INTRODUCERECa urmare a cerinţelor specifice din industriile alimentară, chimică,

petrochimică, navală, etc. reducerea duratei de proiectare a tehnologiilor de asamblare şi realizare a unor construcţii sudate constituie o direcţie importantă de cercetare. Cel puţin din punct de vedere economic, este evidentă necesitatea stabilirii rapide a unor soluţii tehnologice optime prin analiza rapidă a sudabilităţii care, să satisfacă cerinţele impuse unor astfel de structuri. Materialele şi condiţiile avute în vedere reflectă nivelul de interes practic pe care îl reprezintă asamblarea şi sudarea în diversele ramuri ale economiei.

Sudarea este operaţia tehnologică prin care se realizează o asamblare nedemontabilă a două sau mai multe piese metalice, utilizând încălzirea locală, presiunea sau ambele, cu sau fără folosirea unui material de adaos similar cu metalul pieselor de îmbinat.

Prin sudură se înţelege zona de îmbinare rezultată în urma sudării, materialul de adaos depus prin sudare se numeşte cordon de sudură; acesta poate fi continuu sau întrerupt. Piesele de sudat se prelucrează în zona unde urmează să se depună materialul de adaos, locaşurile respective numindu-se rosturi.

1.1 Schemele tehnologice ale procedeelor de sudare

• Schema tehnologică a sudării electrice manuale (fig. 1.1)Electrodul metalic (1) este prevăzut cu un înveliş de protecţie (2) şi

este fixat în cleştele port-electrod (3). La temperatura ridicată din arcul electric, electrodul se topeşte formându-se picăturile (4) care ajung în baia de metal (5). Protecţia şi buna funcţionare a arcului se asigură cu ajutorul componentelor din învelişul electrodului ce formează o atmosferă gazoasă. O parte din înveliş se topeşte şi formează un strat protector lichid de zgură(6) care, prin solidificare, împiedică dizolvarea gazelor în metalul încălzit al cordonului (7).

Figura 1.1. Schema sudării manuale cu electrod fuzibil.

• Schema tehnologică a sudării semiautomate şi automate (fig. 1.2)

1

Aceste procedee se încadrează în categoria procedeelor de sudare electrică cu arc acoperit. Arcul se formează între piesă şi electrodul (1). Arcul arde sub un strat de flux (2), care curge din buncărul (3). Picăturile de metal (4) ajung în baia de sudare (5) în condiţiile unei bune protecţii, asigurate de fluxul topit (6) precum şi de atmosfera gazoasă creată. După solidificarea stratului de flux topit, acesta formează un strat de zgură (7) ce se desprinde uşor de cordonul de sudură (8).

Figura 1.2. Schema sudării sub strat de flux.

• Schema tehnologică a sudării MIG-MAG (fig. 1.3) Sudarea în mediu de gaz protector se face cu ajutorul arcului electric format între electrodul (1), fuzibil sau nefuzibil şi piesa de sudat. Protecţia se asigură cu ajutorul unui jet de gaz inert sau activ aflat în curgere laminară (2) trimis prin ajutajul (3). Arcul electric se formează între piesa de sudat şi sârma de adaos. Picăturile de metal (4) ajung în baia de metal (5) care, prin solidificare, formează cordonul (6). După natura gazului, acesta poate fi gaz activ sau gaz inert.

Figura 1.3. Schema sudării MIG-MAG.

• Schema tehnologică a sudării cu plasmă (fig. 1.4)În cazul acestui procedeu de sudare, arcul electric se formează între

electrodul (1), din wolfram sau zirconiu, şi ajutajul (2) şi este puternic ştrangulat mecanic şi electromagnetic. Prin ajutajul (2) se trimite un gaz plasmogen (argon), care formează, prin disociere şi ionizare, plasma.

2

Temperatura jetului de plasmă este foarte ridicată (10000 - 24000)°C. Pentru protecţia arcului şi răcirea ajutajului se suflă prin ajutajul (3) un gaz de protecţie (heliu+argon). Arcul ce se formează iniţial între electrod şi ajutaj (arc pilot) este apoi transferat, prin deschiderea comutatorului K, asupra piesei care este legată la polul pozitiv al sursei.

Figura 1.4. Schema sudării cu plasmă.

Schema tehnologică a sudării în baie de zgură (fig. 1.5)

Figura 1.5. Schema sudării în baie de zgură.

Sudarea în baie de zgură este un procedeu de mare productivitate. Cusătura sudată se formează pe verticală. Căldura necesară se obţine pe baza efectului Joule-Lenz, la trecerea curentului printr-o baie de flux topit având rezistenţa electrică mare şi temperatura ridicată. Baia de zgură se formează prin topirea unui flux special între marginile pieselor de sudat (2) şi patinele (3) din cupru răcite forţat cu apă. După topire, arcul format la începutul procesului de sudare se şuntează, sârma electrodului (4) fiind

3

trecută în baia de flux (1) ce are temperatura de topire mai mare decât a electrodului. Electrodul este antrenat în baie prin ghidajul (5) cu un sistem cu role. Metalul topit, având greutatea specifică mai mare, se depune la partea de jos şi formează, prin solidificare, cusătura sudată (6).

2. Arcul electric2.1. Amorsarea şi formarea arcului electric. Părţile componente ale

arcului electricEtapele amorsării şi formării arcului electric sunt prezentate în figura

2.1.Electrodul, legat la una din bornele sursei (de exemplu la cea

negativă), este adus în contact cu piesa legată la cealaltă bornă (fig. 2.1a). Punctele de contact, ce constituie locuri de ştrangulare a liniilor de curent, se vor încălzi până la temperatura de topire datorită curentului de scurtcircuit foarte mare. Sub influenţa forţei de apăsare F, numărul punctelor de contact creşte continuu, astfel încât în final, zona de contact dintre electrod şi piesă va fi formată dintr-o punte de metal lichid (fig. 2.1b). La ridicarea electrodului de pe piesă (fig. 2.1c), simultan cu alungirea punţii de metal, datorită forţelor electromagnetice Fe, se va produce şi o ştrangulare a acestei punţi. Ştrangularea punţii metalice determină o creştere a rezistenţei electrice, ceea ce conduce la creşterea temperaturii acestei porţiuni. La atingerea temperaturii de fierbere a metalului are loc ruperea punţii metalice şi formarea vaporilor metalici care, fiind uşor ionizabili, asigură trecerea curentului în continuare, sub forma unei descărcări electrice în arc (fig. 2.1d).

Procesul de formare a arcului electric durează doar câteva fracţiuni de secundă şi se caracterizează prin fenomene fizice complexe: emisie termoelectronică, ionizarea gazului din spaţiul arcului, accelerarea ionilor în câmpul electric, etc.

a) contact b) încălzire c) retragerea d) aprinderea şi topire electrodului arculuiFigura 2.1. Amorsarea şi formarea arcului electric.

Trebuie precizat faptul că, datorită transportului de ioni de la anod la catod, anodul va apărea sub forma unui crater, iar catodul sub forma unui con. La întreruperea punţii de metal, temperatura catodului este menţinută şi

4

chiar majorată datorită bombardării cu ioni pozitivi, captaţi din descărcare.În conformitate cu legile termodinamicii, densitatea curentului de emisie

termoelectrică J [A/m2] este dată de formula lui Richardson:

(2.1)unde:J0, - constantă ce depinde de material şi de natura suprafeţei catodului

[A/m2K2];Tk - temperatura suprafeţei catodului [K];q - sarcina electronului, în valoare absolută [C];Ue - potenţialul de ieşire [V];K - constanta lui Boltzman [J/°K].Analizând relaţia (2.1) se observă că densitatea curentului

termoelectronic se măreşte odată cu reducerea potenţialului de ieşire Ue.În afară de natura şi starea catodului, densitatea de curent

termoelectronic depinde cel mai mult de temperatură.În cazul sudării cu electrod nefuzibil se petrec aceleaşi fenomene, însă

puntea metalică topită se produce numai în contul topirii metalului de bază.Părţile componente ale arcului electric sunt: zona catodică, coloana

arcului şi zona anodică. În figura 2.2 s-a reprezentat schematic arcul electric precum şi repartizarea căderilor de tensiune în lungul acestuia.

a) contactb) încălzire şi topireDelimitările de spaţiu într-o descărcare sunt justificate prin aceea că

repartizarea tensiunii este neuniformă, deoarece apar grupări masive de sarcini excedentare în jurul celor doi electrozi.

În arcul electric se pot deosebi următoarele zone: 1- pata catodică; 2- zona catodică; 3- coloana arcului; 4- zona anodică; 5- pata anodică.

Figura 2.2. Părţile componente ale arcului electric.

Pata catodică (1) se formează pe suprafaţa catodului şi este locul cel

5

mai cald al catodului, fiind sursa emisiei electronilor. Fără pata catodică, arcul electric nu s-ar putea forma. Acest lucru a fost demonstrat experimental, prin inversarea polarităţii şi deplasarea anodului cu viteze din ce în ce mai mari. S-a observat că, de la o anumită viteză de deplasare a anodului pata catodică (de pe piesa fixă) neputându-se forma, arcul electric se stinge, ceea ce nu se întâmplă la arcul cu polaritate directă.

Zona catodică (2) se întinde pe o lungime foarte mică, având ordinul de mărime de (10-4...10-6)cm, egală cu parcursul liber al electronilor în gazul ce înconjoară catodul. În această zonă, se presupune că electronii nu suferă ciocniri. Câmpul electric accelerează electronii spre anod, iar ionii pozitivi spre catod şi întrucât masa ionilor este considerabil mai mare decât a electronilor, viteza lor de deplasare va fi mult mai redusă.

De aceea, în zona catodică, concentraţia de ioni pozitivi (sarcina spaţială) este cu mult mai mare decât concentraţia de electroni, ceea ce conduce la crearea câmpului deosebit de intens în zona catodică.

Intensitatea câmpului electric este de ordinul (105 – 106 ) V/cm, asigurând astfel o emisie electronică însemnată, iar căderea de tensiune pe această zonă este de (8...20) V.

Temperatura petei catodice variază între 1380 C pentru magneziu şi 3680 °C pentru wolfram. În general, temperatura petei catodice este mai mică decât temperatura de fierbere a metalului respectiv, excepţie făcând magneziu şi aluminiu.

Aceasta se datorează faptului că magneziu şi aluminiul formează oxizi a căror temperatură de topire este mult mai înaltă şi care ridică temperatura petei catodice. Valoarea căderii de tensiune pe zona catodică depinde de potenţialul de ionizare al gazului sau vaporilor din spaţiul arcului şi se consideră că Uk = Ujonizare.

Zona anodică (4) se află în vecinătatea anodului şi are o întindere mai mare decât zona catodică, având ordinul de mărime (10-3...10-4) cm şi o cădere de tensiune mai mică, având valoarea de (2...3) V. În apropierea anodului este preponderentă concentrarea electronilor, creându-se o sarcină spaţială negativă. Spectografic s-a observat că intensitatea câmpului electric este mai mică decât la catod. Anodul este puternic încălzit şi temperatura sa Tan este mai ridicată decât aceea a catodului deoarece la anod nu are loc emisie electronică. Emisia de electroni a catodului, în urma consumării lucrului mecanic de ieşire, este însoţită de o scădere a temperaturii.

Coloana arcului (3) este practic egală cu lungimea arcului. Aici au loc ionizări, excitări şi recombinări între particulele gazului. Acest spaţiu este umplut cu gaz ce are temperatura cea mai ridicată şi de aceea, în coloana arcului, o importanţă deosebită o capătă ionizarea termică.

Coloana arcului este neutră, suma sarcinilor particulelor negative este egală cu suma celor pozitive. Ionizarea termică a gazului se produce nu numai datorită ciocnirilor neelastice ale electronilor cu atomii, ci şi ca urmare a ciocnirii atomilor între ei.

6

Aceasta se explică prin aceea că în gazul ce umple coloana arcului, odată cu ridicarea temperaturii, creşte rapid numărul atomilor ce dispun de energie suficientă pentru ionizarea puternică a gazului prin ciocniri. De aceea, coloana arcului conţine un gaz puternic ionizat, având temperatura în axă foarte ridicată: (6000...8000)°C. În schimb, pe direcţie radială, temperatura în coloana arcului va fi repartizată neuniform, datorită transmiterii căldurii, temperatura fiind maximă în axa coloanei şi minimă la periferie.

Temperatura coloanei arcului creşte odată cu creşterea curentului şi scade cu scăderea potenţialului de ionizare. Curentul total prin coloana arcului reprezintă o sumă între curentul dat de sarcinile pozitive ce se deplasează spre catod şi curentul format de sarcinile negative ce se deplasează spre anod.

Neglijând componenta curentului dată de deplasarea ionilor pozitivi, datorită mobilităţii lor mult mai mici decât a electronilor, se poate considera că, curentul prin arc este datorat numai electronilor.

Conductibilitatea electrică a coloanei arcului este mult mai mare decât a zonei catodice, deoarece numărul de electroni emişi de unitatea de volum este mult mai mare decât a celor emişi în zona catodului. Deci, câmpul electric Ec va fi mult mai mic: Ec = (10... 40) V/cm. Experimental se confirmă studiile teoretice conform cărora intensitatea câmpului electric în coloana arcului pe direcţie axială este constantă:

(2.2)

unde:Ec - intensitatea câmpului electric [V/cm];Uc - căderea de tensiune în coloana arcului [V];lc - lungimea coloanei arcului.

2.2 Caracteristica statică a arcului electric de curent continuuDistribuţia tensiunii în arc are forma din figura 2.2, tensiunea arcului fiind

alcătuită din căderile de tensiune pe cele trei zone ale sale:Ua = Uk + Uan +Uc (2.3)Parametrii ce determină comportarea arcului de sudare sunt curentul ce

trece prin arc (Ia), tensiunea arcului (Ua) şi lungimea arcului(la). Caracteristica arcului va fi definită prin relaţia:

f(Ua, Ia, la) = 0 (2.4)şi se numeşte caracteristica statică a arcului electric.Pentru a simplifica reprezentarea şi interpretarea acestei funcţii se

păstrează unul din parametri, fie intensitatea curentului Ia, fie lungimea arcului la, la valori constante, obţinându-se caracteristicile:

Ua = f1(la) la Ia = ct., respectiv (2.5)Ua = f2(Ia) la la = ct. (2.6)În mod obişnuit, caracteristica arcului se reprezintă sub forma unei

familii de curbe

7

Ua = f(Ia) (2.7)luându-se drept parametru variabil lungimea arcului la.Deoarece tensiunea are trei componente, pentru a se determina

caracteristica arcului, se va considera modul în care variază cu intensitatea curentului fiecare componentă din relaţia (2.3).

Căderea de tensiune pe zona catodică Uk nu depinde practic de valoarea curentului, într-un domeniu larg de variaţie a curentului, de la 100 A în sus. Cercetările au demonstrat că, la curenţi mici, suprafeţele petelor catodice şi anodice cresc proporţional cu intensitatea curentului, densitatea de curent rămânând constantă. Se consideră că intensitatea câmpului electric în zonele electrozilor, precum şi tensiunile Uk şi Uan sunt practic independente de valoarea curentului. La valori mari ale curentului, când pata catodică acoperă întreaga suprafaţă transversală a electrodului, căderea de tensiune creşte într-o oarecare măsură, deoarece creşterea curentului se face pe seama creşterii densităţii de curent (cazul sudării automate).

Valoarea tensiunii Uk depinde de materialul electrodului şi de mediul în care are loc descărcarea. O importanţă mare o are prezenţa în amestecul de gaze a unor elemente avide de electroni, ce capturează cu uşurinţă electronii, formând ioni negativi. Astfel de elemente sunt halogenii (F2, Cl2, Br2, I2), precum şi oxigenul, azotul, etc. Prezenţa fluorului conduce la absorbirea intensă a electronilor emişi de catod, reducând numărul electronilor liberi din spaţiul catodic şi ridicând căderea de tensiune Uk cu (8...9)V.

Căderea de tensiune anodică Uan nu depinde de valoarea curentului, ci doar în mică măsură de materialul electrozilor şi de mediul în care are loc descărcarea. Pentru un arc în vapori de fier: Uan = (2...3)V.

Căderea de tensiune în coloana arcului Uc poate fi exprimată prin relaţia:

Uc =I a R c a (2.8)unde Rca este rezistenţa echivalentă a coloanei arcului electric. Aşa

cum se va arăta ulterior, Rca are un caracter neliniar.Deoarece Ec = ct. (2.2), se poate determina căderea de tensiune în

coloana arcului:Uc = Ec.la, (2.9)unde intensitatea câmpului electric Ec se poate exprima ca fiind egală cu

raportul dintre densitatea de curent Jc şi conductibilitatea electrică a coloanei arcului (c):

(2.10)

deci:

(2.11)

rezultând astfel că:

8

(2.12)

La valori mici ale curentului, aria secţiunii coloanei arcului Sc va depinde de dimensiunile petelor active. Cu creşterea curentului, creşte suprafaţa petelor active, deci şi diametrul coloanei arcului, astfel încât valoarea lui Rca

va scădea mai rapid decât creşte Ia, obţinându-se o diminuare a valorii Uc. Când una dintre petele active va acoperi întreaga secţiune a electrodului, creşterea în continuare a lui Sc devine imposibilă, căderile de tensiune pe catod şi anod devin aproximativ constante, iar Rca va avea o valoare aproximativ constantă.

În aceste condiţii se poate scrie:Uk + Uan = a = ct. = Uap şi deciUa = a + Ia•Rca

sau:Ua = a + Ec.la (2.13)unde Uap reprezintă tensiunea de aprindere a arcului şi depinde de

diametrul electrodului, natura învelişului şi a gazului în care arde arcul.Forma generală a caracteristicii statice a arcului electric este prezentată

în figura 2.3, în care se observă trei zone distincte:

Figura 2.3. Caracteristica statică a arcului electric.

I – zona curenţilor mici, în care tensiunea în arc scade odată cu creşterea curentului, deoarece creşte secţiunea coloanei arcului. Crescând secţiunea coloanei arcului, precum şi temperatura acesteia, va creşte conductibilitatea c, prin ionizarea mai bună a gazului;

II - zona în care căderile de tensiune Uk, Uan şi Uc devin practic independente de variaţia curentului. Caracteristica este practic rigidă, aceasta fiind zona cu largă aplicare în tehnica sudării;

III - zona în care Sc şi Ac devin practic constante, ajungând la valorile maxime, iar Ua va începe să crească cu curentul, respectând aproximativ legea lui Ohm.

9

Figura 2.4. Caracteristica dinamică a arcului electric.Caracteristica statică este determinată prin variaţii lente ale

curentului şi tensiunii. Dacă se măreşte rapid curentul de la I1 la I2 (fig. 2.4) se constată că în locul tensiunii indicate de caracteristica statică este necesară o tensiune mai mare (curba 2), datorită inerţiei fenomenelor termice şi de ionizare şi invers dacă se micşorează curentul de la I2 la I1, tensiunea va fi indicată de curba 3.

Bucla care se formează poartă numele de caracteristica dinamică a arcului electric.

3.Stabilitatea arcului electric şi a procesului de sudareLa sudarea cu arc electric a metalelor, arcul electric şi sursa de

sudare formează un sistem energetic reciproc dependent. De proprietăţile acestui sistem sunt legate în mare măsură calitatea sudurii şi posibilităţile de folosire eficientă a utilajului de sudare. În cazul cel mai general, arcul se numeşte stabil când valorile medii ale parametrilor ce îl determină, electrici şi geometrici, rămân neschimbaţi (în cadrul unor limite), pe toată perioada cât se fac observaţiile.

Limitele în care variază parametrii arcului depind de regimul de transport al picăturilor de metal, influenţa câmpului magnetic propriu, felul curentului, tipul sursei de curent, etc.

Aprecierea dacă un arc este stabil sau nu, se face studiind oscilogramele ridicate pentru curent şi tensiune. În consideraţiile făcute până acum s-au prezentat condiţiile de natură fizică şi electrică ale circuitului în care se găseşte arcul, pentru ca acesta să ardă stabil. În continuare, se va studia influenţa proprietăţilor sursei de alimentare asupra stabilităţii arcului.

În arcul electric cu electrod fuzibil se produc variaţii bruşte ale regimului electric în intervale de timp foarte scurte (sutimi de secundă).

Topirea electrodului şi trecerea metalului sub forma de picături provoacă variaţii bruşte ale lungimii arcului şi scurtcircuitări repetate ale sursei. Caracterul dinamic al sarcinii necesită ca sursa de alimentare să îndeplinească anumite condiţii speciale.

3.1 Stabilitatea statică a arcului electric şi caracteristicile externe ale surselor de sudare

Se consideră sistemul format dintr-o sursă de alimentare (S.A.) şi un arc

10

electric (fig. 3.1). Pentru fiecare valoare a curentului debitat Is, la bornele sursei va fi o anumită tensiune Us. Regimul staţionar al sistemului este determinat de egalitatea tensiunilor şi curenţilor. Prin urmare, la o astfel de stare se poate scrie:

Ua = Us = Ur

(3.1)Ia= Is = Ir

unde Ur si Ir reprezintă tensiunea şi curentul în punctul de funcţionare (de regim).

Figura 3.1. Sursa de alimentare şi arcul electric.

Prin caracteristica externă a sursei de sudare se înţelege curba de variaţie a tensiunii la borne în funcţie de intensitatea curentului debitat. Între caracteristica externă a sursei şi caracteristica statică a arcului trebuie să existe o corelaţie care să asigure un proces de sudare stabil şi uniform.

Pentru determinarea stabilităţii statice a sistemului din figura 3.1, se va analiza comportarea lui la abateri mici de la starea de echilibru.

Cele doua curbe (fig. 3.2), caracteristica externă a sursei (1) şi caracteristica statică a arcului (2), se intersectează în punctele A şi B, ce reprezintă punctele de ardere staţionară a sistemului, puncte în care sunt satisfăcute relaţiile (3.1).

Figura 3.2. Caracteristica statică a arcului; caracteristica externă a sursei de sudare.

În punctul A - dacă va creşte curentul cu I, tensiunea sursei devine mai mare decât a arcului şi curentul creşte până ajunge în punctul B. Rezultă că punctul A este un punct instabil de funcţionare.

11

În punctul B - dacă va creşte curentul cu I, tensiunea sursei devine mai mică decât tensiunea arcului, curentul scade, revenindu-se astfel în punctul B. Punctul B va fi deci un punct stabil de funcţionare.

Caracteristicile externe trebuie să îndeplinească următoarele condiţii:1. La mers în gol, sursa trebuie să asigure o tensiune suficientă

pentru aprinderea arcului electric;2. După aprindere, tensiunea sursei trebuie să fie acordată cu aceea

a arcului, ceea ce impune caracteristicii sursei să varieze după cum cere caracteristica statică a arcului;

3. Intensitatea curentului de sudare trebuie să fie cât mai constantă la variaţii ale tensiunii în arc, deoarece la sudare lungimea arcului nu se poate menţine riguros exactă;

4. Raportul dintre curentul de scurtcircuit (Ik) şi curentul de sudare (Is), trebuie să varieze între anumite limite. Dacă Ik este prea mare, vor apare stropiri intense, iar dacă Ik este mic în raport cu Is, apare fenomenul de lipire a electrodului de piesă. Valorile optime sunt date de intervalul Ik/Is = (1,2...1,4).

În general, o sursă de curent poate avea o caracteristică externă de forma curbelor (1), (2) sau (3) (fig. 3.3a). Analizând stabilitatea sistemului energetic format din sursele cu caracteristicile (1) şi (2) şi arcul electric, se constată că punctele A şi B sunt puncte instabile de funcţionare, deci singurele caracteristici utilizabile sunt cele coborâtoare.

