Machinery and production engineering, November 11, 1970.

[MAR80] Marciniak, Z. The Influence of the Type of Motion of the Tools on the Cold or

Warm Metal Forming Processes, Proc. 4th Int. Conference on Production

Engineering Japan, 1980, pp. 759-768.

[MAR84] Marciniak, Z. Rotary Upsetting of Flanges in Warm Forming Temperature

Range, Proc. 3rd Int. ROMP Conference Kyoto Japan, September 1984, pp 23-

31.

[MAR89] Marciniak, Z. Travail sur presse avec matrice oscillante, Formage et

traitement des Metaux, Nr. 10, 1989, pag. 19 – 23.

[MAR90] Marciniak, Z., Chodakowski, A. Cunoştiinţe şi detalii despre presarea peste

limita de curgere la rece (injectarea la rece) a pieselor din oţel cu matriţă

oscilantă (orbitală), Stahl und Eisen, Helt 20, 1 Oktober, 1990, pp. 1077-1080.

[MAR99] L, Marcu., G, Achimaş.,S, Grozav., Aspecte constructive ale unui ghidaj

liniar din componenţa unui robot articulat utilizabil într-o celulă flexibilă de

fabricaţie, Analele Universităţii din Oradea, 1999, Fascicula MECANICĂ,

Seria: Tehnologii în construcţia de maşini, pag. 127-130, ISSN 1222-555X.


124

[MǍR13] Mărieş, M., Vuşcan, I., Grozav, S., Ceclan, V. Simulation of sheet metal

forming processes using modern yield criteria, 14th International Scientific



2013, ISBN 978-80-89276-41-7, pag. 128-134.

[MǍR14] Mărieş, M., Vuşcan, I., Grozav, S., Ceclan, V., Trif, A. The analysis of the

influence of the wind power in making a choice for wind turbines, 15th


PLANNING AND MANUFACTURING, Zilina – Oščadnica, Slovak

Republik, 19-22 May 2014, ISBN 978-80-554-0878-1, pag. 116-121.

[MǍR15] Mărieş,M., Vuscan,I., Grozav,S., Panc,N., Popescu.A., Vertical axis wind

turbine blade design, 16th International Scientific Conference AUTOMATION

IN PRODUCTION PLANNING AND MANUFACTURING, Zilina –

Oščadnica, Slovak Republik, 27-29 April 2015, ISBN 978-80-89276-47-9,

pag. 75-79.

[MIL98] Miler, C., Legg, L., Achimas, Gh., Galis, M., Grozav, S., Granescu, M.,

Opruta, D., Popescu, S., Tătaru, O., Vlad,R., ISO 9000 A Model to Develop

Quality Assurance System, Central University of Lanchashire 1998, Preston,

England.

[MIR15] Maries,M., Vuscan,I., Grozav,S., Panc,N., Popescu.A., Research on abrasive

waterjet machining of composite materials, 16th International Scientific


MANUFACTURING, Zilina – Oščadnica, Slovak Republik, 27-29 April 2015,

ISBN 978-80-89276-47-9, pag. 75-79.

[MOO86] Moon, J.R., Standring, P.M. Rotary Forging for High Density Powder

Compacts, Metals and Materials, vol. 2, No. 4, April 1986, pp. 206-210.

[MOO87] Moon, J.R., Standring, P.M. Rotary Forging of Metal Powders, Powder

Metallurgy, vol. 30, No. 3, 1987, pp. 153-163.

[NIS86] L., Nistor, Săbăduş, D., Goron, I. Aspecte privind obţinerea flanşelor de

dimensiuni mici prin forjare orbitală la rece, A –IX-a Ses. De Comunicări, Şt.

Aiud, 1986.

[OGN03] Ognean, A., Grozav, S., Achimaş, Gh., Theoretical considerations on strenght

increase of the active slabs from extrusion matrixes in wired construction , 6th

International Conference “Modern Technologies in Manufacturing”, 2-4

october 2003, ISBN 973 656 490 8, pag. 481-484.

[OGN04] Ognean, D., Gligor, G., Grozav, S., Considerations concerning the metals

formability by cold extrusion, 2004, COSME‟04, Computing and Solutions in

Manufacturing Engineering, 16-18 september 2004, Brasov, Romania, ISBN

973-635-373-7, pag.140-145.