Figura 3.3.Caracteristica externă a sursei.

Diferitele caracteristici coborâtoare posibile sunt prezentate în figura 3.3b. Se observă că în cele trei puncte de funcţionare A 1, A2 şi A3, curenţii de sudare au valori apropiate. Ceea ce variază în limite mari, este raportul Ik/Is. Pentru caracteristica (1), raportul Ik/ Iseste supraunitar, dar apropiat de valoarea 1. În cazul caracteristicilor de tipul (3) se observă că sursa este improprie pentru sudare, punctul A3 fiind un punct de funcţionare în regim instabil.

În figura 3.4 sunt reprezentate variaţiile caracteristicilor arcului când lungimea arcului se modifică.

12

Figura 3.4. Modificarea caracteristicilor Figura 3.5. Variaţia intensităţii arcului cu lungimea acestuia. pentru două caracteristici externe.

În cazul a două caracteristici coborâtoare de forma (1) şi (2) s-a reprezentat în figura 3.5, variaţia intensităţii curentului cu lungimea arcului pentru cele două caracteristici externe. În aceasta figură se observă că variaţiile mai mici de curent, la modificarea lungimii arcului, se obţin pentru caracteristici de tipul (1), mai coborâtoare. Rezultă că acest tip de caracteristici sunt convenabile la sudarea manuală, deoarece variaţii mari ale lungimii arcului curentul rămâne aproape constant.

În concluzie, caracteristicile externe brusc coborâtoare, asigură o limitare a variaţiilor curentului la sudare şi prin urmare un regim de funcţionare constant. Tensiunea de mers în gol trebuie să fie suficient de mare pentru aprinderea arcului, dar nu va depăşi tensiunea periculoasă prescrisă de N.T.S.M. Reglarea curentului de sudare pentru diferite diametre de electrozi şi grosimi de material se realizează prin modificarea formei caracteristicii externe a sursei.

În figura 3.6 sunt prezentate diferite posibilităţi de modificare a caracteristicii externe a surselor.

Figura 3.6. Variante de modificare a caracteristicii externe.În figura 3.6a, sursele au caracteristici convenabile, deoarece

tensiunea de mers în gol nu se schimbă la variaţia curentului de sudare. Sursele din figura 3.6b nu corespund, deoarece la curenţi de sudare mici, când ionizarea gazelor din coloana arcului este redusă, tensiunea de mers în gol este coborâtă.

13

Cazul ideal îl reprezintă sursele având caracteristici de tipul celor din figura 3.6c. În acest caz se observă că la curenţi mici, când ionizarea gazelor din coloana arcului este mai redusă, tensiunile de mers în gol sunt ridicate, asigurând amorsarea şi stabilitatea arcului.

3.2 Proprietăţile dinamice ale surselor pentru sudareÎn arcul electric cu electrod fuzibil, fenomenele se complică,

deoarece într-o secundă trec prin arc 20-30 picături şi tot de atâtea ori se scurtcircuitează sursa de alimentare, producându-se o solicitare dinamică a ei. Datorită acestui fapt se produc variaţii rapide ale intensităţii curentului şi tensiunii, astfel încât numai caracteristica externă nu poate fi concludentă pentru aprecierea calităţilor sursei. Variaţiile rapide ale parametrilor electrici, ce se produc în intervale de ordinul sutimilor de secundă, sunt reprezentate în figura 4.7.

Figura 3.7. Variaţia parametrilor electrici.

În faza a I-a are loc scurcircuitul între electrod şi piesă; intensitatea curentului variază de la valoarea zero la valoarea maximă (de vârf) Ikv, în timpul tkv, apoi curentul de scurtcircuit scade şi se stabilizează la valoarea de scurtcircuit de durată tk. Tensiunea arcului scade de la valoarea de mers în gol Uo la valoarea Uk, egală cu căderea de tensiune pe rezistenţa de contact dintre electrod şi piesă. Valoarea tk este timpul necesar pentru stabilirea curentului de scurtcircuit, deci prima perioadă reprezintă trecerea de la regimul de mers în gol la regimul de scurtcircuit.

În faza a II-a, prin îndepărtarea electrodului de piesă, ca urmare a temperaturii ridicate, respectiv a câmpului electric intens, apare arcul electric. Tensiunea are un salt rapid până la valoarea Uv, apoi scade la valoarea tensiunii de rezervă Ur, pentru ca ulterior să crească la tensiunea arcului Ua. Toate aceste fenomene se petrec în timpul ts de stabilizare a arcului electric. În acest timp, curentul de scurtcircuit se stabilizează la valoarea curentului de sudare Ia.

14

În faza a IlI-a, în timpul ta, arcul arde normal şi se formează o picătură de metal topit în creştere care, la un moment dat, scurtcircuitează arcul electric pe o durată de timp tk (faza 1). După desprinderea picăturii are loc o perioadă de restabilire a arcului electric cu durata tR (faza 2) şi fenomenele descrise se repetă cu o frecvenţă ridicată.

În urma studierii fenomenelor ce se produc în arcul electric cu electrod fuzibil, rezultă că sursa trebuie să-şi modifice rapid cei doi parametri (tensiune, intensitatea curentului), manifestând o inerţie minimă. Numai dacă această condiţie este îndeplinită, procesul de sudare va fi constant şi uniform. Sursa de sudare care reacţionează rapid pe parcursul fazelor arătate va avea caracteristici dinamice bune, trecerea de la o stare staţionară la alta făcându-se prin intermediul unor procese tranzitorii, datorită inerţiei electromagnetice a sursei.

Experimental se constată că pentru a reaprinde un arc electric între doi electrozi încălziţi, este necesară o tensiune de aproximativ 25V. Tensiunea sursei trebuie să crească deci, într-un timp cât mai scurt, de la valoarea Uk ~ 0 la 25 V, acest timp fiind numit timp de restabilire t r. Pentru ca sursa să aibă caracteristici dinamice bune, timpul de restabilire trebuie să fie mai mic de 0,03 sec.

În afara acestui criteriu al timpului de restabilire, pentru a aprecia proprietăţile dinamice ale surselor, se mai utilizează diferite alte criterii, cum sunt:

1. Criteriul rezistenţei aparente a sursei de sudare:

Stabilitatea arcului este cu atât mai bună cu cât Rf este mai mare.2. Criteriul :

unde imin este valoarea minimă a curentului după îndepărtarea unui scurtcircuit. Se recomandă ca > 0,7.

3. Criteriul P (pentru transformatoare de sudare):

În acest criteriu, Uo este tensiunea efectivă de mers în gol, Ikv este valoarea maximă a curentului de scurtcircuit, iar k se determină pe oscilograma curentului în timpul procesului de sudare (fig. 3.8).

15

Figura 3.8. Oscilograma curentului la sudare.

S-a stabilit că un transformator de sudare are o comportare dinamică bună dacă P (40...50).

3.3 Reglarea curentului de sudareValoarea curentului de scurtcircuit se poate schimba prin

modificarea fie a raportului de transformare, fie a reactanţei transformatorului.

a) Modificarea raportului de transformare se face cu ajutorul unor prize pe primarul sau secundarul transformatorului (fig. 3.9):

Figura 3.9. Modificarea raportului de transformare.

Schimbarea raportului de transformare K prezintă dezavantajul că odată cu micşorarea curentului, scade şi tensiunea de mers în gol. Din acest motiv se preferă modificarea reactanţei totale a transformatorului.

16

b) Modificarea reactanţei totale se realizează printr-o construcţie specială a transformatorului, în mai multe variante:

I - Aşezarea înfăşurărilor primare şi secundare pe aceeaşi coloană, la distanţa variabilă d (varianta înfăşurărilor mobile). Una din înfăşurări se realizează mobilă şi se poate deplasa cu ajutorul unui dispozitiv (fig. 3.10a). Prin mărirea distanţei d, reluctanţa magnetică (Rm) scade datorită măririi fluxurilor de dispersie, deci inductivitatea L = C1-W2/Rm creşte, conducând la creşterea reactanţei X = .L şi implicit Ia reducerea valorii curentului I2k.

O altă variantă de reglaj este posibilă în cazul transformatoarelor cu miez toroidal (fig. 3.10b). Miezul magnetic este circular, iar secundarul se poate roti până la un unghi = 180 . Caracteristicile externe şi de reglaj (I2 = f()) sunt asemănătoare cu cele de la transformatoarele cu coloane şi bobine mobile (fig. 3.10c). Prin acest procedeu se poate face o reglare continuă a curentului de sudare. Dezavantajul acestei variante constă în faptul că, pentru realizarea unor curenţi mici, bobinele trebuie considerabil îndepărtate, ceea ce conduce la creşterea greutăţii miezului.

Figura 3.10. Modificarea raportului de transformare cu înfăşurare mobilă.

O altă problemă o constituie rigidizare bobinei mobile pentru ca să nu vibreze. În schimb, factorul de putere şi coeficientul puterii aparente sunt bune în raport cu alte transformatoare: cos = (0.3...0,4) şi = (0,22...0,24).

II - Metoda şunturilor magnetice

17

Figura 3.11. Transformator cu şunt magnetic.

Şuntul magnetic are acelaşi efect ca şi variaţia distanţei dintre înfăşurări, conducând la mărirea fluxurilor de dispersie, deci la creşterea reactanţei. Schema de principiu a unui astfel de transformator este prezentată în figura 3.11.

Creşterea maximă a reactanţei se obţine la valoarea de 90° a unghiului (curenţii cei mai mici de sudare).

Caracteristica externă şi de reglaj are aceeaşi alură ca şi la transformatoarele cu bobine mobile. Modificarea tensiunii de mers în gol este neglijabilă, iar reglajul curenţilor de sudare se face continuu.

III - Metoda bobinei de reactanţă separatăTransformatorul de sudare este monofazat, cu dispersie normală,

tensiunea la bornele secundarului fiind aproape constantă la variaţia curentului (curba 1). În momentul în care se intercalează în circuit bobina de reactanţă, reactanţă ei se însumează cu reactanţă de dispersie a transformatorului şi caracteristica externă a grupului format din transformator şi bobină va fi coborâtoare (curba 2) (fig. 3.12).

Figura 3.12. Reglarea curentului cu bobină de reactanţă.

4. Utilaje folosite la sudare

18

4.1. Utilaje pentru sudarea semiautomată sub strat de fluxLa aceste instalaţii (fig. 4.1), deplasarea capului de sudare se face

manual. De obicei, capul de sudare este sprijinit pe piesa de sudat cu ajutorul unui dispozitiv cu înălţimea reglabilă.

Figura 4.1. Instalaţie pentru sudarea semiautomată sub strat de flux. 1- sursa de sudare; 2- cutia de distribuţie cu aparatajul de control; 3- mecanismul de avans al sârmei electrod; 4- tambur cu sârma electrod; 5- cap de sudare cu

pâlnia pentru de flux; 6- tub flexibil.

Un tub flexibil cu lungimea de 3...5 m, asigură conducerea sârmei de la mecanismul de avans la capul de sudare, alimentarea sârmei cu curent, precum şi posibilitatea transmiterii unor comenzi de la capul de sudare la mecanismul de avans (reglarea vitezei).

Fluxul se află într-o pâlnie fixată pe capul de sudare. Regimurile de sudare diferite se obţin prin modificarea curentului de sudare şi a vitezei de avans a sârmei electrod.

Tubul flexibil special (fig. 4.2a) serveşte pentru înaintarea sârmei electrod. El este alcătuit dintr-o spirală dublă de oţel (1), din firele de alimentare a arcului (3) care asigură şi transmiterea comenzilor de pornire-oprire prin circuitul de comandă (4). Cablul flexibil este acoperit cu o cămaşă de bumbac (5), îmbrăcată la exterior cu cauciuc (6).

Capul de sudare (fig. 4.2b) este compus dintr-un corp de aluminiu (1), la partea inferioară având înşurubat un corp cilindric (2) din cupru. în interiorul corpului este fixat un cot tubular (3) din alamă şi o duză de contact (4) din bronz. La partea superioară a capului este fixată pâlnia pentru flux (5). Capul de sudare este fixat de mânerul (7), pe care este montat butonul de comandă (8), care conectează motorul pentru comanda avansului sârmei electrod. Capul este fixat pe un pivot (9) reglabil şi demontabil, ce serveşte la sprijinirea şi ghidarea capului în timpul sudării.

19

Figura 4.2. a) Tubul flexibil; b) Capul de sudare.

La acest tip de utilaj se pune problema dacă acesta poate funcţiona fără reglaj automat al vitezei de avans a sârmei, deplasând manual capul de sudare, fără ca operatorul sudor să poată vedea arcul electric şi vârful electrodului. Practica a dat răspuns afirmativ la această întrebare. La sudarea semiautomată nu se pot elimina variaţiile lungimii arcului.

Totuşi, practica a arătat că procesul de sudare este stabil la viteza de avans constantă a electrodului, cu condiţia ca diametrul sârmei electrod să nu depăşească 2 mm, iar intensitatea curentului să se menţină între 250..650 A. Explicaţia rezidă din faptul că, micşorând diametrul electrodului se măreşte densitatea de curent, respectiv stabilitatea procesului de sudare. Din aceste motive, semiautomatele pentru sudare se realizează, fără excepţie, fără reglaj automat al vitezei de avans a electrodului.

4.2 Utilaje pentru sudarea în mediu de gaz protectorLa sudarea în mediu de gaz protector se asigură o protecţie foarte

bună a băii de metal topit în timpul operaţiei de sudare.În condiţii de şantier, trebuie găsite mijloacele necesare pentru ca

pătura de protecţie gazoasă să nu fie suflată de curenţii de aer. Gazele folosite pentru protecţia spaţiului arcului pot fi împărţite în trei grupeprincipale:

1. Gaze inerte: argon, heliu;2. Gaze active: CO2, N2, H2, vapori de apă;3. Amestecuri de gaze active şi inerte: Ar + O2, Ar + N2, Ar + H2,

Ar + CO2.Dezvoltarea accentuată a acestor procedee în ultimul timp, se explică

20

printr-o serie de avantaje tehnico-economice, şi anume:- nu se folosesc fluxuri sau învelişuri pentru electrozi, prin urmare

nu mai este necesară operaţia de curăţire a cusăturii de zgură;- productivitate ridicată;- -grad înalt de concentrare a căldurii în zone restrânse, ceea ce

reduce mult deformaţiile pieselor sudate;- acţiune minimă dăunătoare a oxigenului şi azotului atmosferic;- posibilitatea sudării unor metale şi aliaje speciale, la grosimile

cele mai variate;- posibilitatea supravegherii arcului deschis, deci conducerea mai

bună a procesului de sudare;- -posibilităţi mai largi de mecanizare şi automatizare. Procedeele

de sudare în mediu de gaz protector diferă după felul electrozilor folosiţi (fuzibili sau nefuzibili), după felul gazului de protecţie şi după felul arcului electric.

Corespunzător diferitelor procedee de sudare, utilajele de sudare se clasifică în următoarele grupe:

1. Utilaje pentru sudarea în mediu de hidrogen atomic;2. Utilaje pentru sudarea în mediu de argon sau heliu, cu electrod

nefuzibil (W.I.G. sau T.I.G.);3. Utilaje pentru sudarea în mediu de argon sau heliu, cu electrod

fuzibil (M.I.G.);4. Utilaje pentru sudarea în mediu de gaze active, cu electrod fuzibil

(M.A.G.).4.2.1 Utilaje pentru sudarea în mediu de hidrogen atomicSudarea în hidrogen atomic (arc-atom) se face cu un arzător special,

arcul formându-se între doi electrozi de wolfram legaţi la o sursă de curent alternativ (ca.)- Coaxial cu electrozii se trimite jetul de hidrogen care trece în zona arcului printr-un spaţiu inelar format între electrod şi ajutajul electrodului (fig. 4.3).

Sub influenţa temperaturii înalte a arcului se produce disocierea hidrogenului în atomi, absorbindu-se o mare cantitate de căldură. Când atomii de hidrogen ating suprafaţa metalului care este mai rece, atomi se recombină în molecule de hidrogen. Acest fenomen este însoţit de dezvoltarea căldurii ce fusese absorbită la disocierea hidrogenului:

H + H = H2 + 10600 cal/mol

21

Figura 4.3 Schema procedeului de sudare în mediu de hidrogen atomic.1-arzătoare; 2-electrozi; 3-zona de reasociere; 4- zona de hidrogen

molecular; 5- zona de disociere.

Topirea metalului de bază şi de adaos se face exclusiv pe baza căldurii dezvoltate în urma reacţiei de reasocire. Electrozii de wolfram se leagă la transformatorul de sudare, care are tensiunea de mers în gol de (250...300)V, în timp ce tensiunea arcului este de (60...100)V. Curentul de sudare este de (10...100)A şi depinde de grosimea pieselor:

Is = (15...20) de [A],unde de = s/3 + 1 [mm].Debitul de hidrogen este QH2 = 800 + 15 • Is [l/h]Datorită acţiunii de răcire a arcului provocată de disociere, precum şi a

potenţialului ridicat de ionizare a hidrogenului, este necesară o tensiune mare pentru amorsarea arcului şi instalaţia trebuie prevăzută cu dispozitive de protejare contra electrocutării.

Procedeul se utilizează la sudarea pieselor relativ mici din fontă, oţel refractar, încărcări cu materiale dure şi lucrări de reparaţii speciale. Nu se poate aplica aliajelor ce conţin procente mari de elemente cu afinitate mare faţă de hidrogen: Cu, Ni, Ti, Al.

4.2.2 Utilaje pentru sudarea în mediu de gaz inert, cu electrod nefuzibil (W.I.G.)

Arcul electric se formează între un electrod nefuzibil din wolfram şi piesă. Electrodul, arcul şi baia topită sunt protejate de un înveliş gazos inert (argon, heliu), ce se scurge dintr-un ajutaj concentric cu electrodul. Dacă se sudează cu metal de adaos, acesta se introduce lateral, sub forma unei sârme, ce nu intră în circuitul electric.

Sursele folosite pot fi de curent continuu sau curent alternativ. Arzătoarele sunt de obicei răcite cu apă. Diametrul electrodului de wolfram este de (1,5...6)mm, iar curentul de sudare este de până la 300A. Argonul folosit ca gaz protector poate fi pur (99,99%), fiind utilizat la sudarea aliajelor de aluminiu, sau argon tehnic, utilizat la sudarea oţelurilor.

Schema instalaţiei pentru sudarea manuală, cu arc electric, în mediu de

22

argon, în curent continuu, este prezentată în figura 4.4.

Figura 4.4. Schema instalaţiei de sudare WIG.1 - generator de sudare; 2 - oscilator; 3 - rezistenţă de balast; 4-

ampermetru; 5- condensator; 6- bobină; 7- arzător; 8- debitmetru; 9- reductor de presiune; 10- butelie.

Pentru amorsarea arcului electric se foloseşte un oscilator. Acesta produce o tensiune de valoare mare şi frecvenţă ridicată. Datorită câmpului electric intens, în spaţiul arcului se produce o ionizare pronunţată, permiţând aprinderea arcului. Din punct de vedere constructiv, oscilatorul este un generator de scântei, de frecvenţă ridicată. Bobina (6) şi condensatorul (5) alcătuiesc un filtru de protecţie pentru ca tensiunea înaltă să nu ajungă la sursa de sudare.

Sudarea se poate face şi cu heliu, instalaţia fiind asemănătoare. Excepţie face numai sursa de sudare, deoarece tensiunea arcului în heliu este de (1,5...2) ori mai mare ca în argon. La acelaşi curent de sudare, în heliu, se dezvoltă o cantitate de căldură mai mare, datorită căderii mai mari de tensiune pe coloana arcului.

Un amestec de He + Ar este cel mai convenabil (40%Ar + 60%He) şi conduce la cusături mai bune decât în argon sau heliu. Acest procedeu se utilizează atât la sudarea aliajelor de aluminiu, cât şi la sudarea oţelurilor.

4.2.3 Utilaje pentru sudarea MIG.La acest procedeu, arcul electric se formează între piesă şi sârma

electrod (fig. 4.5). Sârma avansează mecanizat şi continuu, de pe un tambur. Gazul protector se scurge printr-un ajutaj al arzătorului special şi are misiunea de a proteja baia de metal topit de acţiunea atmosferei. Sursa de sudare poate fi un generator sau un redresor de curent continuu, ce se racordează cu polul negativ la piesă şi cu polul pozitiv la electrod.

Gazele utilizate pentru protecţie la sudare pot fi: Ar, He sau amestecuri de gaze: (Ar + He).

23

Figura 4.5. Schema procedeului WIG. Figura 4.6. Caracteristica arcului.

Deoarece arcul arde la densităţi mari de curent, va avea caracteristica statică urcătoare. Deci, se recomandă ca şi sursa de curent să aibă o caracteristică rigidă sau lent coborâtoare. Sudarea prin acest procedeu noate fi executată atât semiautomat cât şi automat.

În timpul sudării, lungimea arcului variază în anumite limite. În figura 4.6 se vede că dacă lungimea arcului creşte accidental se trece de De caracteristica 2 pe 3, curentul absorbit de la sursă reducându-se substanţial (la valoarea IS3). Deoarece viteza de avans a sârmei este constantă, se va reduce şi viteza de topire a electrodului, datorită micşorării intensităţii curentului. Ca urmare, se va reduce lungimea arcului, revenindu-se la caracteristica 2. Datorită variaţiilor mari ale curentului de sudare la variaţia lungimii arcului, fenomenul de autoreglaj se manifestă foarte rapid. Autoreglarea arcului electric se manifestă bine şi din acest motiv viteza de avans a sârmei electrod este de obicei constantă. Fenomenul are loc în mod similar în cazul micşorării accidentale a lungimii arcului.

Procedeul se aplică pentru sudarea aluminiului şi a aliajelor sale, precum şi a aliajelor ce conţin procente mari de cupru, nichel, cât şi la sudarea oţelurilor carbon, slab şi înalt aliat. Schema instalaţiei este asemănătoare cu cea de la procedeul W.I.G., cu deosebirea că electrodul este avansat în arc de către un mecanism de avans, ca la instalaţiile de sudare semiautomată sub strat de flux.

4.2.4 Utilaje pentru sudarea MAG.Arcul electric se formează între electrodul fuzibil şi piesă, într-un

mediu de gaz activ. De obicei, se utilizează bioxidul de carbon (CO2), care realizează protecţia arcului. Acest gaz are o acţiune oxidantă, ce poate fi compensată prin creşterea conţinutului de elemente de aliere din sârma electrod. Datorită temperaturii ridicate, bioxidul de carbon disociază, iar oxigenul atomic oxidează elementele de aliere:

CO2 -> CO + OElementele cu afinitate mare la oxigen: Si, Va, Mn, C, vor intra în

reacţie de oxidare, concomitent având loc şi reacţii de reducere:

24

Mn + O = MnO oxidareMnO + C = CO + Mn reducereDin reacţia azotului cu bioxidul de carbon rezultă oxizi insolubili în baia

de metal topit. Bioxidul de carbon trebuie să aibă o puritate de 99%. Fiind avid de apă, bioxidul de carbon va forma acidul carbonic H2CO3.

Prin destindere, la ieşirea din butelie a bioxidului de carbon se va forma zăpada carbonică, care va reduce presiunea gazului. Din aceste motive, în instalaţie vor fi prevăzute un încălzitor electric, cuplat cu un uscător pentru eliminarea vaporilor de apă.

Schema unei instalaţii pentru sudarea prin procedeul MAG este prezentată în figura 4.7.

Figura 4.7. Schema instalaţiei de sudare prin procedeul MAG.1 - sursa de curent; 2 - tabloul de comandă; 3 - mecanism de avans; 4 -

cap de sudare; 5 - tambur sârmă; 6 - debitmetru; 7 - uscător gaz; 8 - reductor de presiune; 9 - încălzitor gaz; 10 - butelie CO2.

Acest procedeu de sudare are o serie de avantaje, printre care enumerăm:,

- putere mare de topire, ca urmare a densităţilor mari de curent (200 - 230)A/mm2;

- productivitate ridicată: (3...4) kg/h de metal depus.

4.3 Robotizarea proceselor de tăiere şi a proceselor conexe.4.3.1. Particularităţi şi cerinţe pentru roboţii folosiţi la procesele de

tăiere.Numărul aplicaţiilor robotizate ale proceselor de tăiere este cu mult mai

redus decât cel întâlnit la sudare. Considerăm că unul dintre motive este precizia deosebită cerută roboţilor în acest caz, deoarece dacă la sudare, baia de metal topit „integrează" micile abateri de poziţionare şi deplasare, la tăiere orice discontinuitate de poziţionare sau inconstantă a vitezei, acceleraţiei, etc. se traduce prin neuniformităţi ale suprafeţei tăiate.

În ultimul deceniu, perfecţionarea organelor de maşini (ghidaje liniare,

25

şuruburi cu bile, reductoare armonice, etc), a motoarelor şi acţionărilor acestora, a traductoarelor şi sistemelor de comandă au făcut posibilă realizarea unor RI cu performanţe dinamice şi de precizie mari la costuri cât se poate de accesibile. Astfel, precizii de ordinul a +/- 0,2 mm şi chiar mai bune, în cea mai defavorabilă combinaţie de perturbaţii permit folosirea unor roboţi comuni inclusiv la robotizarea proceselor de tăiere.

Figura 4.8. Robot pentru RI tăierea orificiilor într-o grindă cu pereţi de 12 mm grosime

Din punct de vedere al capacităţii portante RI trebuie să poarte capul de tăiere şi pachetul de cabluri şi furtunuri al acestuia. Sunt suficienţi pentru acest scop 60...80 N, ţinând cont şi de reacţiunile dinamice. Adeseori prin echilibroare judicios amplasate este suportată parţial greutatea furtunurilor. Dacă sunt necesare ventile de comandă / blocare / siguranţă, acestea se montează de obicei pe o placă amplasată pe una din axele principale ( axa 2 sau 3 ) ale robotului.

Sistemul de comandă al RI asigură în principal deplasarea pe traiectoria de tăiere prin conturare („continuous path") şi pornirea/oprirea tăierii. La tăierea cu plasmă, aceasta înseamnă conectarea / deconectarea sursei de alimentare a arcului de plasmă; în cazul tăierii oxigaz, robotul va comanda din program, după cum se arată în figura 2, ieşiri ce acţionează asupra unor electroventile (comandă oxigen, acetilenă , metan); la tăierea cu jet de apă, ventilul apei sub presiune, ş.a.m.d.

În urmă cu câteva decenii, la începutul epocii robotizării industriale, majoritatea elementelor de structură, respectiv organe de maşini se confecţionau din subansambluri debitate fie mecanic, fie pe maşini de tăiere în coordonate. Acesta ar putea fi un alt motiv pentru care roboţii sunt mai rar utilizaţi la automatizarea proceselor de tăiere. În ultimii ani, aceste repere se realizează frecvent prin debitarea unor profile sau tuburi, adesea după traiectorii foarte complexe.

Considerăm ca aceasta va duce la extinderea aplicaţiilor robotizate de tăiere. De asemenea, accelerarea folosirii roboţilor la tăiere este favorizată de dezvoltarea sistemelor de programe specializate pentru debitare.

26

Întrucât datele cunoscute privind răspândirea diferitelor sisteme de tăiere mecanizate, automatizate şi cu atât mai puţin robotizate din ţara noastră sunt extrem de reduse, în tabelul 1 se prezintă aprecierile cu privire la gradul de mecanizare (automatizare, de obicei pe maşini în coordonate X-Y), bazate pe cunoaşterea unui mare număr de unităţi industriale reprezentative, atât din sectorul de stat, cât şi din cel privat.

Tabelul 1. Aprecierile cu privire la gradul de robotizare al procesului de tăiere

(*) numărul de aplicaţii cunoscute este nul, varianta manuală nu poate fi imaginată

4.3.2. Sisteme robotizate de tăiere cu flacără oxigazDin diferite cauze, flacăra utilizată la tăierea oxi-gaz ar putea, în timpul

procesului de tăiere să se stingă. În cazul tăierii robotizate, în absenţa operatorului uman, aceasta ar putea avea efecte periculoase datorită gazelor combustibile / explozive ce ar continua să iasă din capul de tăiere. Pentru a împiedica acest lucru, în practică se utilizează adesea un sistem de supraveghere a arderii flăcării, ca de exemplu :

> o fotocelulă care sesizează absenţa radiaţiei luminoase a flăcării; un traductor de ionizare al gazului fierbinte din apropierea jetului de tăiere;

Figura 4.9. Schema de principiu a comenzilor şi alimentării unui cap de tăiere oxigaz în cazul tăierii robotizate.

Semnalele de la aceste traductoare comandă blocarea admisiei gazelor (O2, C2H2) şi oprirea robotului pe traiectorie. Roboţii industriali moderni permit ca după remedierea cauzei stingerii şi reaprinderea flăcării

27

de tăiere, procesul să poată fi reluat din locul opririi.Programul specializat de elaborare a subrutinelor de tăiere va genera

şi va trimite direct în sistemul de comandă al robotului codul obiect al programului de debitare.

Până nu demult, aprecierea calităţii tăieturilor se făcea pentru fiecare dintre cele trei procedee (oxigaz, plasmă, laser) după norme specifice. În prezent este în curs de finalizare norma EN ISO 9013, care unifică criteriile de evaluare.

Capul de tăiere utilizat la tăierea robotizată oxigaz este practic similar cu cele utilizate la maşinile de tăiere CNC.

Se observă în figura 4.8 prezenţa unui conductor care facilitează folosirea capului de tăiere ca senzor de contact.

În fig.4.10a se prezintă în detaliu un cap de tăiere oxigaz pentru sisteme robotizate, iar în fig.4.10b tăietura tipică din punct de vedere al calităţii ce se poate obţine pe astfel de sisteme.

a) b)

Figura 4.10. a) Cap de tăiere oxigaz pentru sisteme robotizate b) tăietură tipică pentru astfel de sisteme

Premizele şi efectele procesului de tăiere cu oxigazUn proces continuu de tăiere oxigaz poate să se producă în rostul tăiat

numai dacă sunt îndeplinite următoarele condiţii:dacă muchia superioară a tăieturii se află în permanenţă la temperatura

de aprindere ;dacă există în permanenţă o cantitate suficient de mare de atomi din

substanţele reactivante (oxigen şi fier) ;dacă căldura de reacţie este suficientă pentru a produce lichefierea

produşilor de reacţie ;dacă energia cinetică a jetului de oxigen este suficient de mare

pentru a produce purjarea ( îndepărtarea ) filmului de material topit

4.3.3. Sisteme robotizate de tăiere cu plasmă.Datorită numeroaselor avantaje tehnico-economice, în ultimul timp se

constată tendinţa de înlocuire a flăcării oxigaz cu arcul de plasmă.Atât comanda mediilor plasmagene şi de protecţie, controlul energiei

arcului de tăiere, precum şi sesizarea arderii acestuia se pot face mult mai

28

uşor decât la sistemele oxigaz, pe cale electrică.

Figura 4.11. Aspect din timpul tăierii robotizate cu plasmă de aer

Ca şi în cazul tăierii pe maşini automate, piesele pot fi aşezate pe mese de tăiere, prevăzute cu cuie conice sau role. În cazul tăierii robotizate apare posibilitatea suplimentară de a pune piesele pe o masă de poziţionare cu 1 - 3 grade de mobilitate, ca în figura 4.12., ceea ce permite şanfrenări oricât de complexe.

Figura 4.12. Sistem complex pentru tăierea robotizată cu arc de plasmă, având 8 până la 12 grade de libertate.

În cazul reperelor de mari dimensiuni, roboţii obişnuiţi (antropomorfi) se deplasează cu ajutorul unui sistem cartezian de bază, avînd 1-3 axe, obţinându-se în mod curent volume de lucru de 10 x 4 x 2,5 m3; un astfel de sistem este înfăţişat în figura 4.13, iar câteva dintre reperele debitate pe el în figura 4.14.

Capetele pentru tăierea robotizată cu arc de plasmă pot fi cilindrice sau pot avea forma din figura 15, care permite abordarea cu diverse unghiuri prestabilite a operaţiilor de debitare/şanfrenare: prinderea capului pe axa finală a robotului se poate face pe porţiunea verticală (ca în figură) sau pe porţiunea adiacentă înclinată.

29

Figura 4.13. Sistem robotizat pentru tăierea pieselor de mari dimensiuni

b)Figura 4.14. Repere având configuraţie complexă ( a ), debitate pe un

sistem robotizat de tăiere cu plasmă ( b ).

Capetele moderne de tă iere sunt prevăzute cu diuze din aliaje dure de cupru, răcite cu apă şi electrozi de zirconiu „Tiafhiu” în cazul tăierii cu azot sau oxigen.

Uzura acestora este redusă: o pereche electrod / diuză asigură

30

tăierea a 3 până la 120 metrii de tăietură în tablă de 10 mm.

Figura 4.15. Cap tipic pentru tăierea robotizată cu arc de plasmă.

Procedeul de tăiere cu plasmă şi oxigen, dezvoltat în ultimele decenii prezintă anumite perticularităţi.

Arcul de plasmă se prezintă sub forma unui fascicol bine legat, pune la dispoziţie o cantitate mare de energie termică şi este capabil astfel să topească materialul pe toată grosimea tăieturii. În plus, jetul fierbinte, având temperaturi între 4000 şi 20000 °K, posedă o energie cinetică mare, care uşurează îndepărtarea materialului topit.

Oxigenul pătrunde prin jetul de plasmă şi se încălzeşte în aşa măsură, încât moleculele sale sunt disociate şi trec într-o stare ionizată, în care conductibilitatea electrică este considerabilă. În aceste condiţii, reactivitatea oxigenului se diminuează odată cu creşterea temperaturii. Ca urmare, la tăierea cu plasmă şi oxigen nu se îndeplineşte condiţia a doua din cele patru prezentate. Se poate demonstra chiar şi prin calcul că, deasupra temperaturii de 4500°C, reacţia dintre fierul conţinut în metalul de bază şi oxigen nu mai este posibilă. Acest lucru înseamnă că în imediata apropiere a frontului de tăiere, fierul nu este oxidat. Tăierea cu plasmă şi oxigen este, în consecinţă, un procedeu de tăiere prin topire.

Orice arc de plasmă are de-a lungul diametrului său o repartiţie caracteristică a temperaturii. Miezul arcului - extrem de fierbinte - este înconjurat de o teacă de gaz (O2), relativ rece. Din acest motiv, această manta poate produce o oarecare oxidare a suprafeţei de tăiere. Cercetări analitice şi metalurgice precum şi măsurători ale durităţii au confirmat că modificările produse de oxigen pe muchiile tăieturilor sunt mai mici la procedeul de tăiere cu plasmă decât la procedeul autogen de tăiere, după cum se arată în figura 4.16.

31

b)Figura 4.16. Modificările muchiei tăieturii la procedeul de tăiere cu

laser şi oxigen ( a ) şi modificările muchiei tăieturii la procedeul de tăiere cu plasmă şi oxigen ( b ).

Se pot aduce mai multe argumente în favoarea folosirii oxigenului la tăierea cu plasmă. Oxigenul are o serie de proprietăţi care îl fac să se preteze pentru un gaz de plasmă: căldură specifică (entalpie) şi conductibilitate calorică, ambele mari.

Prin influenţa sa asupra metalului topit, oxigenul face ca baia topită să fie mai fluidă ceea ce favorizează procesul de degazare a topiturii. De asemenea, în cazul oxigenului se pot evita acumulările compuşilor de azot pe suprafeţele tăiate.

Pe lângă tăierea propriu - zisă, echipamente asemănătoare, compuse

32

dintr-un robot şi o instalaţie laser se folosesc actualmente la curăţirea suprafeţelor metalice, marcare sau perforare. De exemplu, compania americană DATRONIX a pus la punct un sistem de perforare cu fascicol laser al circuitelor imprimate.

Echipamentul, dezvoltat la finele anilor 90, poate perfora până la 1000 de orificii pe secundă, în textolit stratificat armat cu fibre de sticlă, având şase straturi de cablaj din cupru.

Graficele arătate în continuare ilustrează dependenţa dintre coeficienţii de interacţiune ai materialelor cu rază laser şi lungimea de undă X a acesteia, pentru câteva dintre cele mai comune metale. Barele verticale din figură reprezintă intensitatea relativă de interacţiune pentru două tipuri uzuale de laser, cel care foloseşte alexandritul (A) şi cel bazat pe neodim-ytrium (Y).

Pentru acestea şi pentru alte materiale, laserul cu alexandrit este evident mai avantajos energetic. Ca domeniu principal de aplicare se menţionează în literatură tăierea tablelor şi

foliilor subţiri metalice.

Figura 4.17. Coeficienţii de intensitate relativă de interacţiune dintre fascicolul laser şi câteva metale uzuale.

Se remarcă din figura prezentată că lungimile de undă ale celor două surse laser analizate sunt în infraroşul apropiat ( 755 nm ) pentru alexandrit, respectiv domeniul mijlociu al radiaţiei infraroşii ( 1060 nm ) în cazul laserului Nd:YAG. Parametrii principali ai laserului cu alexandrit sunt:

energia impulsurilor: 5 - 40 J / impuls ;puterea medie : 10 - 100 J;durata impulsurilor : 0.1 - 10 ms ;frecvenţa impulsurilor : 1 - 20 Hz.Constituind o sursă de energie pură, perfect controlabilă de până la

5...6 kW, atât laserul cu CO2 cât şi cel cu Nd:YAG continuă să fie aplicate pe

33

scara largă la tăierea materialelor, obţinându-se tăieturi acurate, calitative şi repetitive într-un domeniu larg de grosimi.

Faţă de metodele clasice de tăiere, laserul permite şi decupări pe piesele deja uzinate final, fără a produce distorsiuni termice. În ultimii ani, laserul a devenit o unealtă tehnologică uzuală, înlocuind de exemplu poansoanele pentru decupare mecanică.

Posibilitatea de a tăia piese tridimensionale complexe în condiţii de mare precizie, cu zone minimale afectate termic, a contribuit la o creştere substanţială a aplicării laserelor - atât cel cu CO2 cât şi cele solide la aceste procese.

La puteri mici, laserul este fixat direct pe ultimul grad de mobilitate al robotului, pe când în cazul puterilor mari fascicolul de lumină coerentă este condus prin tubulaturi adecvate. De asemenea, există producători de sisteme manuale pentru tăiere cu laser ca şi cel prezentat în figura 4.18. Tubulaturile folosite pot fi rigide, în cazul puterilor mari (peste 2...3 kW), compuse din mai multe segmente articulate, prevăzute cu oglinzi în nodurile articulaţiilor. Datorită energiilor mari vehiculate la nivelul suprafeţelor acestor oglinzi, ele sunt răcite cu lichid, în circulaţie forţată.

Figura 4.18. Loc de muncă destinat operaţiilor de tăiere manuală cu laser.

Sisteme robotizate de tăiere cu jet de apăDebitarea cu un jet de apă sub presiune reprezintă o tehnologie care

se impune tot mai mult, în special la debitarea materialelor neferoase.Pentru materialele uzuale se folosesc instalaţii care ridică

presiunea apei la 2000 -4000 bar, realizate pe baza unor pompe cu dublu efect.

În circuitul primar, o pompă hidraulică furnizează ulei la o presiune de 180...200 bar, care atacă primarul amplificatorului hidraulic (P în figura 4.19.). În secundar apa este comprimată de către pistonul S, presiunea rezultată fiind dedusă din egalitatea:

P1 * S1 = p2 * S2

în consecinţă p2 = S1/S2*p1

34

Figura 4.19. Tăierea robotizată utilizând un jet de apă la mare presiune.

Figura 4.20. Schema de principiu a generatorului de presiune utilizat la tăierea cu jet de apă.

Utilizând apă pură, dedurizată, se pot tăia metale cu grosimea până la 5...8 mm. Pentru grosimi mai mari se introduc lateral în jetul de apă sub presiune pulberi minerale (corindon sau mai ales granat) care exercită un efect abraziv puternic şi fac posibilă tăierea unor grosimi de până la 25...30mm.

5 Îmbinări sudate5.1 Clasificarea îmbinărilor sudateClasificarea îmbinărilor sudate se poate face după mai multe criterii.

Printre acestea, cele mai importante sunt următoarele:a) după poziţia în spaţiu a îmbinării în momentul sudării;b) după poziţia reciprocă a elementelor îmbinate.După primul criteriul, îmbinările sudate se clasifică în (fig. 5.1):1.Cusătură orizontală sau orizontală în jgheab;2. Cusătură orizontală pe plan înclinat sau orizontală cu un perete

vertical;3. Cusătură orizontală pe perete vertical sau orizontală cu pereţi

înclinaţi;4. Cusătură în cornişă;5. Cusătură de plafon sau peste cap;6. Cusătură verticală - de jos în sus (ascendentă);

35

- de sus în jos (descendentă).

Figura 5.1. Tipuri de îmbinări după poziţia în spaţiu în momentul sudării.

1 - orizontală (orizontală în jgheab); 2 - orizontală pe plan înclinat (orizontală cu un perete vertical); 3 - orizontală pe perete vertical(orizontală cu pereţi înclinaţi); 4 - în cornişă; 5 - de plafon; 6 - verticală (ascendentă, descendentă).

După cel de-al doilea criteriu, îmbinările sudate se clasifică în:1. Îmbinări cap la cap:- unilaterale sau bilaterale;- cu sau fără prelucrarea marginilor.2. Îmbinări de colţ;3. Îmbinări în găuri.

5.2. Îmbinări cap la cap5.2.1. Elementele geometrice ale cordonuluiForma cordonului de sudură depinde de mai mulţi factori, în special la

sudarea manuală unde intervine şi calificarea operatorului sudor. Forma cordonului, laîmbinarea cap la cap, este prezentată în figura 5.2.

Figura 5.2. Elementele geometrice ale îmbinării cap la cap.

Pe măsură ce se topeşte electrodul, se topeşte şi metalul de bază, care participă la formarea cordonului. Cantitatea de metal de bază, ce intră în fuziune, respectiv adâncimea până la care pătrunde arcul electric, depinde de intensitatea curentului de sudare. De aceea, la sudarea manuală, care se

36

face cu intensităţi mici, adâncimea de pătrundere H este limitată. Experimental s-a stabilit, pentru sudarea manuală cap la cap fără teşirea marginilor, că adâncimea de pătrundere maximă este de Hmax = 5mm. Din aceste motive, tablele cu grosimi mici s < 4mm, pot fi sudate pe o singură parte, iar la grosimi s = (5...8)mm tablele se sudează pe ambele părţi, fără teşirea marginilor. Pentru grosimi mai mari muchiile se teşesc, iar rostul b va fi mai mare. Lăţimea cordonului are valoarea E = (5...15)mm, iar raportul = E/H ia valori cuprinse între (2...8). raport ce poartă numele de coeficient de formă al cordonului. Cordonul de sudură este caracterizat, în afara mărimilor prezentate mai sus, şi de supraînălţarea h < 0,1 s (valoare recomandată).

5.2.2. Prelucrarea marginilor la îmbinările cap la capForma marginilor pieselor supuse sudării depinde de grosimea

materialului şi de procedeul folosit pentru sudare. în general, la sudarea grosimilor mari apare pericolul scurgerii metalului topit în partea opusă cordonului, datorită cantităţii mari de metal din baia de sudură şi datorită rostului mai mare al îmbinării. în acest caz este necesară adoptarea unor măsuri pentru susţinerea băii de metal topit. Sudarea într-un singur strat, fără prelucrare, necesită măsuri riguroase pentru pregătirea şi poziţionarea tablelor, pentru a asigura un rost cât mai constant. Din acest motiv, în practică, se recurge adesea la sudarea în mai multe straturi, cu prelucrarea marginilor. Pregătirea marginilor se realizează în următoarele şapte moduri (fig. 5.3):

1) 1/2 V; s = (5...25)mm; 2) V; s = (5...25)mm ; 3) K; s = (1 2...40)mm;. = 50°;b.c = f(s). = 60°; b,c = f(s). = 50°; b,c = f(s).

4)1/2U; s = (12...60)mm; 5) X; s = (12...60)mm; 6)U; s = (20...60)mm = 10°; b,c = f(s) = 60°; b,c = f(s) =10°; b,c = f(s).

7)2U;s = (30...60)mm; =10 ;b,c = f(s).

37

Figura 5.3. Prelucrarea marginilor la îmbinările cap la cap.

Geometria marginilor asigură condiţiile necesare pentru pătrunderea cordonului la rădăcina cusăturii. În cazul teşirii cu un unghi , prea mic, nu există posibilitatea realizării rădăcinii, după cum se observă în figura 5.4 (cazul a), spre deosebire de cazul b, la care teşirea s-a executat corespunzător.

a) b)Figura 5.4. Pătrunderea cordonului în funcţie de unghiul de prelucrare

a marginilor.

Prelucrările pentru sudarea manuală sunt reglementate prin STAS 8456-69. Principalele tipuri de prelucrare prezentate se pot aplica într-o gamă largă de grosimi ale materialului. Pentru aceeaşi grosime se pot adopta moduri de teşire diferite. Alegerea modului de teşire se va realiza în urma unui studiu asupra economicităţii sudării, în aşa fel încât să se consume o cantitate cât mai mică de metal de adaos, deci şi o cantitate minimă de energie, iar sudura să rezulte cu o penetraţie suficientă.

Dacă se face un calcul al masei de metal de adaos, pentru o gamă de grosimi şi pentru diferite moduri de prelucrare a marginilor, se poate trasa diagrama prezentatăîn figura 5.5.

Figura 5.5. Consumul de metal de adaos în funcţie de grosimea tablelor şi de modul de prelucrare a marginilor.

Din analiza acestei diagrame, rezultă că pentru grosimi s< 25mm este mai convenabilă prelucrarea în V decât prelucrarea1/2 V, iar pentru grosimi s > 20mm, cea mai economică este prelucrarea în X, urmând prelucrările în formă de U şi K.

Trebuie subliniat, însă, faptul că prelucrările în V, X şi U trebuie

38

realizate pentru ambele margini, ceea ce conduce la creşterea consumului de manoperă şi energie la prelucrare. Deci, adoptarea modului de prelucrare a marginilor se va face analizând ambii factori.

În ceea ce priveşte sudarea cap la cap a tablelor cu grosimi diferite, tabla mai groasă trebuie teşită pe o anumită lăţime, dacă diferenţa de grosime depăşeşte valoarea admisă (tabelul 5.1).

Tabelul 9.1 Diferenţa de grosime admisibilă de la care este necesară teşirea.

s2[mm] 2...3 4...30 30...40 40...50s1-s2[mm] 1 2 4 6

Teşirea poate fi făcută şi pe ambele părţi, dar în construcţia de nave nu se poate face decât pe partea opusă celei pe care se sudează osatura (fig. 5.6).

Figura 5. 6. Teşirea marginii în cazul diferenţelor mari de grosime.