[ONE08] Oneţiu, Gh., Iancău, H., Crai, A., Grozav,S., The Study of Parts Qualiy

Injected Applying the FMEA Method, 9th International Scientific Conference,

"Automation in production planning and manufacturing", focused on

Development of Progressive Technologies, ISBN 978-80-89276-11-0, EAN


[ONE09] Oneţiu, Gh., Iancău, H., Grozav, S., Crai, A., Application of FMEA Method

for the Study of Parts Quality Injected, MTeM 2009 Annals of MteM for



125


107-110, ISBN 973-7937-07-04.

[OUD79] Oudin, J., Ravalard, Y., Verwaerde, D., Gelin, J.C. Force, Torque and Plastic

Flow Analysis in Rotary Upseting of Ring Shaped Billets, Int. Journal of

Mechanical Science, Vol. 27, 79,No. 11/12. pp. 761-780.

[OUD82] Oudin, J., Ravalard, Y. Simulation of the Rotary Forging of Ring Shaped

Billets with Plasticine, Proced. Of 2nd Int. Conf. on Rotary Metalworking

processes, Standford Upon Avon, U.K. 1982, pp. 125-135.

[OUD84] Oudin, J., Gelin, J.C., Ravalard, Y. Le forgeange avec matrice oscillante.

Applications et developpenets, Revue Francaise de Mecanique, nr. 4, 1984.

[OUD84] Oudin, J., Gelin, J.C., Ravalard, Y. Le Forgeage aves Matrice Oscillante.

Applications et Developpements, Revue Francaise de Mecanique, No. 4, 1984,

pp. 201-219.

[PLE95] Plewinski, A. The fatigue strength of orbital forgings, Int. Cold Forging

Congress 1995, session eleven.

[PLI80] Plitea, N., Achimaş, Gh. Determinarea traiectoriei centrului de presare a

semimatriţei superioare de la o presă cu masă oscilantă, Buletinul Stiinţific al

Institutului Politehnic din Cluj-Napoca, Nr. 23, 1980, pag. 55-63.

[POP06] Daniela Popescu, Sorin Popescu, Sorin Grozav., Choosing Software Packages

for Computer Aided Mold Tool Design, XX MicroCAD International Scientific

Conference University of Miskolc, 16-17th March 2006, section M1:

Production engineering and manufacturing system, ISBN 963-661-700-7,

ISBN 963-661-711-2, pag. 73-49,

[POP09] Popescu Adrian, Iancau Horatiu, Grozav Sorin, Hancu Liana, Onetiu

Gheorghe., Consideration on extrusion of the tubes made of thermoplastic

materials, International Doctoral Seminar 2009, Bratislava, Slovacia, ISBN

973-8976-17-04, pag. 278-284.

[POP12a] Pop, D., Berce, P., Grozav, S., Muresan, S., Filip, A., Fodorean, I. SLM

parameters and their influence in additive manufacturing, 13th International



35-6, pag. 179-183.

[POP12b] Popescu, A., Grozav, S., Radu, A., Bere, P., Ceclan, V., Experimental and

theoretical research regarding extrusion optimization for reinforced

polyamide (PA 6.6 – 20% GF), 13th International Scientific Conference


MANUFACTURING, Zilina, Slovacia, 2-4.MAY 2012, ISBN 978-80-89276-

35-6, pag. 184-187.

[POP13a] Popan, A., Luca, A., Grozav, S., Ceclan, V. Manufacturing 3D complex parts

using abrasive water jet milling technology, 14th International Scientific



2013, ISBN 978-80-89276-41-7, pag. 148-154.

[POP13b] Popescu, A., Grozav, S., Hancu, L., Pop, G. Micro-fracto-graphic analyse of

extruded glass fibres reinforced polyamide, 14th International Scientific



2013, ISBN 978-80-89276-41-7, pag. 154-158.

[POP14a] Popan, A., Grozav, S., Luca, A., Ceclan,V., Trif, A., The analysis of software

solution used in abrasivewater jet cutting process, 15th International Scientific


126



ISBN 978-80-554-0878-1, pag. 142-146.

[POP14b] Popescu, A., Grozav, S., Kuric, I., Ceclan, V., Trif, A. Theoretical aspects on

extrusion plastic materials, 15th International Scientific Conference



ISBN 978-80-554-0878-1, pag. 146-150.

[PRE87] Pregowski, J. Rotary Cold Repressing of Steel Sinters. Recent Developments in

Technology and Applicability in Production of Loaded Machine Parts, Proc.

1987 Powder Metallurgy Conf., U.S.A., Powder Metallurgy, vol. 43, pp. 363-

375.