În ceea ce priveşte sudarea automată, trebuie menţionat faptul că prelucrarea muchiilor este necesară la grosimi mai mari de 14 mm, deoarece la acest procedeu de sudură adâncimea de pătrundere este mai mare. în acest caz, prelucrările sunt în principiu de aceeaşi formă ca la sudarea manuală, diferind doar unele valori pentru a, b şi c, cât şi gamele de grosimi la care se recomandă fiecare prelucrare.

Ca observaţie generală, trebuie menţionat faptul că unghiul a este ai mic la toate prelucrările, iar pragul c este mai mare. în ceea ce priveşte rostul b, acesta este în general acelaşi ca la sudarea manuală. Consumul de metal depus va fi în consecinţă mai mic pentru aceeaşi îmbinare sudată automat.

5.3 Îmbinări de colţAceste îmbinări sunt alcătuite din elemente aşezate perpendicular,

având marginile teşite sau nu, în funcţie de grosimea materialului, îmbinările de colţ pot fi:

• continue - unilaterale; -bilaterale.•discontinue -unilaterale; -în zig-zag; -în pieptene; - în lanţ.

39

Îmbinările discontinue (fig. 5.7) sunt caracterizate de lungimea cordonului 1 şi pasul sudurii p.

a) unilaterală discontinua c) în pieptene

b) în zig-zag d) în lanţFigura 5.7. Tipuri de îmbinări discontinue.

Îmbinările în găuri constituie un caz particular al îmbinărilor de colţ, caz în care cele două elemente îmbinate sunt suprapuse. Cordonul de sudură are aspectul unui cordon de colţ, fiind depus în orificiile practicate în una din piese. Îmbinările în găuri pot fi cu găuri rotunde sau ovale (fig.5.8).

a) în găuri rotunde b) în găuri ovaleFigura 5.8. Tipuri de îmbinări în găuri.

Îmbinările în găuri sunt caracterizate de următoarele dimensiuni: pasul p şi diametrul d pentru găurile rotunde respectiv de lungimea 1, lăţimea b şi pasul p pentru găurile ovale.

5.3.1 Elementele geometrice ale cordonuluiSecţiunea transversală a cordonului de sudură este caracterizată de

următoarele elemente geometrice (fig. 5.9):• So, Sv - adâncimea de pătrundere în tabla orizontală şi verticală;• - adâncimea de pătrundere;• Ko, Kv - cateta orizontală, respectiv verticală;• a - înălţimea cordonului;• f-săgeata cordonului.

40

Figura 5.9. Elementele geometrice ale cordonului în cazul îmbinărilor de colţ.

Pentru îmbinările de colţ se constată experimental că Sv = So = 0,5...1 mm. Din acest motiv se consideră că îmbinarea se formează exclusiv din materialul de adaos, deci = 0. Pentru ca sudura să fie eficace, trebuie ca valorile Kv şi Ko să fie egale: Kv = Ko = K => Fc = K*K/2

.Cordonul de sudură se poate forma astfel încât săgeata f să fie

pozitivă sau negativă, înălţimea a luând în acest caz valori cuprinse între (0,7 ...1)K. Trebuie menţionat că nu se acceptă săgeată negativă. Conform STAS, dimensiunea a se numeşte înălţimea sau calibrul cordonului. După standardele GOST, calibrul sudurii este definit de cateta K. Acoperitor, se consideră că relaţia dintre acestea trebuie să fie a = 0,7K. În calcule, secţiunea rezistentă a cordonului este definită de înălţimea acestuia a, neglijându-se supraînălţarea. Din acest motiv, se caută ca sudurile de colţ să aibă săgeata f = 0, valoare pentru care secţiunea Fc este minimă.

5.3.2 Prelucrarea marginilorLa îmbinarea prin sudare manuală a pieselor groase, pentru a mări

adâncimea de pătrundere a cordonului, şi deci secţiunea acestuia, se prelucrează muchiile adiacente, în conformitate cu unul din cele două desene prezentate în figura 5.10.

a) prelucrare în 1/2V b) prelucrare în KFigura 5.10. Prelucrarea marginilor pentru îmbinările de colţ

Prelucrarea tip 1/2 V, se practică pentru table cu grosimi cuprinse

41

între valorile S1 = (10...24)mm, iar prelucrarea tip K pentru grosimi S1 = (16 ...40)mm, celelalte dimensiuni luând următoarele valori: = 50° ± 5°, b = (0...3)mm = f(S1) şi c = (0...2)mm = f(S1).

Pentru sudarea automată, unghiul a şi pragul c se aleg mai mari decât la sudarea manuală, prelucrările utilizate fiind aceleaşi.

6. Reprezentarea, notarea şi cotarea sudurilorÎn desenul tehnic industrial, sudurile pot fi reprezentate detaliat,

respectând regulile generale ale desenului tehnic, sau simplificat prin simboluri şi specificaţii. În general, asamblările sudate se reprezintă în două proiecţii: o vedere longitudinală şi o secţiune transversală.

6.1. Reprezentarea detaliată a sudurilorAceastă reprezentare cuprinde toate formele şi dimensiunile sudurii şi

se utilizează în cazul în care reprezentarea simplificată nu determină univoc forma şi dimensiunile sudurii.

În vedere longitudinală, cordonul de sudură se reprezintă prin linii subţiri curbe şi echidistante. În secţiune, conturul cordonului se trasează cu linie continuă groasă, iar atunci când nu se urmăreşte redarea detaliată a rostului, cordonul se reprezintă înnegrit.

Figura 6.1. Reprezentarea cordonului de sudură în vedere şi secţiune.

La reprezentarea detaliată a sudurilor, atât forma rostului, cât şi dimensiunile trebuie să rezulte din desen. În figura 6. 2, semnificaţia notaţiilor este următoarea: b - deschiderea rostului; c -rădăcina rostului; s - grosimea piesei; r - raza rostului; a - unghiul rostului; l - lungimea rostului.

42

Figura 6.2. Forma şi dimensiunile rostului.În cazul sudurilor intermitente se cotează lungimea utilă a unui

element al cordonului şi intervalul dintre ele. Secţiunea sudurii intermitente de colţ nu se înnegreşte (fig. 6.3).

Figura. 6.3. Reprezentarea sudurilor intermitente.

6.2. Reprezentarea simplificată a sudurilorÎn vedere longitudinală, frontală şi în secţiune transversală, cordonul de

sudură se reprezintă cu linie continuă groasă, excepţie făcând sudurile în găuri rotunde şi prin puncte care se reprezintă prin axele găurilor/punctelor de sudură şi sudurile în linie care se reprezintă prin axa sudurii (fig. 6.4).

Figura 6.4. Reprezentarea simplificată a sudurilor.

43

6.3. Cotarea şi notarea sudurilor reprezentate simplificatSudurile reprezentate simplificat se vor nota pe desene cu ajutorul

următoarelor elemente (fig. 6.5):- simboluri principale;- simboluri secundare;- o linie de reper;- două linii de referinţă;- un număr de cote şi indicaţii suplimentare.

Figura 6.5. Cotarea sudurilor.

Simbolurile principale ale sudurilor determină forma sudurii, indiferent de procedeul de sudare folosit. Simbolurile principale se trasează cu linie continuă groasă, cu înălţimea egală cu 1,5xh, unde h reprezintă dimensiunea nominală a cotelor înscrise pe desenul respectiv (tabelul 6.1).

Tabelul 6.1. Simbolurile sudurilor.

În cazul sudurii simetrice (pe ambele părţi) se pot utiliza combinaţii de simboluri principale (tabelul 6.2)

44

Tabelul 6.2. Simbolurile sudurilor simetrice.

Tabelul 6.3. Simbolurile secundare

Simbolurile secundare indică forma suprafeţei exterioare a sudurii. Acestea se înscriu doar dacă se impun condiţii privind forma exterioară a sudurii (tabelul 6.3).

Linia de reper face cu liniile de referinţă un unghi diferit de 90°, se termină cu o săgeată ce se sprijină fie pe îmbinare, fie pe suprafaţa exterioară a sudurii. Linia de reper se orientează obligatoriu spre piesa prelucrată în cazul sudurilor 1/2V, 1/2U, 1/2Y (fig. 6.6 ); dacă nu sunt piese prelucrate, linia de reper poate avea o poziţie oarecare (6.7).

45

Figura 6.6. Linia de reper în cazul Figura 6.7. Linia de reper în cazul pieselor prelucrate pieselor neprelucrate

Liniile de referinţă, în număr de două, se trasează paralel cu chenarul formatului. Linia de referinţă 1 se reprezintă cu linie continuă subţire, în capătul liniei de reper. Simbolurile sudurii, faţă de liniile de referinţă, au următoarele poziţii (fig. 6.8):

- deasupra liniei de referinţă 1, dacă suprafaţa exterioară a sudurii se află pe partea liniei de reper (fig. 6.8, a);

- sub linia de referinţă 2, dacă suprafaţa exterioară a sudurii se află în partea opusă a liniei de reper (fig. 6.8, b);

- pe linia de referinţă 1, dacă sudura se află în planul îmbinării (sudura prin puncte); în acest caz linia de referinţă 2 nu se mai reprezintă.

Figura 6.8. Linia de referinţă

Linia de referinţă 2 are următoarea poziţie faţă de linia de referinţă 1:- sub linia de referinţă 1, dacă linia de reper se află pe partea

îmbinării;- deasupra liniei de referinţă 1, dacă linia de reper se află pe partea

opusă îmbinării;- nu se reprezintă în cazul sudurilor simetrice.

46

Figura 6.9. Cotele la reprezentarea simplificată

Reprezentarea simplificată trebuie să mai conţină şi un număr de cote care se înscriu, faţă de simbolul principal, astfel (fig. 6.9 şi tabelul 6.4):

- cotele referitoare la dimensiunile secţiunii transversale, în faţa simbolului principal;

- cotele referitoare la dimensiunile longitudinale ale sudurii, în dreapta simbolului principal;

- cotele referitoare la rosturi, deasupra simbolului principal.Cotele de poziţionare a sudurii faţă de marginile piesei trebuie indicate

direct pe desen, ca în figura 6.9.Tabelul 6.4. Cotarea sudurilor.

47

în tabel s-a notat cu:s - distanţa minimă de la suprafaţa tablei la rădăcina cordonului; ea

nu poate fi mai mare decâtgrosimea celei mai subţiri table;a - înălţimea celui mai mare triunghi isoscel înscris în secţiune;z - cateta celui mai mare triunghi isoscel înscris în secţiune;l - lungimea sudurii, fără craterele terminale;e - distanţa între două elemente de sudură vecine (pentru poziţiile 4, 5,

6 şi 7 din tabel) sau distanţa dintre axe (pentru poziţiile 8 şi 9 din tabel);n - numărul elementelor de sudură;c - lăţimea găurilor alungite;d - diametrul găurii sau a punctului de sudură.

Indicaţiile suplimentare se înscriu la capătul liniei de referinţă, între ramurile unei bifurcaţii, în următoarea ordine: procedeul de sudare (printr-un număr ce codifică procedeul de sudare), nivelul de acceptare, poziţia de lucru, materialul de adaos etc.

Sudurile pe contur închis se indică cu ajutorul unui cerculeţ plasat la intersecţia liniei de reper cu linia de referinţă 1. Sudurile efectuate la montaj se simbolizează printr-un steguleţ (fig. 6.10). În desenele de ansamblu, sudurile nu se reprezintă, subansamblurile sudate poziţionându-se ca o singură piesă. întocmirea desenului de execuţie al subansamblului sudat este obligatorie.

Figura 6.10. Cotarea sudurilor de montaj.

7.Materiale de adaos7.1. Electrozi înveliţiElectrodul de sudare, prin sârma şi învelişul său, trebuie să

îndeplinească o serie de cerinţe, după cum urmează:• să asigure funcţionarea

stabilă a arcului de sudare;• să conducă la realizarea unei anumite compoziţii chimice a

cordonului;• să realizeze cusături sudate fără defecte;• să asigure topirea uniformă a sârmei şi a învelişului, progresiv şi

corelat;• să conducă la pierderi minime de metal prin ardere şi stropire;

48

• să permită sudarea cu productivitate ridicată;• să permită îndepărtarea cu uşurinţă a stratuluf de zgură solidificat

pe cordon;• învelişul să fie rezistent, uniform şi perfect concentric cu sârma

electrod şi să-şi menţină în timp proprietăţile fizice şi chimice;• învelişul să aibă o toxicitate redusă în timpul fabricării şi sudării.Învelişul electrodului are un rol important în asigurarea cerinţelor

enumerate, având în compoziţie o serie de substanţe ce pot fi grupate astfel:

a) substanţe zgurifiante, care formează cea mai mare parte din înveliş. în categoria acestor substanţe avem: caolinul, siliciul, mica, talcul, ilmenitul, marmura, magnezitul, etc. Prin topire, substanţele zgurifiante formează, în cursul procesului de răcire, un strat protector pentru baia de metal;

b) substanţe gazefiante, care se descompun la temperatura arcului, formând o atmosferă protectoare în zona de lucru, separând-o de aerul înconjurător. Din această categorie fac parte: celuloza, amidonul, rumeguşul, dextrina, creta, dolomita;

c) substanţe ionizante, care măresc stabilitatea arcului prin intensificarea procesului de ionizare a mediului dintre electrod şi piesă, în această categorie intră acele substanţe a căror vapori au potenţialul deionizare scăzut şi anume: sodiu, potasiu, calciu, bariu.

Pe lângă aceste substanţe, în înveliş se pot introduce substanţe dezoxidante (feroaliaje) ce absorb oxigenul din baia de metal şi conduc la îmbogăţirea conţinutului în elemente de aliere.

După felul învelişului sunt standardizate următoarele tipuri de electrozi:

Electrozi cu înveliş acid (A). Aceşti electrozi au învelişul de grosime medie şi mare, care conţine: oxid de fier, bioxid de siliciu, oxid de mangan. Acest înveliş formează o zgură fluidă, sudarea făcându-se preponderent în poziţie orizontală. Cusătura se caracterizează prin pătrundere bună şi suprafaţă netedă. Solidificarea zgurii se face lent, cu o structură în fagure care se desprinde uşor de cordon. Coeficientul de depunere este mare: (10 - 1 l)gr/A-h. Se recomandă pentru oţeluri cu conţinut redus de carbon C < (0,2 -f 0,25)%.

II. Electrozi cu înveliş bazic (B). Aceşti electrozi au învelişul de grosime medie şi mare, care conţine componente bazice de tipul carbonarilor de calciu (piatră de var, cretă, marmură), clorură de calciu şi feroaliaje. Zgura rezultată se solidifică uşor, are o structură compactă şi se îndepărtează mai greu. Învelişul este higroscopic, fiind necesară uscarea electrozilor înainte de utilizare, pentru a evita pătrunderea hidrogenului în cusătură. îmbinarea realizată cu electrozi bazici este rezistentă la fisurare, electrozii de acest tip fiind utilizaţi pentru sudarea oţelurilor de înaltă rezistenţă. Alimentarea arcului se face în curent continuu, dar există electrozi bazici şi pentru sudarea în curent alternativ.

49

III. Electrozi cu înveliş celulozic (C). Aceşti electrozi conţin cantităţi mari de substanţe organice ce produc gaze abundente în zona arcului, protejând astfel baia de metal topit. La sudare se produce o cantitate redusă de zgură ce se îndepărtează uşor. Arcul electric este stabil, electrozii putând fi utilizaţi pentru sudarea în poziţii dificile. Pierderile prin stropi sunt relativi mari iar cordonul are aspect neregulat.

IV. Electrozi cu înveliş rutilic (R) şi titanic (T). Electrozii de acest tip conţin o mare cantitate de rutil (TiO2) şi ilmenit (FeTiO2), având învelişul de grosime medie şi mare. Zgura rezultată este densă şi vâscoasă la cei rutilici, şi mai fluidă la cei titanici, se solidifică repede, are aspect poros şi este uşor de îndepărtat. Arcul electric este foarte stabil, cu pierderi minime. Aceşti electrozi se pot utiliza pentru sudarea în orice poziţie, arcul electric putând fi alimentat cu curent continuu sau curent alternativ.

V. Electrozi cu înveliş oxidant (O). Electrozii cu înveliş oxidant conţin oxizi de fier şi de mangan ce generează un proces de oxidare a băii, datorită afinităţii mari faţă de oxigen a manganului. Metalul cusăturii se caracterizează prin conţinut redus de mangan (care se ridică în zgura sub formă de oxid) şi de carbon, ca urmare a aportului de fier din înveliş. Cu aceşti electrozi se sudează în curent continuu sau curent alternativ, în poziţie orizontală, datorită volumului mare al băii rezultate pe seama căldurii suplimentare obţinute prin arderea manganului. Caracteristicile mecanice ale cusăturii rezultate sunt scăzute, dar aspectul cordonului este foarte convenabil. Electrozii de acest tip se folosesc la îmbinări nerezistente, la care primează aspectul estetic.

În funcţie de destinaţia lor, electrozii se împart în cinci grupe :• electrozi pentru sudarea oţelurilor carbon şi slab aliate, de

rezistenţă mică: ar < 540 N/mm2;• electrozi pentru sudarea oţelurilor de înaltă rezistenţă, cu aT >

540 N/mm2;• electrozi pentru sudarea oţelurilor slab aliate, rezistente la

temperaturi până la 600°C;• electrozi pentru sudarea metalelor cu proprietăţi speciale;• electrozi pentru sudarea oţelurilor înalt aliate, inoxidabile ş

refractare.După poziţia de sudare la care se pot utiliza, electrozii sunt destinat

pentru :1. sudarea în toate poziţiile;2. sudarea în toate poziţiile, exceptând sudarea verticală de sus în jos;3. sudarea în poziţie orizontală, orizontală în jgheab şi uşor înclinată;4. sudarea în poziţie orizontală în jgheab.

În funcţie de curentul de sudare, electrozii se clasifică în:1. electrozi pentru sudarea în curent continuu şi curent alternativ;2. electrozi pentru sudarea numai în curent continuu.Electrozii sunt standardizaţi, simbolizarea lor fiind făcută prin litera E

urmată de o serie de cifre şi litere, după cum urmează:

50

7.2 Sârme pentru sudarea sub fluxAceşti electrozi se livrează în colaci, sârma electrod avânt

următoarele diametre: 1,2; 1,6; 2; 2,5; 3,25; 4; 5; 6; 10 mm. Sârmele trebuie să aibă variaţii minime de diametru, iar suprafaţa lor trebuie să fie curată, fără rugină, oxizi, urme de grăsimi. Uneori, sârmele pentru sudare se protejează prin cuprare, pentru a asigura un contact electric mai bun.

Sârmele pentru sudare se simbolizează prin litera S, urmată de două sau mai multe cifre, reprezentând procentul de carbon [%] şi de simbolul unor elemente de aliere cu indicarea conţinutului acestora.

Exemplu: electrodul de tip: "S 10 Mn 1 Ni 1", conţine C - 0,1% Mn- 1% şi Ni - 1%.

Sârmele se clasifică după conţinutul de carbon şi de alte elemente astfel:

• sârme cu conţinut redus de carbon (sub 0,2% C);• sârme slab aliate cu mangan (0,5...2%Mn) şi molibden (0,5% Mo);• sârme slab aliate cu mangan (0,5...2% Mn), crom (1...3% Cr) şi

molibden (0,5...1%Mo);• sârme slab aliate cu nichel, mangan, molibden, etc.Din ce în ce mai des au început să fie utilizate sârmele tubulare (fig. 7.1)

ce conţin o pulbere ce are rolul învelişului, fiind utilizate la sudarea în mediu de gaz protector. Sârmele tubulare se caracterizează prin viteze de avans şi coeficienţi de depunere mai mari decât la sârmele pline sau la electrozii înveliţi.

Ca dezavantaj, miezul sârmei fiind higroscopic, depozitarea sârmei trebuie făcută în locuri uscate sau trebuie utilizate imediat după livrare, în caz contrar, cordonul de sudură va rezulta cu pori.

Figura 7.1. Sârme tubulare.

51

7.3. Fluxuri pentru sudareFluxurile realizează protecţia băii de metal şi a cordonului, asigurând

condiţiile pentru funcţionarea normală a arcului electric. în unele situaţii, fluxurile asigură prin componentele lor (feroaliaje) alierea metalului cusăturii, pentru a-1 aduce la compoziţia dorită. în general, fluxurile au în compoziţie substanţele din care se fabrică învelişurile de electrozi.

După modul de preparare, fluxurile sunt de următoarele feluri:I. Fluxuri topite (T), care sunt formate din minereuri de mangan,

fluorină, cuarţ, oxizi de calciu, de magneziu, aluminiu, etc. Componentele fluxului se topesc şi se granulează prin turnarea în apă, având aspect sticlos. Se recomandă pentru sudarea cu viteze de până la 60 m/h. Din cauza procesului de fabricaţie, fluxurile topite nu pot fi obţinute cu bazicitate mare. în funcţie de temperatura de topire, fluxurile topite pot fi sticloase sau spongioase. Aceste fluxuri sunt utilizate, cu precădere, la sudarea oţelurilor carbon şi slab aliate cu mangan, fiind fluxurile cu cea mai mare utilizare în România.

II. Fluxurile ceramice (C), conţin elemente obţinute prin aglomerarea cu silicat de sodiu. Ca elemente componente avem: marmora, feldspatul, oxizii de aluminiu, feroaliajele de mangan, cromul, siliciul, titanul, etc. Aceste fluxuri se utilizează la sudarea oţelurilor slab aliate şi la operaţii de încărcare prin sudură, obţinându-se suduri de bună calitate. Dezavantajul lor constă în preţul de cost mai mare şi în higroscopicitatea ridicată.

IV. Fluxurile sintetizate se prepară prin amestecarea componentelor granulate fin, după care se brichetează prin sinterizare în cuptor la temperaturi de (1000...1100)°C. În final, se granulează şi se sortează după granulaţie. Granulele obţinute sunt mai puţin higroscopice decât la fluxurile ceramice.

IV. Fluxurile pasive se prepară prin înlocuirea oxizilor de siliciu şi mangan cu oxizi de aluminiu (AI2O3). Conţin cantităţi mari de fluorină (CaF2). Prin caracterul pasiv, aceste fluxuri nu interacţionează cu baia de metal topit. Se recomandă pentru sudarea oţelurilor aliate pentru a nu influenţa compoziţia metalului depus.

După caracterul bazic sau acid al fluxurilor, acestea se împart în fluxuri bazice sau fluxuri acide.

Bazicitatea are o influenţă semnificativă în special asupra tenacităţii metalului cusăturii. Bazicitatea unui flux se poate aprecia cu ajutorul relaţiei:

CaO + MgO + BaO + CaFe2+Na2O + 1/2(MnO + FeO) "SiO2 +1/2(Al2O3 +TiO2 +ZrO2)

În standarde, nivelul de bazicitate se stabileşte astfel:A - flux acid B < 1,1B - flux bazic B = 1,1...2BB - flux cu bazicitate ridicată B > 2.Se constată că, în general, fluxurile cu B = 1,1...2 dau rezultatele cele

mai bune în domeniul naval.

52

Fluxurile se fabrică, de regulă, în cuplu cu sârma electrod, pentru a asigura o anumită compoziţie chimică şi anumite proprietăţi mecanice cusăturii. În ceea ce priveşte efectul fizico-metalurgic al celor mai utilizaţi oxizi conţinuţi în fluxurile pentru sudare avem:

• SiO2 - este un bun zgurifiant, conduce la creşterea vâscozităţii fluxului şi a posibilităţilor de sudare la curenţi mari. Acţiunea sa metalurgică este redusă;

• CaO - influenţează pozitiv stabilitatea arcului, conduce la reducerea vâscozităţii zgurii. Datorită caracterului său bazic intervine activ în procesul metalurgic, cu efecte pozitive asupra tenacităţii metalului depus. Conduce la creşterea sensibilităţii la umiditate a fluxului;

• MgO - are un efect similar CaO, dar nu atât de puternic;• MnO - favorizează creşterea vitezei la sudare precum şi

adâncimea de pătrundere, micşorează sensibilitatea la apariţia porilor, dar limitează posibilitatea sudării cu curenţi mari;

• CaF2 - măreşte fluiditatea zgurii şi favorizează trecerea incluziunilor nemetalice în zgură.

7.4. Gaze combustibilePrincipalele gaze combustibile utilizate pentru obţinerea flăcării de gaze

sunt hidrocarburile: acetilena, metanul, propanul, butanul, metilacetilena-propadiena, hidrogenul, etc.

7.4.1.Acetilena (C2H2)Caracteristici

Acetilena este în prezent gazul combustibil cel mai utilizat la obţinerea flăcării de gaze în procesele de sudare şi procedee conexe. Eficienţa extrem de ridicată a acetilenei poate fi explicată foarte simplu: temperatură ridicată a flăcării, energie enormă eliberată la arderea ei şi viteză mare de propagare a flăcării, datorate structurii moleculare favorabile. Molecula de acetilenă este constituită din doi atomi de carbon legaţi între ei printr-o legătură triplă şi doi atomi de hidrogen aşezaţi simetric (fig. 7.2).

Fiura 7.2. Structura moleculară a acetilenei.

Formula structurală a acetilenei este H - C C - H şi ea reprezintă primul termen din seria hidrocarburilor ce au formula CnH2n-2. În condiţii normale de temperatură şi presiune (20 oC şi 0,1 MPa) acetilena tehnică este un gaz incolor, cu miros iritant sau eteric (datorită impurităţilor) şi puţin dulceag, toxic.

Acetilena este solubilă, în apă dizolvându-se un volum de acetilenă, în alcool dizolvându-se cinci volume de acetilenă, în acetonă dizolvându-se

53

(24...26) volume de acetilenă (solubilitatea acetilenei creşte cu presiunea şi scade cu creşterea temperaturii).

Acetilena este mai grea decât aerul. În condiţii de presiune atmosferică se lichefiază la - 84 oC şi se solidifică la - 72 oC.

Alte caracteristici tehnice ale acetilenei sunt: densitatea la 0 0C şi 1 bar: 1,178 Kg/m3; densitatea la 15 0C şi 1 bar: 1,1 Kg/m3; comparaţia densităţilor: este cu aprox. 10 % mai uşoară decât aerul; masa molară: 26,04 g/mol; conductivitatea termică la 4,4 0C: 0,45 104 cal/grdcms; punct triplu: - 80,8 0C/1,28 bar; punct critic: 35,18 0C/61,81 bar; temperatura de aprindere: în aer 335 0C, în oxigen 300 0C; temperatura flăcării: min. 3.106 0C şi max. 3.160 0C; puterea flăcării (în nucleul flăcării): normal 8,4 kj/cm2s şi max. 17,4

kj/cm2s; limita de explozie: în aer (2,3 - 82) % vol., în oxigen (2,5 - 93) % vol.; căldura de ardere: 48.700 kj/kg; raportul amestec de acetilenă/oxigen pentru flacără: normal 1/1,1 şi

max. 1/1,5;Arderea completă a acetilenei are loc conform relaţiei:

C2H2 + 5/2 O2 2CO2 + H2O + 1,3 · 106 [kJ/kmol] (7.1)

căldura degajată însumând căldura de disociere exotermă a acetilenei şi căldura dezvoltată la arderea primară a carbonului şi hidrogenului, respectiv:

C2H2 CO2 + H2 + 2,25 · 105 [kJ/kmol] (7.2)

C + O2 CO2 + 3,94 · 105 [kJ/kmol] (7.3)

H2 + 1/2O2 H2O (lichid) + 2,855·105 [kJ/kmol] (7.4)

H2 + 1/2O2 H2O (vapori) + 2,4·105 [kJ/kmol] (7.5)

Temperatura flăcării joacă un rol important la obţinerea unui transfer de căldură rapid şi concentrat pentru încălzirea sau preîncălzirea pieselor metalice. Cu cât temperatura flăcării este mai mare cu atât transferul de căldură din flacără spre piesă este mai rapid. În figura 7.3. este prezentată distribuţia căldurii în axa flacării oxiacetilenice.

54

Figura 7.3. Distribuţia căldurii în axa flacării oxiacetilenice.

Figura 7.4. Căldura degajată la arderea acetilenei.

Acetilena este gazul combustibil cu cea mai mare viteză de ardere. Eficienţa termică este cu atât mai mare cu cât produselede ardere ating mai rapid suprafaţa piesei. Această cerinţă se impune în cazul materialelor metalice cu conductibilitate termică ridicată (oţel, cupru, aluminiu).

Produsul dintre viteza de propagare şi căldura eliberată în prima treaptă de ardere în conul flăcării este definit ca randamentul specific al flăcării primare. Acestuia i se datorează capacitatea de încălzire a flăcării.

Proprietăţile deosebite de combustie ale acetilenei o remarcă pentru primul loc în tehnologia tăierii oxi-gaz, aceasta şi pentru că puterea calorică a gazului combustibil nu este factorul decisiv. Puterea calorică cuprinde şi căldura degajată în a doua fază a arderii cu flacăra secundară. Această căldură, însă, nu este utilă la tăierea oxiacetilenică (fig. 7.4).

La presiune atmosferică acetilena arde liniştit cu o flacără luminoasă. Dacă se află la o anumită presiune, disocierea acetilenei care produce arderea, este explozivă cu degajare de căldură. Disocierea explozivă este precedată de polimerizare, respectiv de asocierea mai multor molecule într-o moleculă gigant nC2H2C2nH2n, cu degajarea unei mari cantităţi de căldură.

Deoarece polimerizarea este o reacţie exotermă ce stimulează disocierea explozivă, se limitează presiunea de stocare a gazului în recipienţi la 0,15 MPa.

55

Figura 7.5. Limitarea convenţională a domeniilor de polimerizare (1) şi disociere explozivă a acetilenei (2).

Urmărind pe graficul din figura 7.5, se observă că disocierea explozivă este stimulată şi de creşterea temperaturii.

Prezenţa vaporilor de apă în acetilenă micşorează tendinţa de disociere explozivă. Amestecarea acetilenei cu gaze (N2, CO, CH4, H2) sau cu lichide care nu intră în reacţie cu acetilena, reduce posibilitatea de disociere explozivă.

Industrial acetilena se obţine prin disocierea carburii de calciu (carbid) CaC2 în apă conform reacţiei:

CaC2+2 H2OC2H2+Ca(OH)2+127 [kJ/kmol] (7.6)

care transcrisă cu greutăţi moleculare devine:64,10+36,032=26,036+74,096 (7.7)

Figura 7.6. Forma flăcării acetilenice în combinaţie cu: a- oxigenul; b- aerul comprimat; c- aerul aspirat.

Purtătorii de oxigen generează împreună cu gazele combustibile diferite forme ale flăcării (fig. 7.6). Flacăra oxi-acetilenică este cea mai fierbinte şi produce o creştere rapidă a temperaturii metalului de bază.

La folosirea acetilenei în combustie cu aerul comprimat, temperatura flăcării şi viteza de aprindere sunt mult mai mici, datorită faptului că aerul conţine circa 80 % azot (flacără mai „moale” care în piesa prelucrată produce un gradient plat de temperatură).

La aparatele cu aspiraţie de aer, viteza de ardere se micşorează şi mai mult datorită aerului comprimat, care având o presiune maximă de 1,5 bar, imprimă acetilenei aspirate o viteză mică la ieşire.

56

Figura 7.7. Densitatea fluxului termic al unei flăcări pentru diferite amestecuri de acetilenă şi oxigen.

La flăcările oxi-acetilenice, densitatea fluxului caloric este diferit în funcţie de raportul de amestecare (fig. 7.7). Din această figură reiese şi ce influenţă exercită distanţa dintre conul flăcării şi metalul de bază, asupra fluxului caloric.

7.4.2. Carbura de calciu (carbid). Generarea acetileneiCarbura de calciu este o substanţă solidă cu structură cristalină,

duritate mare, de culoare brună-cenuşie, foarte hidroscopică (absoarbe chiar umezeala din atmosfera înconjurătoare), cu masa specifică de 2,8 kg/dm3. Carbidul se obţine prin combinarea oxidului de calciu (CaO) sau var nestins (obţinut prin calcinarea calcarului - CaCO3) cu cărbunele (cocs, antracit, mangal). Cele două componente, sfărâmate şi amestecate sunt topite la temperaturi cuprinse în domeniul (1.000...1.300) oC în cuptoare electrice rezultând carbura de calciu conform reacţiei:

CaO+3CCaC2+CO - 452,5 [kJ/kmol] (7.8)

Topitura obţinută după solidificare, este concasată şi sortată prin cernere după dimensiunile bulgărilor. Carbura de calciu tehnică (STAS 102 - 1986) se livrează în calităţile A şi B. Calitatea A se livrează în tipurile I şi II iar calitatea B în patru tipuri I, II, III şi IV.

Carbura de calciu tehnică se ambalează în butoaie din tablă subţire tip O (STAS 5870 - 1974) şi în containere special destinate pentru carbid, închise etanş, ele depozitându-se în locuri ferite de umezeală şi foc. Din ecuaţia greutăţilor moleculare rezultă:

pentru descompunerea a 1 kg carbură de calciu pură este necesar:

kg apă (7.9)

57

din 1 kg carbură de calciu se obţin:

kg acetilenă (7.10)

kg hidroxid de calciu (7.11)

Cantitatea de căldură dezvoltată la descompunerea a 1 kg carbură de calciu pură este:

kJ/kg carbură de calciu (7.12)

Volumul de acetilenă rezultat prin descompunerea a 1 kg carbură de calciu este mai mic decât cel rezultat din calcul. Carbura de calciu tehnică fiind obţinută din componente ce nu sunt chimic pure, conţine: (70…75) % oxid de calciu (CaO), sulfat de calciu (CaS), fosfat de calciu (Ca3P2), siliciu (Si), ferosiliciu, cărbune etc, volumul de acetilenă (C2H2) real este mai mic decât volumul teoretic. Prezenţa impurităţilor, în special oxidul de carbon, reduce din căldura dezvoltată.

Oxidul de calciu reacţionează cu apa, reacţia respectivă fiind deasemenea exotermă:

CaO+H2O Ca(OH)2 +62,8 103 kJ/kmol (7.13)

respectiv căldura produsă este:

kJ/kg oxid de calciu (7.14)

Considerând o carbură de calciu de puritate 75 %, efectul caloric al descompunerii carburii este:

Qr = 0,75 1982 + 0,25 11250 = 1.709 kJ/kmol (7.15)

Volumul de acetilenă scade cu creşterea granulaţiei carburii de calciu deoarece granulele de dimensiuni mari oferă o suprafaţă mai mică de reacţie cu apa.

Scăderea vitezei de reacţie în a doua parte a intervalului de timp se datorează formării pe suprafaţa granulelor a unui strat de hidroxid de calciu (nămol de var). De aici necesitatea înlăturării permanente a reziduului (nămolul de var) produs şi respectiv reînprospătarea apei din generator

58

(creşterea temperaturii apei de reacţie reduce viteza de reacţie). În funcţie de sistemul de generare al acetilenei, ea conţine cantităţi variabile de impurităţi (aer, vapori de apă, hidrogen sulfurat - H2S şi hidrogen fosforat - H3P).

Aerul apare ca urmare a pătrunderii sale în generator la încărcarea cu carbură de calciu şi/sau la evacuarea nămolului de var.

Vaporii de apă apar în urma ridicării temperaturii apei în generator datorită efectului caloric al descompunerii carburii de calciu.

Prezenţa lor scade puterea calorică a acetilenei şi oxidează fierul în cazul sudării oxiacetilenice a oţelurilor şi a fontelor conform reacţiei:

3Fe +4H2O Fe3O4+4H2 (7.16)Hidrogenul sulfurat (H2S) apare în acetilenă prin descompunerea în apă

a sulfurilor din carbura de calciu.Hidrogenul fosfarat (H3P) apare în acetilenă prin descompunerea în apă

a fosfurilor din carbura de calciu.Conform STAS 3660 - 1979 hidrogenul sulfurat în acetilenă este limitat

la max. 0,05 % vol. iar hidrogenul fosforat este limitat la max. 0,02 % vol.

7.4.3. Generatoare de acetilenă7.4.3.1. Schema de principiu a unei instalaţii generatoare de acetilenă

este prezentată în figura 7.8.Acetilena produsă în generatorul (4) este condusă prin regulatorul de

debit (3) în spălătorul de gaz (5) care reţine impurităţile mecanice şi stocată în rezervorul tampon (6).

Din acest rezervor gazul este trimis spre consumatori prin filtrul (7) care reţine impurităţile chimice, supapa de siguranţă hidraulică (9) şi robinetul de serviciu (8). Cele cinci recipiente sunt prevăzute cu vane de golire şi spălare (10). Pe generatorul de acetilenă (4) sunt montate manometrul (1) şi supapa de siguranţă uscată (2).

Figura 7.8. Schema de principiu a unei instalaţii generatoare de acetilenă: 1- manometru; 2- supapă de siguranţă uscată; 3- regulator de debit; 4-

59

generator de acetilenă; 5- spălător de gaz; 6- rezervor tampon; 7- filtru; 8- robinet; 9- supapă de siguranţă hidraulică; 10- vane de golire şi spălare.

Clasificarea generatoarelor de acetilenăGeneratorul este aparatul care produce acetilena prin reacţia dintre

carbura de calciu tehnică (carbid) şi apă.Conform standardului de stat STAS 6306/1 - 1980 generatoarele de

acetilenă se clasifică după următoarele criterii principale:1. După modul de punere în prezenţă a substanţelor ce intră în

reacţie: generator de contact în care o cantitate de carbid este imersată

într-o masă de apă în exces, până la descompunerea completă a acestuia, cantitatea de acetilenă produsă fiind reglată prin dozarea carbidului (fig.7.9a, b şi c şi fig. 7.12a şi b);

generator cu stropire la care stropii de apă intră în contact cu o cantitate de carbid în exces, cantitatea de acetilenă produsă fiind reglată prin dozarea stropirii cu apă a carbidului (fig. 7.10a şi b şi fig. 7.11a şi b);

2. După durata contactului dintre substanţele ce intră în reacţie: generator cu contact permanent (fig. 7.9a, b şi c); generator cu contact intermitent (fig. 7.22a şi b).

3. După modul de realizare a intermitenţei contactului dintre substanţele ce intră în reacţie:

generator cu deplasarea încărcăturii de carbid (fig. 7.12b); generator cu refularea apei (fig. 7.12a).

60

Figura 7.9. Generatoare de acetilenă sistem carbid în apă: 1- corp; 2- reactor; 3- colector; 4- dispozitiv de închidere; 5- dispozitiv de golire; 6-

dispozitiv de alimentare cu carbid; 7- dispozitiv de alimentare cu apă; 8- ţeavă de supraproducţie; 9- supapă de siguranţă; 10- indicator de nivel; 11- supapă de sens; 12- grătar; 13- ţeavă de prea plin; 14- buncăr de carbid; 15- ţeavă

de introducere; 16- ţeavă de ieşire.

4. După starea varului rezidual descărcat din aparat: generator cu var umed la care varul rezidual este sub formă de pastă

(fig. 7.9a, b şi c şi fig. 7.12a şi b); generator cu var uscat la care varul rezidual este în stare uscată sau

uşor umedă (fig. 7.10a şi b şi fig. 7.11a şi b).

5. După presiunea acetilenei din reactorul generatorului: generator de joasă presiune la care presiunea de generare a

acetilenei este de max. 0,2 bar; generator de medie presiune la care presiunea de generare a

acetilenei este mai mare de 0,2 bar, dar de max. 1,5 bar.

61

Figura 7.10. Generatoare de acetilenă sistem apă peste carbid umede: 1- corp; 2- reactor; 3- sertar cu carbid; 4- dispozitiv de închidere; 5- dispozitiv de

golire; 6- indicator de nivel; 7- supapă de siguranţă; 8- ţeavă de supraproducţie; 9- colector de acetilenă; 10- supapă de sens; 11- dispozitiv

de alimentare cu apă; 12- ţeavă de ieşire.

Figura 7.11. Generatoare de acetilenă sistem apă peste carbid uscate: 1-

reactor; 2- sită; 3- buncăr de carbid; 4- dispozitiv de închidere; 5- dispozitiv de golire; 6- dispozitiv de alimentare cu apă; 7- dispozitiv de alimentare cu

carbid; 8- mecanisme de comandă; 9- întrerupător de siguranţă al circuitului de apă; 10- ţeavă de ieşire; 11- supapă de sens; 12- supapă de siguranţă.

62

Figura 7.12. Generatoare de acetilenă cu contact intermitent: 1- corp; 2- reactor; 3- cameră de refulare; 4- buncăr de carbid; 5- dispozitiv de închidere; 6- dispozitiv de golire; 7- indicator de nivel; 8- supapă de siguranţă; 9- ţeavă

de supraproducţie; 10- colector de acetilenă; 11- ţeavă de ieşire.

6. După modul de debitare a acetilenei produsă în reactorul generatorului:

generator cu funcţionare continuă la care alimentarea cu carbid şi/sau descărcarea vasului rezidual se face în mod continuu sau intermitent, fără a fi necesară întreruperea debitării de acetilenă;

generator cu funcţionare intermitentă la care alimentarea cu carbid şi/sau descărcarea vanului rezidual necesită întreruperea debitării de acetilenă;

7. După mobilitatea generatorului: generator staţionar; generator transportabil.

8. După construcţia sistemului de colectare a acetilenei: generator cu volum constant (fig. 7.9a şi b, fig. 7.10b şi fig. 7.11 a şi

b); generator cu volum variabil, respectiv generator cu clopot plutitor

(fig. 7.9c, fig. 7.10a şi fig. 7.12a şi b).

9. După sistemul de alimentare cu carbid: generator cu alimentare manuală:

carbid în vrac (fig. 7.9a şi fig. 7.11b); carbid în coş (fig. 7.12a şi b); carbid în tavă (fig. 7.10a şi b);

generator cu alimentare mecanizată şi funcţionare: intermitentă (fig. 7.9 c şi fig. 7.112b); continuă (fig. 7.9b şi fig. 7.11a).

63

10. După sistemul de descărcare a varului: generator cu descărcare manuală, intermitentă, realizată:

prin golire de fund (fig. 7.9a, b şi c, fig. 7.11b şi fig. 7.12a şi b);

prin extragere (fig. 7.11a şi b); generator cu descărcare mecanizată, continuă (fig. 7.11a).La generatoarele de acetilenă transportabile, debitul nominal trebuie să

fie de cel mult 3,2 m3/h şi încărcarea de carbid de cel mult 10 kg.

8. Scule şi utilaje tehnologice folosite la asamblarea navei8.1 GeneralităţiConstrucţia corpurilor de navă precum şi a suprastructurilor necesită

utilizarea unor scule, instalaţii, utilaje şi dispozitive speciale, specifice domeniului naval. O parte dintre acestea se mai utilizează doar în domeniul construcţiilor metalice.

Totalitatea sculelor speciale, a dispozitivelor şi instalaţiilor utilizate la asamblarea secţiilor şi a corpului navei poartă denumirea de utilaj tehnologic naval. Prin folosirea utilajului tehnologic naval se urmăreşte atingerea următoarelor obiective:

- obţinerea formei corecte a corpului navei, în concordanţă cu planul de forme, în limitele unor toleranţe impuse;

- reducerea cheltuielilor de manoperă prin micşorarea timpilor efectivi şi auxiliari, deci creşterea productivităţii muncii;

- uşurarea condiţiilor de muncă prin reducerea volumului lucrărilor executate în poziţii incomode şi periculoase;

- reducerea necesarului de forţă de muncă cu înaltă calificare;- reducerea volumului lucrărilor de ajustaj pe cală, prin creşterea

preciziei de fabricaţie;- reducerea preţului de cost al navei.Utilajul tehnologic utilizat în construcţia de nave este format din: 1.

Scule speciale; 2. Instalaţii pentru sudare; 3. Dispozitive tehnologice pentru asamblare şi montaj; 4. Instalaţii speciale pentru transport şi manevrat.

8.2 Scule speciale folosite în construcţia de naveiSculele speciale se utilizează la lucrările de asamblare, în vederea dispunerii elementelor care se asamblează în poziţie reciprocă corectă. Datorită erorilor cumulate în procesul de fabricaţie, cât şi a deformaţiilor rezultate în urma unor procese termice, apar abateri de la forma şi continuitatea elementelor constructive ale secţiilor sau elementelor prefabricate. Toate aceste elemente destructură se aduc în poziţia corectă, în vederea asamblării, cu ajutorul acestor scule speciale.

Abaterile tipice care trebuiesc compensate sau eliminate sunt prezentate în figura 8.1.

64

Figura 8.1. Abateri tipice.a)joc variabil şi excesiv între osatură şi înveliş, datorat unor deformaţii locale;b) lipsa continuităţii unui element de osatură, la asamblarea a două secţii adiacente;c) abaterea de la forma corectă a tablelor de înveliş;d) lipsa continuităţii dintre învelişul a două secţii adiacente.

În categoria acestor scule speciale intră dispozitive simple cu acţionare manuală, dar şi o serie de scule cu acţionare hidraulică. În figura 8.2 sunt prezentate o parte dintre acestea, în poziţiile de lucru.

Astfel, în figurile 8.2a şi 8.2b este exemplificat modul de utilizare a pârghiilor cu cioc, în vederea compensării lipsei de continuitate a învelişului, respectiv a jocului excesiv dintre osatură şi înveliş. Dispozitivele cu pană din figura 8.2c pot fi utilizate în acelaşi scop, ca şi împingătorului cu şurub din figura 8.2e. în lipsa acestui dispozitiv, poate fi utilizat împingătorul cu pană din figura 8.2f. In figura 8.2d este exemplificată utilizarea trăgătorului cu şurub, folosit la asamblarea pereţilor etanşi sau a carlingilor laterale şi a varangelor cu inimă.

65

Figura 8.2. Scule speciale.

Dispozitive frecvent utilizate sunt şi întinzătorii cu şurub stânga-dreapta (fig. 8.3), respectiv dispozitivul coadă de peşte (fig. 8.4a).

Figura 8. 3. Întinzători cu şurub.

66

Figura 8.4. Dispozitive speciale.

La majoritatea acestor dispozitive se utilizează plăcuţe (gambeţi) ce se sudează pe tablă sau osatură şi care se îndepărtează ulterior prin tăiere termică sau mecanică urmată de polizarea zonei de prindere. Pentru a îndepărta acest neajuns, au fost concepute şi realizate în ultimul timp dispozitive cu prindere electromagnetică (fig. 8.4b) şi vacuumatică.

Pentru a mări forţa de acţionare şi a reduce efortul fizic, au început să fie utilizate pe scară largă dispozitive cu acţionare hidraulică (fig. 8.5).

67

Figura 8.5. Dispozitive cu acţionare hidraulică.

Astfel, în figurile 8.5a şi 8.5b este prezentat modul de utilizare a trăgătorului cu acţionare hidraulică, folosit la asamblarea a două secţii adiacente. în figura 8.5d este exemplificată compensarea abaterilor de perpendicularitate a osaturii faţă de panou, iar în figura 8.5c, modul de utilizare a acestor dispozitive în cazul asamblării unui perete de suprastructură.