[PRE89] Pregowski, J. Rotary Forming in Powder Metallurgy Opportunities and

Limitations, Proc. of Int. Conf. on Rotary Form., Beijing, October 1989, pp.

160-165.

[PRE05] Preja, D., Popa, M., Grozav, S., Rus, C., Better Understanding The Variation

Of The Cutting Speed At W.E.D.M. Therouh Experiments, Annals of MteM for

2005 & Proceedings of the 7-th International MteM Conference, ISBN 973-

9087-83-3.

[PRU11] Pruna, R., Iancau, H., Grozav, S., Florea, C., Consideration regarding the

manufacturing of composite structures using the vacuum bagging process 12th



ISBN 978-80-89276-28-8, pag. 196-202.

[PSE83] Psenishnyuk, A.S., Krivada, L.T. Definitions of Average Specific Force

During Rotary Forging – (English translations), Institution od Higher

Education, Information of Higher Information Bulletin 8, 1983, pag. 116-121.

[PŞE85] Pşenişciuc, A. Procesul de de formare orbitală, echipament specializat şi de

proiectare, Kuznecino ştampavscinoe proizvocistvo, Nr. 5/1985, 95/b. pag. 26

– 28.

[PSE89] Psenishnyuk, A.S., Hawkyard, J.B. Cretical Forming Force in Rotary Forging

and the Application of Tungsten Carbide Dies¸Int. Journal of Mechanical

Science, vol. 31, No. 6, 1989, pp. 471-476.

[RAD12] Radu, A., Grozav, S., Popescu, A., Contiu, G., Ceclan, V. The comparing of

the roughness obtained by three rapid prototyping systems (LOM, FDM and

SLS) 13th International Scientific Conference AUTOMATION IN

PRODUCTION PLANNING AND MANUFACTURING, Zilina, Slovacia,2-

4.MAY 2012, ISBN 978-80-89276-35-6, pag. 194-199.

[ROW90] Rowlinson, N., Ashraf, M.M., Harris, I.R. Anysotropy Induced by the Rotary

Forging of Rapidly Quenched Nd-Fe-B Ribbons, Journal of Manetism and

Magnetic Materials 87, June 1990, pp. 93-96.

[QUI82] QUIREN. L., Zhuang, L., Wei, J. Criterion of centre thinning in rotary forging

of circular plate, Proc. Of 2nd International Conference on Rotary

Metalworking Processes, 6-8 oct. 1982, U.K. Stradford Upon Avon, pp. 137-

149.

[SAB08] Sabău, E., Iancău, H., Grozav, S., Borzan, M., Crai, A., Structural and

Technological Aspects Regarding the Realization of Composite Materials

Plates with Polymeric Matrix. 9th International Scientific Conference,

"Automation in production planning and manufacturing", focused on


127

Development of Progressive Technologies, ISBN 978-80-89276-11-0, EAN


[SAB12] Sabău, E., Balc, N., Bere, P., Grozav, S., Delamination process of fibre glass

reinforced polymer composite materials, 13th International Scientific



35-6, pag. 212-215.

[SFÂ08] Sfârlea, I., Opruţa, D., Grozav, S., The Simulation of Fluid Flow Through a

Hydraulic Resistance 9th International Scientific Conference, "Automation in

production planning and manufacturing", focused on Development of

Progressive Technologies, ISBN 978-80-89276-11-0, EAN 9788089276110,

Zilina, Slovacia, 5-7th May 2008, pag. 241-246.

[SIN77] Sinha, K.P., Prasad, S.C. Analysis of Metal Flow During Rotary Forging, Int.

Conf. on Prod. Eng., 27th CIRP General Assembly, New Delhi, India 1977.

[SLA70b] Slater, R.A.C.., Appleton, E. Some Experiments with Model Materials to

Simulate the Rotary Forging of hot Steels. 11-th Mach. Tool Des. Res. Conf.

pp. 1117 – 1136, 1970.

[SLA70c] Slater, R.A.C., Baroah N.K., Appleton, E., Johnson, W. The Rotary Forging

Concept and Initial Work with an Experimental Machine, Proc. Inst. Mech.

Engrs. (U. K.), 1969 – 70, vol. 184, Pt. 1, No. 32, pp. 577-592.

[SLA80] Slater, R.A.C., Barooah, N.K., Appleton, E., Johnsons, W. The Rotary forging

concept and intern work with an experimental machine ( Comunication

Section ), Processes Instant Mechanical Engineers 184, Part. 1, No. 189 (1979-

80), pp. 577.