Toate aceste dispozitive sunt de fapt nişte cilindri hidraulici acţionaţi cu ulei sub presiune furnizat de o pompă cu acţionare manuală prin intermediul unui distribuitor, aşa cum se observă în figura 8.5c.

Pentru uşurarea asamblării osaturii întărite se utilizează dispozitive ce asigură poziţionarea şi fixarea corectă a elementelor componente, sau chiar maşini de sudat automate sau semiautomate pentru sudarea osaturii liniare (fig. 8.6).

Dispozitivele din figura 8.6a şi 8.6b se dispun din loc în loc, de-a lungul osaturii curbe, după care se face asamblarea în puncte de sudură a inimii de platbandă. în continuare, se scot dispozitivele şi se execută sudarea propriu-zisă.

68

Figura 8.6. Dispozitive pentru asamblarea şi sudarea osaturii întărite.

Maşina automată a cărei principiu de funcţionare este prezentat în figura 8.6c permite sudarea bilaterală de colţ simultană şi asigură atât avansul osaturii cu ajutorul unui mecanism de antrenare cu role, cât şi poziţionarea corectă a celor două elemente ce se asamblează. Productivitatea creşte de 4...5 ori în cazul utilizării acestei maşini.

8.3 Utilaje tehnologice folosite la asamblareUtilajele sau dispozitivele tehnologice reprezintă o construcţie

metalică care materializează negativul formelor navei în zona respectivă şi sunt utilizate la asamblarea şi sudarea secţiilor sau elementelor prefabricate ale corpului navei. Ele sunt construite din secţiuni transversale făcute în dreptul coastelor, la 2...3 intervale de coastă, legate între ele prin elemente longitudinale. Deoarece pentru realizarea acestor dispozitive se consumă o mare cantitate de materiale şi manoperă, proiectarea şi fabricarea acestora se face respectându-se următoarele condiţii:

Dispozitivul trebuie sa îndeplinească condiţiile de precizie necesare realizării elementului prefabricat, în limitele toleranţelor admisibile;

1. Costul dispozitivului, prin cota de amortizare ce revine unei secţii, trebuie să depăşească plusul de manoperă ce ar rezulta în cazul ecuţiei secţiei fără dispozitiv;

2. Prin concepţia sa, dispozitivul trebuie să permită mecanizarea unui lum cât mai mare din lucrările de sudare. în acest sens, dispozitivul trebuie să permită executarea în plan orizontal, sau într-o poziţie cât mai apropiată de aceasta, a celei mai mari părţi din volumul lucrărilor de

69

sudură.3. Pe cât posibil, dispozitivele trebuie să fie demontabile pentru a

fi uşor transportate şi depozitate în spaţii mici, pe perioadele cât nu sunt folosite. În acelaşi timp, ele trebuie să fie suficient de rigide pentru a nu se deforma sub greutatea elementelor prefabricare care se asamblează.

5. Prin modul de proiectare trebuie să permită realizarea lor din deşeuri în proporţie cât mai mare, având totodată o execuţie simplă;

6. Dispozitivele trebuie să fie, pe cât posibil, de tip universal, adică să poată fi utilizate, cu mici modificări, Ia asamblarea unor secţii diferite;

7. Dispozitivele trebuie să fie comode în exploatare şi să respecte normele de protecţia muncii, fiind prevăzute cu scări de acces în deplină siguranţă şi balustrăzi de protecţie.

Clasificarea dispozitivelor tehnologice se face după următoarele criterii:

I. După gradul de universalitate:- dispozitive individuale, utilizate la construcţia unei singure secţii;- dispozitive universaleII.După modul de îmbinare a elementelor constructive ale dispozitivului:-dispozitive fixe;- dispozitive demontabile.III. După tipul elementelor prefabricate la construcţia cărora se

utilizează:-dispozitive pentru asamblarea panourilor;- dispozitive pentru asamblarea secţiilor plane;- dispozitive pentru asamblarea secţiilor curbe;- dispozitive pentru asamblarea blocsecţiilor.Indiferent de tipul dispozitivului, la trasarea secţiunilor sale, trebuie să

se ţină cont de grosimea tablelor învelişului secţiei, care se va adăuga în exteriorul liniei teoretice a coastelor din planul de forme. Acest fapt este o consecinţă a poziţiei dispozitivului în raport cu elementul prefabricat raportat la planele principale de proiecţie.

9. Asamblarea şi sudarea elementelor prefabricateLa execuţia oricărei construcţii sudate şi în special a secţiilor d< navă,

pentru ca acestea să corespundă din punct de vedere calitativ, eşti necesară şi obligatorie parcurgerea următoarelor etape:

1. Verificarea elementelor de structură ce urmează a fi asamblate;2. Asamblarea propriu-zisă;3. Executarea lucrărilor pregătitoare pentru sudură;4. Sudarea propriu-zisă.

9.1 Verificarea elementelor de structurăVerificarea are rolul de a stabili dacă forma şi dimensiunile tuturoi

elementelor componente ale secţiei ce se asamblează, corespund celoi din documentaţia tehnică de trasaj. în timpul verificării dimensionale se va avea

70

în vedere existenţa şi amplasarea corectă a liniilor teoretice pe tablele panoului secţiei, linii pe care urmează a fi asamblate elementele de osatură. Dacă este cazul se completează trasaj ui acestora.

Un alt aspect ce trebuie avut în vedere este legat de adaosurile tehnologice. în construcţia de nave, unele dintre elementele componente ale secţiilor sunt prevăzute cu adaosuri de montaj, ce urmează a f îndepărtate în procesul de asamblare, în vederea compensării contracţiiloi provocate de sudare. în cursul operaţiunii de verificare este deci necesară verificarea existenţei şi poziţionării corecte a acestor adaosuri.

9.2 Asamblarea elementelor de structurăAsamblarea propriu-zisă, constă în poziţionarea reciprocă corectă z

două sau mai multe elemente de construcţie în raport cu liniile teoretice şi prinderea lor în puncte de sudură, pentru a evita deplasarea acestora tf timpul sudării. Punctele de sudură trebuie să aibă în principiu dimensiun: cât mai mici, dar trebuie să asigure rigiditatea şi stabilitatea construcţie pe parcursul sudării.

Pe baza experienţei acumulate, în literatura de specialitate se fac recomandări privind dimensiunile şi distanţa dintre punctele de sudură precum şi ordinea de dispunere a acestora, în funcţie de tipul îmbinării.

A. Îmbinări cap Ia cap (fig. 9.1)

Figura 9.1. Elementele geometrice ale punctului de sudură pentru îmbinarea cap la cap.

Înălţimea h a punctelor de sudură va fi stabilită astfel:- pentru table subţiri (s < 4 mm): h < s;- pentru table groase (s > 4 mm): h = (0,4...0,7) s.Ultima valoare (h = 0,7s) este recomandată pentru grosimi mari ale

tablelor: s = (20...50) mm.• lungimea punctelor de sudură, variază între limitele: I = (15...40)

mm, iar pasul dintre acestea: t = (20...40)s + 50 mm.• ordinea de dispunere a punctelor de sudură (fig. 9.2) este în

funcţie de raportul dintre lungimea şi lăţimea tablelor.Acest mod de dispunere a punctelor de sudură are scopul de a obţine

un rost al îmbinării b cât mai constant de-a lungul acesteia. Se constată practic că, în cazul dispunerii punctelor de sudură succesiv, plecând de la un capăt al îmbinării spre celălalt, luftul scade progresiv până la anularea cestuia. Ca urmare, adâncimea de pătrundere a cordonului H ce urmează fi executat ulterior, va scădea progresiv.

71

a) table înguste: L/B > 2,5 b) table late: L/B < 2,5Figura 9.2. Ordinea de dispunere a punctelor de sudură.

B. Îmbinări de colţ (fig. 9.3)•înălţimea punctelor de sudură nu va depăşi înălţimea de calcul a

cordonului desudură (h < a).•celelalte recomandări privind lungimea şi distanţa dintre punctele de

sudură rămân

valabile.

Figura 9.3. Elementele geometrice ale punctului de sudură pentru îmbinarea de colţ.

9.3 Lucrări pregătitoare în vederea sudăriiLucrările pregătitoare pentru sudură au ca scop obţinerea unor

îmbinări sudate cu caracteristici corespunzătoare, fără defecte şi diminuarea pe cât posibil a deformaţiilor remanente locale provocate de sudură. Calitatea cordoanelor sudate este influenţată de o multitudine de factori ce ţin de parametrii regimului de sudare, procedeul de sudare utilizat, caracteristicile metalului de bază şi de adaos, etc. Totodată calitatea cordoanelor de sudură depinde şi de respectarea unor reguli şi norme tehnologice care se referă la pregătirea corespunzătoare şi desfăşurarea corectă a procesului tehnologic de sudare. Una dintre aceste condiţii o reprezintă pregătirea corespunzătoare a rostului îmbinării. Pentru a evita apariţia unor defecte în cordon, rostul trebuie să fie curăţat, cu peria de sârmă, de zgura rezultată la depunerea punctelor de sudură şi de orice impurităţi,

72

corpuri străine, urme de vopsea, grăsimi, etc.Pentru a se obţine un cordon cu caracteristici geometrice constante pe

întreaga lungime, trebuie evitate craterele ce apar la amorsarea arcului electric. În acest scop, amorsarea trebuie făcută în afara suprafeţei panoului de table, prin sudarea unor plăcuţe de capăt cu dimensiuni de circa 250 x 100 mm (fig. 9.4).

Figura 9.4. Amplasarea plăcuţei de capăt.

Aceste plăcuţe sunt ulterior tăiate cu flacără şi pot fi utilizate în vederea stabilirii caracteristicilor metalografice şi mecanice ale cordonului de sudură. Este evident că, în acest caz, plăcuţele de capăt vor fi din acelaşi material ca şi învelişul secţiei ce se asamblează.

Evitarea deformaţiilor locale provocate de sudare poate fi făcută aplicând metoda predeformării. Dintre deformaţiile locale, deformaţiile unghiulare au efectele cele mai deranjante asupra calităţii şi aspectului estetic al construcţiilor sudate. În figura 9.5, sunt prezentate, cu linie întreruptă, elementele unor construcţii sudate afectate de manifestarea deformaţiilor unghiulare.

Figura 9.5. Deformaţii unghiulare tipice.

Astfel, eliminarea contracţiei unghiulare 1 (fig. 9.5a) ce apare la sudarea osaturii pe panou poate fi obţinută prin predeformarea învelişului (fig. 9.6a), pe liniile teoretice pe care urmează a fi asamblate elementele de osatură.

Eliminarea contracţiei unghiulare 2 (fig. 9.5b) se poate realiza prin introducerea unor adaosuri de-a lungul îmbinării cap la cap şi dispunerea unor greutăţi din loc în loc pe panou, care să determine asamblarea în poziţie predeformată a tablelor (fig. 9.6b), cu un unghi 2 de sens contrar.

În fine, eliminarea abaterii de la unghiul drept a osaturilor faţă de panou

73

(contracţia 3 din fig. 9.5c). se poate realiza prin asamblarea cu predeformare a osaturilor (fig. 9.6c), cu un unghi 3, de semn contrar.

Figura 9.6. Metoda predeformării.

Contracţiile unghiulare 2 şi 3 pot fi calculate cu suficientă precizie în funcţie de parametrii regimului de sudare, respectiv grosimea şi caracteristicile fizice şi mecanice ale oţelului panoului. Aceste contracţii sunt provocate de neuniformitatea câmpului termic pe grosimea tablei. Reducerea lor poate fi obţinută evitând sudarea pe pardoseala de beton, practicată în mod greşit în multe şantiere, dar eliminarea lor totală nu se poate realiza decât prin predeformare.

În ceea ce priveşte contracţia 3 ea este produsă de contracţia termică a metalului cordonului în cursul procesului de răcire şi ia valori cuprinse între (1,5...3)°, valoarea exactă putând fî de asemenea calculată. Orientativ, valoarea contracţiei de 3° corespunde sudurii unilaterale de colţ, iar valoarea de 1,5° pentru cazul îmbinării bilaterale la care cordoanele se execută consecutiv în timp. În cazul sudării simultane a cordoanelor bilaterale de colţ contracţia 3 nu mai apare, dar contracţiile 1 iau valori maxime.

Contracţiile unghiulare 2 provocate la îmbinările cap la cap ale tablelor pot fi diminuate şi prin utilizarea pieptenilor montaţi de-a lungul îmbinării (fig. 9.7). Această metoda se aplică în special la sudarea tablelor cu dublă curbură a secţiilor de bordaj la care metoda predeformării nu mai poate fi aplicată.

Figura 9.7. Amplasarea pieptenilor de montaj.

74

Pieptenele este o plăcuţă de formă aproximativ dreptunghiulară cu dimensiuni de (200...250) x (80...100) mm, având grosimea egală cu cea a învelişului secţiei. El se sudează pe învelişul secţiei (fig. 9.7).

Pieptenii se dispun pe partea opusă cordonului, la unghiul de 45°, pentru a permite manifestarea contracţiei transversale a îmbinării sudate, evitând astfel apariţia unor fisuri în cordon. După sudare, pieptenii se taie cu flacără, polizându-se zona în care au fost sudaţi.

9.4 Sudarea elementelor prefabricateDupă executarea lucrărilor pregătitoare prezentate anterior, se trece la

ultima etapă în vederea realizării construcţiei sudate şi anume sudarea ropriu-zisă a elementului prefabricat. O condiţie importantă de care depinde calitatea construcţiei sudate o constituie alegerea corectă a parametrilor regimului de sudare. Aceştia trebuie stabiliţi astfel încât să sigure realizarea unor cordoane de sudură cu caracteristicile geometrice stabilite şi uniforme pe lungimea îmbinării, fără defecte şi cu un aspect estetic corespunzător. Un alt aspect ce trebuie avut în vedere este acela al reducerii şi uniformizării, pe cât posibil, a deformaţiilor remanente provocate de sudare. Deci, este necesar, ca la stabilirea tehnologiei de sudare, să se adopte scheme de sudare judicioase, care să urmărească atingerea acestui scop.

9.5 Stabilirea parametrilor regimului de sudare9.5.1 Sudarea manualăLa sudarea manuală, elementele ce trebuie adoptate sunt: diametrul

electrodului, de; curentul de sudare, Is; tensiunea arcului electric, Ua; viteza de sudare, vs; feIul curentului şi polaritatea acestuia în cazul curentului continuu. Diametrul electrodului se stabileşte în funcţie de grosimea pieselor,în cazul îmbinărilor cap la cap, sau în funcţie de cateta cordonului, pentru îmbinările de colţ. Valorile recomandate sunt prezentate în tabelul 9.1.

Tabelul 9.1Grosimea s [mm] 1,5...2 3 4...8 9...12 13...15 16...20 >20

de [mm] 1,6...2 3 4 4...5 5 5...6 6...10Cateta k [mm] 3 4...5 6...9

de [mm] 3 4 5

La îmbinarea cap la cap a tablelor cu grosime mare sau la îmbinarea de colţ de calibru mare datorită secţiunii mari a cordonului, aceasta nupoate fi realizată printr-o singură trecere. În acest caz, numărul de treceri se determină în funcţie de secţiunea cordonului realizată cu metal de adaos, Fc.

În cazul îmbinărilor cap la cap, aria secţiunii cordonului se calculează cunoscând configuraţia geometrică a acestuia, care se stabileşte la rândul său conform standardelor în vigoare.

De exemplu, în cazul îmbinării cap la cap cu prelucrare în V (fig.9.8), în STAS 8456-69 în funcţie de grosimea tablelor, s, se stabileşte modul de prelucrare indicându-se: deschiderea b, mărimea

75

neprelucrării c, unghiul de prelucrare supraînălţarea h şi lăţimea E a cordonului.

Figura 9.8. Îmbinare cap la cap cu prelucrare în V.

Aria secţiuniicordonului realizată cu metal de adaos (zona haşurată din figura 12.8), poate fi calculată pe baza elementelor geometrice ale îmbinării astfel:

Totodată, din figură se observă că:

Înlocuind se obţine în final:

În cazul îmbinărilor de colţ fără prelucrare:

unde ky este un coeficient ce ţine seama de supraînălţarea cordonului, ky = (1,25...1,05) pentru catete de calcul ale cordonului k = (7...30)mm.

În cazul îmbinărilor de colţ cu prelucrare, aria Fc a cordonului se calculează similar, descompunând-o în arii elementare.

Secţiunea primului strat se calculează destul de exact cu relaţia:F1 = (6... 8) . de [mm2],secţiunea straturilor următoare fiind:Fi = (8...12).de [mm2].În mod evident, numărul de treceri va putea fi calculat cu relaţia:

Curentul de sudare se stabileşte în funcţie de diametrul electrodului şi de densitatea admisibilă de curent cu relaţia:

Densitatea admisibilă de curent este indicată de firmele producătoare de electrozi şi are valori ce se încadrează între limitele prezentate în tabelul 9.2, în funcţie de tipul învelişului electrozilor.

76

Tabelul 9.2Tipul

învelişuluiDensitatea admisibilă j [A/mm2]

de = 3 de = 4 de = 5 de = 6

Acid; rutilic 14...20 11,5...16 10...13,5 9,5...12,5

Bazic 13...18,5 10...14,5 9...12,5 8,5...12

Tensiunea arcului variază la sudarea manuală între valorile: Ua = (20...30) V. De regulă, această valoare este indicată de firma producătoare a electrozilor şi se adoptă la acea valoare.

Viteza de sudare a fiecărui strat se poate stabili pe baza valorii coeficientului de depunere efectiv d şi a secţiunii stratului.

Masa de metal depus (Gd) poate fi calculată cu relaţia:Gd = d • Is • t,unde: t - timpul de sudare al stratului [h]. ,Aceeaşi masă are însă şi expresia:Gd = • vs • Fc • t.Egalând cele două expresii, după simplificare, se obţine viteza de

sudare:

În aceste relaţii aria secţiunii Fc se introduce în cm2, iar coeficientul (d

[g/Ah] este indicat de firma producătoare de electrozi şi ia valori în intervalul: d

= (1...12) g/Ah.Energia liniară cu care se execută sudarea, qs [J/cm], se poate

determina pe baza parametrilor regimului de sudare, care vor permite calculul puterii arcului electric:

Astfel:

În această relaţie , reprezintă randamentul procesului de transmitere a căldurii către piesele sudate şi depinde de procedeul de sudare, în cazul sudării manuale: = 0,65...0,75.

9.5.2 Sudarea automatăÎn cazul sudării automate, parametrii regimului de sudare se stabilesc în

funcţie de tipul îmbinării sudate, din condiţia ca energia termică dezvoltată de arcul electric să asigure formarea cordonului la caracteristicile geometrice prestabilite.

În prima etapă se stabileşte adâncimea de pătrundere necesară pentru formarea cordonului. Astfel, în cazul unei îmbinări cap la cap pe ambele părţi (bilaterale) (fig. 9.9a), adâncimea de pătrundere va fi.

77

a) b)Figura 9.9. Adâncimea de pătrundere pentru îmbinările cap la cap

În cazul sudării pe o singură parte (fig. 9.9b), adâncimea de pătrundere este:

H = s + (1...3)mm.Curentul de sudare se stabileşte în funcţie de adâncimea de

pătrundere necesară:

Coeficientul k se stabileşte în funcţie de procedeul de sudare şi felul curentului de sudare (tabelul 9.3).

Tabelul 9.3

Procedeul desudare

de

[mm]Valorile coeficientului k

Curent alternativCurent continuu

Polaritate directă

Polaritate inversă

Mecanizat substrat de flux

3 1,15 0,95 1,34 1,05 0,85 1,155 0,95 0,75 1,1

CO2

1,2 - - 2,11,6 - - 1,752 - - 1,55

Diametrul electrodului se adoptă funcţie de utilajul pentru sudare existent. Cu valoarea adoptată de pentru diametrul sârmei electrod se calculează densitatea de curent şi se compară cu cea admisibilă:

Valorile admisibile ale densităţii de curent sunt prezentate în tabelul 9.4.Tabelul 9.4

de [mm] <2 3 4 5jad [A/mm2] 65...200 45...90 35...60 30...50

Trebuie specificat faptul că densitatea de curent admisibilă

78

esteprecizată de firmele producătoare de electrozi şi în general se adoptă lavaloarea indicată.

Tensiunea arcului electric se stabileşte în funcţie de diametrul electrodului şi intensitatea curentului de sudare cu relaţii empirice, de forma:

Pe cale experimentală s-a stabilit faptul că produsul Is x vs trebuie să aibă o valoare situată între anumite limite, pentru ca secţiunea cordonului să rezulta constantă pe lungimea îmbinării sudate, şi cordonul să rezulte fără defecte. Valorile recomandate pentru produsul Is x vs [Am/h] depind de diametrul electrodului şi se adoptă conform tabelului 9.5.

Tabelul 9.5

de [mm] 1,2 1,6 2 3 4 5(Is vs)ad 10-3 2...5 5...8 8...12 12...16 16...20 20...25

Cu aceste valori adoptate şi cu valoarea intensităţii curentului de sudare, stabilită anterior, se poate calcula viteza de sudare:

Energia liniară va fi:

În relaţia anterioară, , reprezintă randamentul procesului de transmitere a căldurii care depinde de procesul de sudare şi are următoarele valori:

sudarea sub strat de flux: = 0,8...0,85 sudarea în CO2: = 0,7

Pe baza regimului de sudare şi a parametrilor adoptaţi, se verifică dacă energia termică este suficientă pentru a asigura adâncimea de pătrundere necasară prcum şi forma corectă a cordonului. Astfel se calculează cu relaţii experimentale, coeficientul de pătrundere = E/H, care are valoarea:

Coeficientul k' se stabileşte funcţie de felul curentului şi de densitatea acestuia (tabelul 9.6):

Tabelul 9.6

Felul curentului J [A/mm2] K’Continuu, cu polaritate

directă<120 2,82 J-0,1925

>120 1,12Continuu, cu polaritate

inversă<120 0,364 J-0,1925

>120 0,92Alternativ - -

79

Adâncimea efectivă de pătrundere se calculează acum funcţie de energia liniară şi coeficientul de pătrundere cu relaţiile:

, pentru sudarea sub strat de flux

, pentru sudarea în CO2.

Cu aceste valori se verifică dacă Hef > H.Pe baza valorii coeficientului de depunere al sârmei electrod utilizate se

poate calcula secţiunea cordonului:

unde: = 7,85 g/cm3 - densitatea oţelului.Valoarea coeficientului de depunere poate fi determinată şi din

diagramele 9.10, în funcţie de felul curentului.

curent alternativ curent continuu cu polaritate directă

curent continuu

cu polaritate inversăFigura 9.10. Valorile coeficientului de depunere funcţie de felul curentului.

Supraînălţarea cordonului poate fi acum evaluată cu relaţia:

,

unde E se determină în funcţie de coeficientul de pătrundere:

Dacă H, E şi h satisfac cerinţele impuse la dimensionarea cordonului, atunci îmbinarea se poate suda cu parametrii regimului de sudare stabilit. În cazul în care supraînălţarea cordonului hef rezultă prea mare, se calculează coeficientul de supraînălţare:

80

Valoarea optimă a acestui coeficient este cuprinsă între (7...10). în cazul în care s< 7 cordonul rezultă prea îngust, supraînălţat, cu o trecere bruscă spre metalul de bază. În acest caz este necesară teşirea marginilor.