[SPI83] Spiers, R.M. The Massey ROTAFORM Die Forging Process and Machine,

Forming Equipement Symposionm U.S. Forging Industry Asociation,

Chicago, June 1983.

[STA70] Standring, P. M., Appleton, E. The Kinematic Relationship Between Angled

Die and Workpiecein Rotary Forging – Part I, The 1st Int. Conf. On Rotary

Metal – Working Processes. London U.K., pp. 275 – 288, November 1970.

[STA79] Standring, P.M., Appleton, E. Rotary Forging Machine Design, Chartered

Mechanical Engineer, Vol. 26, no. 4, pp. 44-50, April 1979.

[STA80a] Standring, P.M., Appleton, E. Rotary Forging Developments in Japan (Part

1): Machine Development and Forging – Research, Journal of Mechanical

Working Technology, Vol. 13, No‟s 3&4, January 1980, pp. 253-273.

[STA80b] Standring, P.M., Appleton, E. Rotary Forging Developments in Japan (Part

II): Theoretical Investigation and Analysis. Powder Compaction and Sinter-

Forming, Journal of Mechanical Working Technology, Vol. 4, No. 1, April

1980, pp.7-29.

[STA82] Standring, P.M. Investigation into Rotary Forging, Ph. D. University of

Nottingham, 1982.

[STA84] Standring, P.M. Rotary Forging: A New Approach, Proc. 1st. Int. Conf. on

Tehcnology of Plasticity, Tokyo, Sept. 1984. pp. 842-947.

[STA87] Standring, P.M., Moon, J.R. Application of Rotary Forging in Powder

Metallurgy – The Current State of the Art, Powder Metallurgy Group Meeting,

Powder Shaping and Compacting, October 1987, Eastbourne, pp. 51-58.

[STA89a] Standring, P.M. Rotary Forging – a Technical Revie, Metallurgia, January

1989, vol. 56, No. 1, pp. 9-16.


128

[STA89b] Standring, P.M. Consolidation of Rapidly Solidified Powders by Rotary

Forging. Rapid Solidification Processing. The Technology and Business

Opportunities, I.B.C. Technical Service Ltd., London, June 1989.

[STA89c] Standring, P. M., Appleton, E. The kinematic Relationship Between Angled

Die And Workpiece in Rotary Forging – Part II. 1st Int. Conf. on Rotary Metal

– Working Processes, London U.K. November 20 – 22, 1989, pp. 288 – 295.

[STA91] Standring, P.M. Rotary Forging of Advances P.M. Alloys, Proc. of Int.

Conference on P.M. Aerospace Materials, November 1991, Lausanne,

Switzerland, Paper No. 17, pp. 17-17.10.

[STA93] Standring, P.M. Academic Industrial Colaboration in Rotary Forging,

Advanced Technology of Plasticity 1993, Proceedings of the Fourth Int. Conf.

on Technology of Plasticity, pp. 1379-1386.

[SUH89a] Su, H.X., Kawai, K., Hayama, M. An Analitical Study on Deformation

Mechanism in Rotary Forging Process, Rotary Forming (edt. By Wang. Z. R.)

171, International Academic Publishers, 1989.

[SUH89b] Su, H.X. A Fundamental Study on Rotary Forging, Doctoral Dissertarion

Thesis, Yokohama National University, 1989.

[SUH93] Su, H.X., Kawai, K., Hayama, M. Deformation Mechanismin Rotary Forging

of Rings, Advanced Technology of Platicity 1993, Proceding of the Fourts

international Conference On Technology of Plasticity, Sept. 1993, pp. 1401-

1406.

[ŞER13] Şerban, F., Grozav, S., Ceclan, V., Cristea, C. Fuzzy expert system for

springback prediction in the bending operations, 14th International Scientific



2013, ISBN 978-80-89276-41-7, pag. 162-168.

[TǍP95] Tăpălagă, I., Grozav, S., Klementis, O., CAD system for modelling, design

and simulate the process of extrusion for smale pieces, Journal of Plastic

Deformation, vol.2 (1995) nr.3-4, (5,6), Sibiu, pag.8-14.

[TǍT96] Tătaru, O., Grozav, S., Aspecte privind calculul de rezistenţă al angrenajelor

melcate, Annals of of “Aurel Vlaicu” University, Third edition, Arad, 16-17th

of May 1996, vol.3, pag.161-166.ISBN 973-98366-2-3.

[TOR96] Torkos, C., Klementis, O., Grozav, S., Tamolygo allakito pres szamitogepes

tervezese, Fiatal muszakiak tudomanyos ulesszaka, 22-23th marcius

1996,Kolozsvar, pag.123-126.