În cazul cordoanelor de colţ, stabilirea parametrilor regimului de sudare şi anume: ls, Ua, vs, qs se face pe baza aceleiaşi metodologii de calcul, înlocuind în relaţiile anterioare adâncimea de pătrundere H cu înălţimea de calcul a cordonului a. Schema de calcul prezentată nu poate fi utilizată în ceea ce priveşte verificarea caracteristicilor geometrice efective ale cordonului. De regulă, la îmbinările de colţ, parametrii regimului de sudare se adoptă după indicaţiile firmei constructoare a instalaţiei pentru sudură utilizate, în funcţie de înălţimea cordonului sau cateta de calcul a acestuia.

10. Tensiuni şi deformaţii la sudare10.1. Geneza tensiunilor remanenteParticularităţile principale în dezvoltarea proceselor de deformare sub

acţiunea unor forţe în timpul sudării se pot analiza la oţelurile cu procent scăzut de carbon şi slab aliate ţinând cont de o serie de ipoteze simplificatoare:

în îmbinarea sudată are loc o stare de tensiuni liniară cu distribuţia uniformă în secţiune transversală a tensiunilor şi deformaţiilor de ambele semne;

deformaţiile longitudinale totale din îmbinare sunt subordonate ipotezei secţiunilor plane;

Figura 10.1. Raportul limită de curgere Figura 10.2. Raportul temperaturăTemperatură. deformaţii elastice relative.

raportul dintre limita de curgere şi temperatură corespunde diagramei din figura 10.1;

raportul dintre deformaţiile elastice la nivelul limitei de curgere şi temperatură repetă la scara respectivă diagrama din figura 10.2;

coeficientul de dilatare termică nu depinde de temperatură; diagrama de deformare a materialului corespunde corpului elastico-

plastic ideal; cordonul de sudură este sudat uniform pe toată lungimea îmbinării;

81

temperatura iniţială a îmbinării sudate este 0 C.Îmbinarea sudată se poate împărţi în trei zone: zona mijlocie puternic

încălzită, care include cordonul de sudură şi porţiunile adiacente ale metalului de bază şi două zone marginale neîncălzite.

În această situaţie se consideră că la încălzirea zonei de mijloc, temperatura este distribuită uniform. Astfel, zona de mijloc se prezintă ca o bară cu secţiune dreptunghiulară la deformarea căreia în timpul încălzirii şi răcirii se aplică anumite legături din zonele marginale neîncălzite. Pentru o analiză aproximativă a proceselor de deformare din zona încălzită a îmbinării sudate se poate lua în mod convenţional, modelul cel mai simplu sub forma unei bare drepte încastrate la capete şi supuse încălzirii şi răcirii uniforme. O astfel de bară este prezentată în figura 10.3. După analiza tensiunilor şi deformaţiilor din bară se trece la un model mai complex de îmbinare sudată şi anume placa cu crestături, prezentată în figura 10.4.

Figura 10.3. Bara încastrată. Figura 10.4. Placa cu crestături.

Zona de mijloc a plăcii corespunde zonei de mijloc încălzite a îmbinării sudate, iar zonele marginale corespund zonelor neîncălzite ale îmbinării. În placa cu crestături zona centrală este supusă încălzirii şi răcirii, temperatura fiind considerată că se distribuie uniform. De asemenea se presupune că nu există schimb de căldură din zona centrală spre margini atât prin crestături cât şi prin zonele marginale. Astfel, în procesul de încălzire şi răcire a zonei centrale, zonele marginale rămân neîncălzite. Deformarea liberă a zonei de mijloc la încălzire şi răcire nu este posibilă din cauza existenţei legăturilor cu zonele de capăt. Din acest motiv în zonele plăcii vor apare tensiuni elastice şi deformaţii elastice precum şi altele remanente. Procesul de formare şi dezvoltare a deformaţiilor şi tensiunilor din placa cu crestături în timpul încălzirii şi răcirii zonei de mijloc este asemănător cu cel care are loc în îmbinarea sudată. De aceea placa cu crestături se consideră un model de îmbinare sudată. Deformaţia liniară totală într-un punct, tot este formată din suma deformaţiilor termice, t, a deformaţiilor elastice, el şi a deformaţiilor plastice pl. Vom analiza producerea deformaţiilor şi toate componentele ei în zonele unei plăci şi într-o bară. Analiza se va face prin construirea unor diagrame termomecanice în coordonate deformaţie-temperatură.

10.1.1. Deformaţii la încălzirea şi răcirea unei bare. Trasarea

82

diagramei termomecanice -TVom analiza o bară de lungime l, fixată rigid, care se încălzeşte pornind

de la 0 C până la o temperatură Tk, mai mare decât temperatura de trecere a materialului în stare plastică (pentru oţel ~600 C) şi se răceşte apoi până la 0 C. Pentru o astfel de bară se va construi o diagramă termomecanică -T, prezentată în figura 10.5.

Dacă bara ar fi nefixată, la încălzirea sa la o anumită temperatură, aceasta ar creşte în lungime după legea:

(10.1)Alungirea termică relativă a barei va fi:

(10.2)

În diagramă, t (deformaţia termică) se reprezintă printr-o linie dreaptă. Prin săgeţi este indicată modificarea deformaţiei termice la încălzire şi răcire.

Deoarece bara este încastrată, deformaţia termică de alungire este împiedecată şi se transformă în deformaţie elastică de compresiune dacă T T1 şi anume.

(10.3)În diagramă deformaţia elastică de compresiune din bară este

reprezentată printr-o dreaptă îndreptată în jos în zona deformaţiilor negative. Unghiurile de înclinare a dreptelor pentru deformaţiile termică şi elastică faţă de axa temperaturilor sunt egale. Dreapta deformaţiilor elastice este simetric oglindă cu dreapta deformaţiilor termice faţă de axa orizontală a temperaturilor.

Dacă legăturile aplicate barei nu ar fi absolut rigide, atunci unghiul de înclinare al dreptei pentru deformaţia elastică ar fi mai mic şi s–ar micşora odată cu creşterea flexibilităţii.

Deformaţia elastică de compresiune în bară va creşte odată cu temperatura până la T1, când va atinge nivelul -t. În ipoteza existenţei corpului elasticoplastic ideal, creşterea în continuare a deformaţiei elastice la o creştere a temperaturii mai mare decât T1, nu este posibilă. Deformaţia elastică va rămâne la nivelul -t până la temperatura de 500 C. În intervalul (500-600) C deformaţia termică se micşorează după o lege liniară până la zero. Acest lucru înseamnă că deformaţia elastică de compresiune în bară în acest domeniu de temperatură se va schimba după aceiaşi lege. Când este atinsă temperatura de 600 C materialul barei îşi pierde proprietăţile elastice şi în intervalul (600-Tk) C, deformaţia elastică va fi egală cu zero atât la încălzirea cât şi la răcirea barei.

83

Figura 10.5. Diagrama termomecanică -T pentru bara încastrată.

La răcirea de la 600 C în jos, contracţia termică proporţională cu scăderea temperaturii nu se realizează datorită prezenţei legăturilor. Atâta timp cât scăderea temperaturii nu depăşeşte T2, întreaga deformaţie termică de contracţie se va transforma în deformaţie elastică de dilataţie care va creşte pe măsura scăderii temperaturii, după o linie dreaptă, paralelă cu porţiunea iniţială pentru deformaţia elastică în intervalul de la 0 la T1. La T2

deformaţia elastică de întindere din bară atinge nivelul deformaţiei termice, t

şi în procesul de răcire ulterioară de la T2 până la zero va rămâne fără modificări datorită corpului elastico-plastic ideal. Astfel, după răcirea completă în bară vor exista deformaţii elastice remanente de întindere t şi tensiuni remanente de întindere egale cu limita de curgere a materialului Rc.

În orice moment al încălzirii şi răcirii barei, tensiunile din ea vor fi proporţionale cu deformaţia elastică. Din acest motiv construirea suplimentară a diagramei de modificare a tensiunilor nu este necesară. Pentru a vedea de ce au apărut tensiuni remanente în bară, se analizează după răcirea totală expresia deformaţiei totale tot.

(10.4)Deoarece bara este fixată rigid în orice moment al încălzirii şi răcirii,

deci şi în stare remanentă, tot = 0. Pentru starea remanentă , deoarece T = 0. Din diagramă se vede că după răcirea totală deformaţia elastică remanentă este egală cu deformaţia termică:

84

(10.5)Înlocuind în relaţia 10.5 obţinem expresia deformaţiei elastice

remanente:(10.6)

Prin urmare, deformaţia elastică remanentă în bară apare din cauza formării în ea a deformaţiei remanente plastice. Pentru a explica apariţia în bară a deformaţiei remanente plastice se analizează modul de formare al deformaţiilor plastice din bară. Analizând formarea deformaţiei plastice totale,

, trebuie să urmărim în paralel formarea deformaţiei elastice el.În intervalul de la 0 la T1, deformaţia elastică de compresiune este mai

mică decât deformaţia termică. Acest lucru înseamnă că în intervalul considerat deformaţia plastică în bară nu se produce. Dacă bara nu ar avea legături, creşterea temperaturii în bară de la T1 la T ar duce la o alungire a acesteia . Bara fiind încastrată această deformare de alungire nu se poate realiza. Deformaţia nu se poate transforma în deformaţie elastică deoarece aceasta a atins nivelul limitei de curgere. Rămâne o singură posibilitate şi anume de a se transforma în deformaţie plastică de compresiune.

Rezultă că în intervalul de la T1 la 500 C deformaţia de compresiune din bară se va prezenta ca o dreaptă care are o imagine în oglindă faţă de axa temperaturilor a dreptei pentru t, dusă din T1.

În acest interval analizat deformaţia plastică de compresiune a barei se dezvoltă numai pe seama unui singur factor: creşterea temperaturii.

În intervalul de temperatură de la 500 la 600 C pe lângă creşterea temperaturii, un aport în formarea deformaţiei plastice de compresiune îl aduce şi relaxarea deformaţiei elastice (transformarea treptată a deformaţiei elastice în deformaţie plastică).

În diagramă se vede că la 500 C, , şi apoi scade liniar până la zero la 600 C.

Are loc astfel un proces de transformare treptată a deformaţiei elastice în condiţiile existenţei constante a deformaţiei totale. Aproape de 600 C toată deformaţia elastică de compresiune se transformă în deformaţie plastică de compresiune. De aceea linia pentru pl(T) de pe diagramă începând cu momentul T1, capătă o îndoitură în jos. Procesul de formare al deformaţiei plastice va continua până la 600 C. Peste 600 C acţionează din nou un singur factor: creşterea temperaturii. Astfel în intervalul de la 600 C la Tk

deformaţia plastică de compresiune a barei se va dezvolta după o dreaptă analoagă cu cea din intervalul T1-500 C.

În faza de răcire, în intervalul de la Tk la 600 C (atâta timp cât materialul barei are caracteristici elastice şi bara este fixă) scăderea temperaturii va duce la formarea în bară a deformaţiei plastice de întindere.

Traseul liniei deformaţiei plastice în acest interval, în timpul răcirii va coincide cu traseul aceleiaşi linii în faza de încălzire. La răcirea sub 600 C până la T2 deformaţia elastică de întindere este sub nivelul lui t(T). În acest

85

interval deformaţia plastică în bară nu se produce (dreapta orizontală după diagramă) şi rămâne la acelaşi nivel ca şi la 600 C. Începând cu T2 şi până la 0 C în bară se formează deformaţia plastică de alungire (pe seama reducerii temperaturii când ), care compensează compresiunea plastică existentă (ridicarea liniei pl(T) din diagramă).

După răcirea totală . Se observă că nu s-a produs o compensare totală a compresiunii plastice produse în faza de încălzire. În diagramă se vede că deformaţia plastică de compresiune în faza de încălzire care este condiţionată de acţiunea factorului creşterea temperaturii, se compensează în totalitate prin alungirea plastică în faza de răcire, care este condiţionată de acelaşi factor de temperatură. Altfel spus deformaţia plastică totală din bară care se produce datorită schimbului de temperatură la încălzire şi răcire şi când se menţine neschimbată starea de tensiune, este egală cu zero şi nu ia parte la formarea stării de tensiuni remanente.

În bară rămâne deformaţia plastică condiţionată de desfăşurarea procesului de relaxare în cursul căruia s-a schimbat starea de tensiune din bară.

Analiza efectuată asupra formării deformaţiilor din bară duce la o concluzie importantă şi anume: mărimea deformaţiei plastice şi a deformaţiei elastice din bară nu depinde de caracterul curbei t(T).

Formulele care rezultă din diagrama termomecanică pentru deformaţia totală şi componentele ei în orice moment al încălzirii şi răcirii barei sunt următoarele:

Temperatura T1 se determină din condiţia:

Atunci conform diagramei:

10.1.2. Deformaţii la încălzirea şi răcirea unei plăci cu crestături. Trasarea diagramei termomecanice -T pentru cazul Sm<Sc

Suprafaţa secţiunii transversale S a plăcii cu crestături constă din suma suprafeţelor de mijloc Sm şi a suprafeţelor de capăt Sc.

86

Diagrama termomecanică (figura 10.6) se va analiza şi construi pentru cazul Sm< Sc deoarece practic aproape întotdeauna în îmbinarea sudată lăţimea zonei puternic încălzite este mai mică decât lăţimea restului îmbinării.

Dacă zona de mijloc nu ar avea legătură cu zonele marginale, atunci la o încălzire uniformă a ei până la o temperatură T T1 s-ar putea produce o creştere a lungimii . Acest lucru înseamnă că deformaţia sa termică

pe tot parcursul încălzirii şi răcirii. În diagrama din figura 10.6 deformaţia termică a zonei de mijloc este indicată prin segmentul de dreaptă t. Săgeţile indică sensul de schimbare a deformaţiei termice la încălzire şi răcire. Zonele de capăt nu se încălzesc şi de aceea pentru ele .

Figura 10.6. Diagrama termomecanică -T pentru placa cu crestături.

Creşterea liberă a lungimii zonei de mijloc la încălzirea ei nu este posibilă din cauza prezenţei legăturilor cu zonele de capăt. Din acest motiv în zona de mijloc apar deformaţii elastice de compresiune, iar în zonele de capăt apar deformaţii elastice de întindere.

Astfel, se poate vorbi de forţe interne de compresiune în zona de mijloc:(10.7)

şi de întindere în cele două zone de margine: (10.8)

87

Dacă se face o secţiune transversală arbitrară şi se ia de exemplu partea dreaptă, atunci pentru păstrarea echilibrului, părţii stânge rămase, secţiunii trebuie să i se aplice forţele de sus Fm şi Fc.

Suma proiecţiilor acestor două forţe pe axa orizontală este:(10.9)

Aceasta este condiţia de echilibru a forţelor interne din placa cu crestături care trebuie să aibă loc în orice moment al încălzirii şi răcirii zonei de mijloc. Ea se poate prezenta şi sub forma:

(10.10)Problema care se pune în continuare este de a determina legea de

modificare a deformaţiilor din zonele plăcii de la 0 la T1.În primul rând trebuie îndeplinită condiţia echilibrului (10.10), iar în al

doilea rând conform ipotezei secţiunilor plane, deformaţia totală din zona de mijloc trebuie să fie în totdeauna egală cu deformaţia din zonele marginale şi anume:

(10.11)Sub formă dezvoltată relaţia (10.11) se poate scrie:

(10.12)În zona de mijloc , iar în zonele de margine deoarece ele nu

se încălzesc. În zona de mijloc şi în zonele de margine la , deformaţiile plastice lipsesc, adică , şi relaţia (10.12) se transformă astfel:

(10.13)Introducem relaţia (13.40) în relaţia (10.10) şi după efectuarea

calculelor obţinem:

(10.14)

Considerând relaţia (10.13) din relaţia (10.14) obţinem:

(10.15)

Astfel din relaţiile (10.14) şi (10.15) se observă că la deformaţiile elastice din zonele plăcii se modifică conform legii liniare deoarece suma valorilor absolute a deformaţiilor elastice este egală cu T, adică cu deformaţia elastică a zonei de mijloc.

În diagramă schimbarea deformaţiilor elastice în zonele plăcii în intervalul de temperatură considerat este indicată de liniile înclinate. Unghiul de înclinare faţă de axa temperaturilor a liniilor pentru deformaţia elastică a zonei de mijloc este mai mic deoarece zonele de margine nu sunt fixate absolut rigid şi au o anumită flexibilitate cu creşterea căreia înclinarea dreptei se reduce. Unghiul de înclinare faţă de aceeaşi axă a temperaturii a liniei pentru deformaţia elastică a zonelor de margine este mai mic decât deformaţia elastică din zona de mijloc deoarece aria secţiunii zonelor de capăt este mai mare decât cea a zonei de mijloc.

Când T = T1 deformaţia elastică de compresiune din zona de mijloc atinge valoarea -t, iar deformaţia de întindere din zona marginală este egală

88

cu . Temperatura T1 se poate determina din relaţia:

(10.16)

La creşterea temperaturii peste T1 în zona de mijloc creşterea deformaţiei elastice nu mai este posibilă datorită ipotezelor. De aceea de la T1 şi până la 500 C, . Deci, trebuie să rămână fără modificări şi

deformaţiile elastice de întindere din zonele marginale .

În intervalul de la 500 la 600 C deformaţia termică t se reduce liniar. De asemenea se va modifica şi deformaţia elastică de compresiune din zona de mijloc. Conform condiţiei de echilibru a forţelor longitudinale interne, trebuie să se reducă liniar în acest interval de temperatură şi deformaţiile elastice de întindere din zonele de capăt.

În punctul T = 600 C calităţile elastice ale materialului din zona de mijloc dispar şi de aceea în intervalul 600 C - Tk deformaţiile elastice în zonele plăcii la încălzire şi răcire, nu vor exista. Reducerea temperaturii în zona de mijloc până la 600 C trebuia să fi dus la contracţia zonei de mijloc cu o valoare proporţională cu scăderea temperaturii. Această scurtare nu se poate realiza deoarece există legături la capete. Datorită acestui aspect în zona de mijloc apar deformaţii elastice de întindere iar în zonele de capăt apar deformaţii elastice de compresiune.

Aceste deformaţii vor creşte după aceeaşi lege ca la încălzire în limitele de la 0 la T1. Astfel procesul va continua până la T2, la care în zona mijlocie deformaţiile elastice de întindere ating nivelul deformaţiei termice. La această temperatură în zonele de capăt compresiunea elastică atinge valoarea -

. Răcirea în continuare a zonei de mijloc sub T2 nu provoacă

modificarea deformaţiilor elastice în zonele plăcii din motivele care au fost indicate pentru faza de încălzire în intervalul de la 0 la 500 C. Astfel în stare remanentă după o răcire completă zona de mijloc se va dilata până la valoarea limitei de curgere c, iar zonele de capăt se comprimă până la valori:

Se explică în continuare mecanismul de formare în placa cu crestături a tensiunilor remanente.

Pentru orice punct al secţiunii transversale a plăcii cu crestături în stare remanentă putem scrie:

(10.17)Se integrează partea dreaptă şi partea stângă pe lăţimea plăcii şi se

obţine:(10.18)

Prima integrală care se află în partea dreaptă este egală cu zero

89

deoarece deformaţiile elastice din secţiune sunt echilibrate. Prin urmare se obţine:

(10.19)şi înseamnă că starea de tensiune din placă apare în stare remanentă în urma deformaţiilor plastice remanente în zona de mijloc deoarece în zonele marginale, aşa cum reiese şi din diagramă, în cursul unui ciclu de încălzire şi răcire, deformaţiile nu ating nivelul limitei de curgere.

În continuare se va analiza dezvoltarea deformaţiilor plastice din zona de mijloc a plăcii la o încălzire şi răcire a acesteia. În intervalul de la 0 la T1

avem şi de aceea în acest interval . Deformaţia plastică de compresiune începe să se formeze de la temperatura T1 şi peste aceasta. Fiecare creştere de temperatură T creează creşterea lungimii zonei de mijloc care se transformă integral în compresiune plastică deoarece deformaţia elastică nu se mai modifică. De aceea deformaţia plastică de compresiune va creşte după o linie dreaptă dusă în jos din punctul T1 cu un unghi faţă de axa temperaturilor la fel ca şi pentru dreapta deformaţiilor termice t. Astfel procesul de dezvoltare a deformaţiei plastice de compresiune va avea loc până la temperatura de 500 C.

În intervalul de la 500 la 600 C deformaţia plastică de compresiune se va definii prin acţiunea a trei factori: creşterea temperaturii în zonă, relaxarea deformaţiei elastice de compresiune în zona de mijloc (vezi diagrama) şi reducerea deformaţiilor elastice de întindere din zonele marginale.

Procesul de reducere a deformaţiilor elastice de întindere din zonele de mijloc prin relaxare nu trebuie menţionat deoarece deformaţia elastică din ele nu se transformă în deformaţie plastică ci pur şi simplu se reduce ca mărime conform condiţiei de echilibru cu deformaţia elastică din zona mijlocie. La reducerea deformaţiei elastice a zonelor marginale acestea se vor scurta şi cu aceeaşi valoare a scurtării se va comprima plastic zona de mijloc deoarece ea nu rezistă. Astfel linia în punctul 500 C se frânge în jos. La temperatură T>600 C acţionează numai factorul temperatură şi de aceea linia pentru se va orienta după o dreaptă paralelă cu porţiunea T1-500 C.

La răcirea de la Tk la 600 C ne întoarcem înapoi după aceeaşi dreaptă ca la încălzire. În punctul 600 C materialul din zona mijlocie capătă proprietăţi elastice şi în el încep să crească deformaţiile elastice de dilataţie

. Datorită acestui aspect în intervalul de la 600 C la T2 deformaţiile plastice în zona de mijloc nu se produc şi rămân constante, la acelaşi nivel ca şi la T = 600 C. În diagramă acest lucru este reprezentat printr-o linie orizontală.

Din T2 şi sub această temperatură , şi de aceea în zona de mijloc se produc deformaţii plastice de alungire datorită unui singur factor: temperatura. Alungirea plastică compensează treptat compresiunea care a apărut în faza de încălzire. Totuşi după cum se vede din diagramă nu se face a compensare completă a compresiunii plastice. Mărimea determinată a deformaţiei plastice de contracţie rămâne şi după răcirea completă. Această

90

mărime se poate determina din următoarele considerente:Conform ipotezei secţiunilor plane:

(10.20)pentru starea remanentă relaţia (10.20) se poate scrie sub forma:

(10.21)prin urmare ţinând cont de valoarea deformaţiilor elastice se poate scrie:

(10.22)

Mărimea deformaţiei plastice remanente de contracţie din zona de mijloc este egală ca valoare absolută cu suma deformaţiilor elastice din zonele plăcii când T = 500 C, care s-au transformat în deformaţie plastică a zonei mijlocii.

De aici rezultă că deformarea plastică din zona mijlocie, condiţionată de acţiunea factorului temperatură nu influenţează starea de tensiuni. În intervalele de temperatură când a avut loc o astfel de deformare plastică, starea de tensiune a plăcii nu s-a schimbat. Asupra formării stării de tensiuni şi deformaţii remanente a plăcii a acţionat deformarea plastică care s-a produs în condiţiile modificării stării de tensiune şi a fost legată de trecerea deformaţiei elastice în deformaţie plastică.

Astfel, analiza dezvoltării deformaţiilor plastice din zona de mijloc s-a încheiat.

În zonele de margine ale plăcii a existat numai deformaţie elastică care în acelaşi timp a reprezentat şi o deformare totală pentru zonele marginale, iar în virtutea aplicabilităţii ipotezei secţiunilor plane – şi pentru zona mijlocie.

Temperatura T2 se poate determina din relaţia:

(10.23)

Relaţiile pentru toate deformaţiile din zonele plăcii pe domenii de temperatură sunt următoarele:

91

Epurele tensiunilor longitudinale din zonele plăcii în diferite momente ale încălzirii şi răcirii sunt prezentate în figura 10.7.