[TRU10] Aurelian, Ovidius, TRUFASU ; Ciprian, Ion, RIZESCU ; Cristina, Liliana,

Anastasia, TRUFASU, Sorin-Dumitru GROZAV, Organic glass intraocular

lenses : a simulation of behaviour, Revista MATERIALE PLASTICE, vol. 47,

nr. 4/2010, pag. 436-439

[UNG10] Ungureanu, N., Ungureanu, M., Cotetiu, A., Barisic B., Grozav, S., Principles

of the maintenance management, The international conference of the

Carpathian euro-region specialists in industrial system, 8th edition, ISBN 978-

606-536-094-5, 12-14 may, 2010, Baia Mare, Romania, pag. 293 - 296.

[UNG11] Ungureanu, N., M. Ungureanu, R., Cotetiu., S. Grozav., M. Risteiu:

Contributions Regarding, the Mining Drilling Tribo-Sys Archives of Mining

Sciences, volume 56, Issue 3, Cracovia 2011, Index 351687, ISSN 0860-7001,

pag. 527-537.

[UNG14] Ungureanu, N., Traussnigg, U., Grozav, S., D., CEEPUS Scientific Discourse

at CAMPUS 02 UAS, Hauptverband des Ősterreichischen Buchhandels, Viena,

Austria, 2014, ISBN 978-3-200-03971-1, 122 PAG.


129

[VID88] Vida-Simiti, I., Domşa, Ş., Constantinescu, V., Canta, T., Săbăduş, D.

Cercetări asupra compactizării pulberilor prin presare orbitală, A III-a Conf.

Naţ. De Metalurgia Pulberilor, Cluj-Napoca 1988, pag. 281-288.

[VID89] Vida-Simiti, I., Domşa, Ş., Constantinescu, V., Canta, T., Săbăduş, D.

Presarea orbitală – un nou procedeu de compactizare a produselor din

pulberi (partea II), A VI-a Conf. de proc. Şi ut. De prel. La rece, Timişoara

1989, pag. 91-96.

[VID92] Vida-Simiti, I., Domşa, Ş., Canta, T., Săbăduş, D. Cercetări asupra

compacizării pulberilor şi preformelor sinterizate prin presare oscilantă , nr.

9/1992, pag. 19-22.

[WEI81] Wei Jie, Lu Quiser, Lin Zluang The criterion of the Central Thinning in

Circular parts with Rotary Forging, Forging and Stamping production no. 6,

1981 (în chineză).

[ZAH84] Zhang, M. Calculating the Force and Energy During Rotating Forging, Proc.

3rd Int. R O M P Conference, Kyoto, Japan, September 1984, pp. 115-125.

[ZAH89] Zhao Jingyuan On Contact Contour and the relative Spiral Feed During

Rotary Forging, Proc. Int. Conf. on Rotary Forming, Beijing, October 1989,

pp. 181-185.

[***70] British Patent Specification No. 1205171. Method and Device for procesing

objects of non-uniform thickness. Politechniks Warsawska, September 1970.

[***71] B. and S. Massey Ltd. – U.K. Patent Specification. No.1224259, Filed July

1969. Published March 1971.

[***80a] Deformarea plastică la rece pe presa PXW 100 cu matriţă oscilantă,

Wladyslaw Nagel, „Plasament” Varşovia, 1980.

[***80b] Cartea maşinii. Presa PXW 100, CDKIM-Varşovia, 1980.

[***84] Advanced Technologies of Plasticity, 1984 (vol I, II), Tokio, 1984.

[***87a] Forjarea orbitală a pieselor plane subţiri - traducere din limba rusă,

Kuznecino Ştampovocinoe Proizdvosto nr. 3, 1987, pag 6-9.

[***87b] Modern Polish Metalworking machines¸Mettalurgia and Metal Forming,

January, 1987.


130

ANEXE


131

Pagină albă


132


133


134


135


136


137

Anexa 6

Timpul de deformare şi tipul traiectoriei pentru diverse tipuri de piese

TRAIECTORIE COMPLEXĂ 6 sec.




TRAIECTORIE SPIRALĂ 6 sec.

TRAIECTORIE SPIRALĂ 7 sec.

Documents

TEZǍ DE ABILITARE - upet.ro Sorin/6. Teza_abilitare.pdf · Fig. 15. Diagrama de determinare a coeficientului de aderenţă 33 Fig. 16. Distanţa e între forţa medie şi axa poansonului