Figura 10.7. Epurele tensiunilor longitudinale în zonele plăcii.

10.1.3. Formarea deformaţiilor şi tensiunilor în îmbinarea sudată

Se analizează procesul de formare al deformaţiilor şi tensiunilor din îmbinarea sudată în condiţiile respectării ipotezelor prezentate la capitolul 10.1. Ne imaginăm că înainte de sudare piesele de sudat au fost secţionate în fâşii longitudinale şi sprijinite în partea inferioară pe un suport oarecare (figura 10.8a).

92

Figura 10.8. Formarea tensiunilor şi deformaţiilor în îmbinarea sudată.

Numerotăm o serie de secţiuni transversale (1...5) situate la diferite distanţe de suport, secţiuni care cuprind însă şi capătul superior. Ţinând cont de caracterul cunoscut de repartizare al temperaturilor maxime la sudare în secţiune transversală, fiecare fâşie liberă va prezenta o alungire termică proporţională cu temperatura de încălzire. Astfel capătul superior al îmbinării se va deplasa ca în figura 10.8a. Deformaţia termică a celorlalte secţiuni transversale este arătată de variaţia curbelor respective, variaţie care este cu atât mai mică cu cât ne apropiem de suport deoarece se micşorează lungimea faţă de care se determină această alungire. Poziţia secţiunii frontale inferioare rămâne neschimbată.

Mărimea deformaţiei absolute a secţiunii depinde de locul amplasării liniei de vizare a secţiunii. Dacă se operează cu o deformare termică, atunci ea va fi aceeaşi în toate secţiunile transversale ale îmbinării şi amplasarea liniei de citire nu mai are nici o importanţă. Îmbinarea sudată reală nu constă din fâşii separate fără legătură între ele. Toate fâşiile sunt legate una de alta şi se deformează în conformitate cu legile comune pentru toată îmbinarea. O astfel de lege este ipoteza secţiunilor plane. În conformitate cu această ipoteză, fiecare secţiune transversală trebuie să se deplaseze în sus cu o anumită valoare, paralel cu poziţia sa iniţială. Secţiunea superioară 5 se va deplasa în poziţia 5’. Astfel întreaga îmbinare sudată la încălzire se va alungi. Compararea deformaţiilor absolute totale (pe toată lungimea îmbinării) şi a deformaţiilor termice în diferite puncte de pe secţiunea transversală superioară demonstrează discrepanţa lor cu excepţia a două puncte în care

93

liniile respective se intersectează. Pentru a aduce fâşiile izolate într-o stare în care trebuie ele să se afle în îmbinarea reală nesecţionată, trebuie comprimate zonele centrale iar cele marginale dilatate la valoarea corespunzătoare. În faza de încălzire în îmbinarea sudată pe longitudinală apar tensiuni de compresiune în zona de mijloc puternic încălzită şi de dilatare în zonele marginale puţin încălzite. Pentru zonele centrale ale îmbinării diferenţa dintre deformaţia termică şi cea totală este atât de mare încât dacă se comprimă aceste fâşii până la nivelul liniei 5 ’, atunci se pot produce în ele tensiuni de compresiune până la nivelul limitei de curgere, iar până la poziţia normală mai este foarte mare distanţă. Pentru a ajunge în poziţia liniei 5’ trebuie comprimate plastic majoritatea zonelor centrale. Acest lucru înseamnă că în faza de încălzire în zona de mijloc puternic încălzită a îmbinărilor longitudinale se produc deformaţii plastice de compresiune şi se formează aşa numita zonă de deformaţii plastice a cărei lăţime pentru o astfel de îmbinare simetrică este reprezentată cu simbolul 2bn.

În deformaţiile relative diferenţa dintre deformaţia totală şi cea termică este prezentată în figura 10.8a, prin linia in (deformaţie internă). Prin haşururi drepte sunt reprezentate deformaţiile elastice echilibrate în secţiune, el şi cu haşururi oblice deformaţiile plastice de compresiune. Astfel se poate vorbi de epura deformaţiilor plastice maxime de contracţie , care în desen se reprezintă separat (în partea de sus a figurii) şi se consideră încheiat studiul fazei de încălzire.

Dacă în momentul încălzirii maxime se taie din nou îmbinarea în fâşii, atunci după răcirea completă capătul superior al îmbinării va căpăta o deformaţie ca în figura 10.8b. Deformaţiile remanente elastice sunt echilibrate în secţiunea transversală şi marcate prin haşururi drepte. Epurele deformaţiilor plastice de alungire pl.al şi a deformaţiilor plastice remanente de contracţie sunt reprezentate separat. Tocmai deformaţiile plastice remanente de contracţie în secţiune transversală şi un astfel de caracter neuniform al repartizării lor în secţiune, reprezintă cauza formării tensiunilor remanente în îmbinarea sudată. Afirmaţiile de mai sus în principiu rămân valabile şi în cazul nerespectării ipotezei secţiunilor plane pentru deformaţii longitudinale totale. În acest caz secţiunile 5’ şi 5” precum şi alte secţiuni transversale se vor deforma cu o anumită convexitate la încălzire sau cu o anumită concavitate la răcire, ceea ce duce la o anumită reducere pe înălţime a epurelor deformaţiilor plastice maxime de alungire la răcire. Epura deformaţiilor plastice remanente de contracţie rămâne practic fără modificări.

10.2. Metode de calcul a tensiunilor remanente10.2.1. Metoda de calcul a lui NikolaevMetoda este constituită pe ipotezele prezentate în capitolul 10.1.

94

Scopul metodei este determinarea parametrilor , bn, y* (figura 10.9) care permit construirea epurei deformaţiilor plastice remanente în secţiunea transversală a unei îmbinări sudate cap la cap.

Pentru a determina parametrii indicaţi, trebuie studiate deformaţiile longitudinale în secţiune transversală în două faze: la încălzire şi în stare remanentă după răcirea totală. Secţiunea analizată nu contează deoarece se consideră că toate secţiunile transversale în sensul stării de deformare sunt identice. În ceea ce priveşte stadiul de încălzire nu este de prea mare importanţă care secţiune trebuie analizată. Nikolaev propune să se analizeze deformaţiile în secţiune transversală, unde la încălzire, în procesul de deplasare al sursei termice se atinge lăţimea maximă a izotermei de 600 C. La izoterma de 600 C se duc două linii paralele tangente cu cordonul. Prin punctele de tangenţă se duce secţiunea I-I (figura 10.9a).

Figura 10.9. Epura deformaţiilor longitudinale în secţiune longitudinală după Nikolaev.

În etapa de încălzire trebuie să se analizeze secţiunea transversală în care lăţimea zonei deformaţiilor plastice de contracţie atinge o valoare mică. Acest lucru este posibil în secţiunea I-I. Totuşi acest lucru nu este exact întocmai deoarece sursa termică se deplasează şi temperatura va creşte puţin, lucru care va duce la creşterea lăţimii zonei deformaţiilor plastice dar, nesemnificativă. Din acest motiv în secţiunea I-I se studiază curba

95

convenţională Tmax(y) dusă la secţiunea dată şi nu cea reală. Metoda de calcul se bazează pe această recomandare.

Dacă curba temperaturii Tmax(y) în secţiunea I-I este cunoscută, atunci înseamnă că este cunoscută în secţiunea dată şi curba deformaţiilor termice

(figura 10.9a).Deformaţiile totale în stadiul de încălzire conform ipotezei secţiunilor

plane, se vor determina printr-o linie orizontală. Compararea acestor două deformaţii în secţiune arată lipsa lor de corespondenţă în afară de punctul lor de intersecţie. Este evident că fibrele longitudinale din apropierea marginilor laterale ale îmbinării au o deformare totală (observată, reală, cu modificarea formei), mai mare decât cea termică. Aceasta înseamnă că în îmbinarea sudată aceste fibre sunt dilatate. Prin analogie este uşor de explicat că pentru fibrele amplasate în zona cea mai încălzită dincolo de punctul de intersecţie al deformaţiei termice şi al deformaţiei totale, va avea loc o compresiune elastică care se amplifică pe măsura apropierii fibrei studiate de axa cordonului de sudură. În punctul c la distanţa bn de axa cordonului deformaţiile elastice de compresiune ating nivelul limitei de curgere şi rămân aşa până în punctul b, aflat la distanţa y2 de axa cordonului şi corespunde izotermei de 500 C. Pe distanţa de la punctul b la punctul a deformaţiile elastice de compresiune se reduc după o lege liniară conform diagramei T(T).

Punctul a este faţă de axa cordonului la distanţa y1 corespunzătoare temperaturii de 600 C. Epura deformaţiilor elastice echilibrate pe secţiune este reprezentată în desen cu haşururi drepte. În stânga punctului c, în fibrele longitudinale va fi nu numai o deformaţie elastică ci şi una plastică de compresiune. În stânga punctului a temperatura punctelor secţiunii este de 600 C şi metalul în această zonă nu mai are proprietăţi elastice.

Pentru aceste puncte deformaţia elastică este egală cu zero iar diferenţa dintre deformaţia termică şi deformaţia totală la încălzire va reprezenta deformaţia plastică de contracţie. Deformaţiile plastice în secţiunea I-I sunt reprezentate în desen prin haşururi oblice.

Mărimea deformaţiilor plastice de contracţie în desen este delimitată de o linie orizontală s-t, atât timp cât deformaţiile plastice la temperatură mai mare de 600 C nu influenţează formarea în îmbinare a stării de tensiune. Componentele deformaţiei totale în secţiunea I-I sunt reprezentate în figura 10.9b.

În continuare sunt prezentate formulele pentru componentele deformaţiei totale, care sunt necesare în calculele ulterioare.

Pentru temperaturi maxime se pleacă de la formula cunoscută a lui Rîkalin

96

(10.24)

unde: în [w];o I, reprezintă curentul de sudare în A;o u, tensiunea arcului în v; , randamentul arcului;o v, viteza de sudare în m/sec;o , grosimea pieselor sudate în m;o c, căldura specifică volumică în J/(cm3C);o y, distanţa de la axa cordonului până la punctul dat în m.

Pentru atingerea scopului final (determinarea lui , bn, y*) trebuie ca în stadiul de încălzire să se determine bn şi . Aceşti doi parametrii se află din următoarele două condiţii:

(10.25)Condiţiile (10.25) se scriu sub formă dezvoltată:

(10.26)

în care: ; ;

Rezolvând sistemul (10.26) se obţine:

(10.27)

(10.28)

Deformaţiile plastice de contracţie în faza de încălzire în apropierea cordonului sunt mari şi de aceea deformaţia elastică de alungire care apare la răcire în zona bn atinge deformaţia termică t. Pentru a satisface ipoteza secţiunilor plane trebuie ca fibrele centrale să se alungească cu o anumită valoare (fig. 10.9d). Epura deformaţiilor plastice remanente de contracţie este dată în aceeaşi figură iar a celor elastice remanente în figura 10.9b.

Curba deformaţiilor plastice remanente maxime, este o funcţie complexă , care nu este convenabilă la integrarea următoare. De aceea curba svk o înlocuim cu o dreaptă care este reprezentată în figura 10.9c. Eroarea în acest caz este nesemnificativă.

Pentru epura celelalte deformaţii (deformaţia remanentă elastică), se pun următoarele condiţii:

(10.29)

În diferite puncte pe secţiunea I-I deformaţia elastică are expresia:

97

(10.30)Ţinând cont de (10.29) şi condiţiile (10.30) deformaţiile se pot prezenta

sub forma:

(10.31)

Rezolvând sistemul (10.31) se obţin următoarele expresii:

(10.32)

(10.33)

Se definesc astfel doi parametrii care permit construirea epurei deformaţiilor elastice longitudinale în secţiune transversală a îmbinării sudate.

Dacă se studiază un oţel care nu este slab aliat, atunci în relaţiile prezentate se înlocuiesc temperaturile de 500 şi 600 C cu temperaturile corespunzătoare ale oţelului considerat.

10.2.2. Metoda de calcul a lui TrociunÎn această metodă sunt valabile toate ipotezele folosite de Nikolaev şi

în plus se presupune că pe lăţimea zonei cu deformaţii plastice 2bn tensiunile remanente sunt repartizate uniform şi egale cu limita de curgere a materialului c. Din această ipoteză suplimentară trebuie ca în metoda de calcul a lui Trociun epura deformaţiilor plastice remanente de contracţie să se ia nu sub formă de trapez din linii curbe ci sub forma unui dreptunghi aşa cum este în figura 10.10.

Condiţia de echilibru a forţelor interne longitudinale în secţiune transversală are forma:

(10.34)unde: Fpl reprezintă suprafaţa secţiunii transversale a zonei cu deformaţii plastice;

p reprezintă tensiunile longitudinale din afara zonei plastice;F este suprafaţa secţiunii transversale a îmbinării.

98

Figura 10.10. Epura deformaţiilor plastice remanente după Trociun.

Condiţia (10.34) se poate prezenta după deformaţiile relative sub forma:(10.35)

Din ecuaţiile (10.34) şi (10.35) rezultă parametrii de calcul a stării de deformare la tensiuni:

(10.36)

Prin urmare, pentru determinarea lui p sau p, trebuie să se determine suprafaţa secţiunii transversale a zonei plastice Fpl. Dacă lăţimea zonei plastice este 2bn, iar grosimea plăcilor este , atunci . Problema se reduce la determinarea dimensiunii bn.

Primul mod de determinare al lui bn

După metoda lui Trociun bn=b1+b2. Zona b1 este limitată de temperatura T* la care se pierd proprietăţile elastice ale metalelor (pentru oţeluri cu conţinut scăzut de carbon 600 C; pentru aliaje pe bază de aluminiu 300 C; etc.). În zona b2 la atingerea temperaturilor maxime, deformaţia longitudinală totală a punctului analizat constă din deformaţia termică, deformaţia elastică şi deformaţia plastică. Deformaţiile plastice de compresiune sunt condiţionate aici mai ales de rigiditatea tablelor sudate. În zona b1, în stadiul de încălzire, deformaţiile elastice de compresiune nu se produc deoarece s-au transformat în deformaţii plastice de acelaşi semn.

Dimensiunea b1 se poate determina din formula lui Rîkalin pentru temperaturi maxime Tmax în zona de lângă cordon la distanţa „y” de axa cordonului fără a considera pierderile la o cedare superficială de căldură;

(10.37)

Dacă prin „y” se înţelege b1, iar prin Tmax temperatura T*, atunci din (10.37) rezultă.

(10.38)

unde 0 este grosimea plăcilor sudate, sau suma grosimilor în care se răspândeşte căldura de la sursa de încălzire, în cm;

99

v este viteza de sudare în cm / sec; q este puterea sursei termice în w;

este energia specifică de încălzire în J/cm2;

c este capacitatea calorică volumetrică în J/cm3C (Obs. Pentru oţeluri c este 5,2, pentru aliaje de aluminiu 2,7 şi pentru aliaje de titan 2,3).

Dimensiunea b2 = f(h, T, q0). La sudarea a două plăci cu lăţimea indicată h, dimensiunea b2 = k2(h-b1). Dacă se sudează plăci cu grosime diferită, de exemplu în dreapta lăţimea plăcii bdr, iar în stânga bstg, atunci în placă vor fi lăţimi ale zonei cu deformaţii plastice diferite:

Figura 10.11. Coeficientul k2 funcţie de q0 după Trociun.

Pe măsura creşterii lui h dimensiunea b2 se modifică continuu. Saturarea se face (de exemplu) la h = 30 cm. Atunci când h > 30 cm rezultă b2= k2(30-b1). În cazul cordoanelor de colţ secţiunea acestora se include în aria secţiunii zonei cu deformaţii plastice. Coeficientul K2 depinde de q0 şi se stabileşte din graficul din figura 10.11 pentru punctul de curgere dat al materialului, c.

Deoarece compoziţia chimică a metalului şi structura pentru diferite oţeluri de construcţie aproape că nu influenţează asupra repartizării căldurii la încălzirea prin sudare, prin metoda reducerii şi similitudinii se poate trece pur şi simplu de la valorile k2 pentru oţelul de aceeaşi marcă la valorile pentru oţel de altă categorie cu ajutorul funcţiei:

(10.39)

unde reprezintă limita de curgere a oţelului de altă categorie.

Al doilea mod de determinare al lui bn

La baza acestei metode este formula pentru deformaţii elastice de

100

compresiune în zona de mijloc a plăcii cu crestături, la încălzirea ei în intervalul de temperaturi de la 0 la T1. Astfel:

(10.40)

Deoarece:, vom scrie relaţia (10.39) sub forma:

(10.41)

Temperatura maximă pentru fibră pe distanţa y, adică în cazul studiat bn, ţinând cont de pierderile de căldură prin radiaţie, se defineşte prin formula:

(10.42), unde: q

este puterea efectivă a sursei de încălzire în J; v este viteza de sudare în cm/sec; este grosimea dată a plăcilor în cm; c este căldura specifică în J/cm3C; bn este semilăţimea zonei cu deformaţii plastice în cm; km este coeficientul de degajare termică superficială în J/cm2C; este conductibilitatea termică în J/cmC; este grosimea plăcii în cm.Dacă expresia din paranteză (relaţia 10.42) care ia în consideraţie

pierderile prin cedare de căldură superficială se notează prin „m” şi se ia în

consideraţie că , atunci ecuaţia (10.42) se poate scrie sub forma mai

scurtă:

(10.43)

Rezolvând împreună relaţiile (10.41) şi (10.42) funcţie de bn, obţinem:

(10.44)

La sudarea oţelurilor se recomandă ca pentru calculele practice să se ia următoarele valori ale coeficienţilor termofizici c=5,2 J/(cm3C); k/=0,008l/cm; =12x10-6 1/C. Ţinând cont de aceste valori şi luând pe E=2x107 MPa relaţia (10.44) ia forma:

(10.45)

unde (bn şi se iau în cm).

Pentru determinarea lui bn în funcţie de (10.45) trebuie la început să se ia m=0,6, să se calculeze bn, apoi după bn dat să se afle „m” şi să se compare cu „m” luat. Dacă eroarea va fi semnificativă se ia o nouă valoare a lui „m” şi

101

se repetă calculul. În cazul neglijării pierderilor de căldură prin radiaţie, „m”=1 şi valoarea bn se poate calcula cu relaţia:

(10.46)

Din datele lui Trociun diferenţa dintre valorile lui bn obţinute prin cele două metode nu este atât de mare. La sudarea unor plăci foarte mari ( ), formulele (10.45) şi (10.46) se simplifică:

(10.47)

(10.48)

10.3 Scheme şi măsuri tehnologice aplicate pentru diminuarea deformaţiilor generale şi locale

Sudarea, ca procedeu tehnologic de bază utilizat la asamblarea navelor, este însoţită de fenomene fizice şi mecanice complexe, încălzirea la temperaturi ridicate a metalului din zonele adiacente cordonului de sudură conduce la apariţia unui câmp de tensiuni şi deformaţii termice cvasistaţionar în raport cu sursa de căldură, ce se modifică continuu. Pe măsură ce căldura se propagă în masa întregii construcţii sudate, câmpul de temperaturi se egalează şi ulterior dispare după răcirea completă, spre deosebire de câmpul de tensiuni şi deformaţii, care nu dispare, deoarece procesul formării sale este ireversibil. Deoarece în timpul procesului de încălzire tensiunile din zona cordonului de sudură depăşesc limita de curgere, ele se conservă ulterior în procesul de răcire, devenind remanente. Ca rezultat întreaga construcţie sudată îşi va modifica forma şi dimensiunile iniţiale, contractându-se pe cele două direcţii principale în raport cu cordonul de sudură. Ia naştere astfel o contracţie longitudinală, pe direcţia cordonului de sudură şi una transversală faţă de acesta, ce depind în principal de energia termică liniară, qs [J/cm], dar şi de caracteristicile termo-fizice ale metalului, respectiv rigiditatea construcţiei sudate.

Determinarea prin calcul a acestor contracţii este posibilă în momentul de faţă, dar acest lucru nu înseamnă că aceste contracţii remanente pot fi evitate. Ele reprezintă un fenomen secundar nedorit dar inevitabil ce însoţeşte procesul de sudare. Deşi contracţiile remanente nu pot fi eliminate, ele pot fi diminuate şi uniformizate în întreaga construcţie sudată, astfel încât adaosurile tehnologice de montaj să poată fi diminuate sau chiar eliminate. în acest scop, la sudarea secţiilor de corp au fost concepute scheme de sudare de a căror respectare riguroasă depinde în mare măsură precizia de fabricaţie a acestora.

Schemele de sudare urmăresc în principiu uniformizarea contracţiilor

102

printr-o încălzire cât mai uniformă şi simetrică a elementelor prefabricate, astfel încât contracţiile să nu se amplifice spre una sau alta din extremităţile secţiei. Teoretic şi experimental se constată că existenţa unor tensiuni iniţiale de compresiune în zona în care se executa o îmbinare sudată, conduce la creşterea contracţiilor provocate de această îmbinare. Astfel, la executarea unui prim cordon de sudură, întreaga structură va fi supusă la compresiune pe cele două direcţii principale astfel încât cel de-al doilea cordon se va executa deja pe metal supus la compresiune. Ca rezultat, executarea cordoanelor de sudură progresiv, mergând de la un capăt al secţiei spre celălalt, va conduce la acumularea de tensiuni reziduale din ce în ce mai mari, astfel încât ultimele cordoane sudate vor da naştere unor contracţii reziduale având valori mult mai mari decât primele. În acest caz se constată că în final secţia sau construcţia sudată se contractă cu valori diferite la cele două extremităţi, fapt ce necesită prevederea unor adaosuri tehnologice mai mari, sau în cazul renunţării la acestea, rostui îmbinărilor de montaj va rezulta variabil, la asamblarea corpului navei pe cală.

În cele ce urmează vor fi prezentate schemele de sudare cele mai uzuale utilizate la sudarea secţiilor de corp şi suprastructură.

10.3.1 Scheme utilizate la sudarea tablelor de grosime mareRealizarea unei îmbinări sudate în cazul unor piese de grosime mare,

ridică în general probleme deosebite sub aspectul tensiunilor şi deformaţiilor reziduale provocate de sudare.

Aprecierea intensităţii regimului de sudare sub aspectul durităţii efectelor termice ce îl însoţesc se face cu ajutorul valorii energiei termice liniare cu care se execută cordonul:

şi care fizic reprezintă cantitatea de energie ce se transmite fiecărui centimetru de îmbinare sudată.

Regimurile de sudare intense, caracterizate de intensităţi mari ale curentului Is şi viteze mici de sudare vs, permit obţinerea unor secţiuni mari ale cordonului de sudură, dar provoacă tensiuni şi deformaţii reziduale mari, deoarece acestea sunt direct proporţionale cu energia termică liniară. Este evident că din punct de vedere al productivităţii este mai avantajoasă această variantă, dar de cele mai multe ori consumurile suplimentare de energie şi manoperă necesare îndreptării pieselor sudate fac ca această soluţie să devină neeconomică. Adesea, în aceste cazuri, se recurge la cordoane cu secţiune mai mică, executate cu energii liniare mai mici, secţiunea totală a cordonului realizându-se prin mai multe treceri sau straturi. Sudarea prin mai multe treceri diminuează considerabil deformaţiile remanente generale şi locale. Este cunoscut în teoria tensiunilor şi deformaţiilor reziduale faptul că în cazul unor cordoane de sudură situate la distanţe mici şi executate succesiv (decalat în timp, cel de-al doilea după răcirea primului), cel de-al doilea cordon măreşte valoarea

103

deformaţiilor totale numai în măsura în care secţiunea znei plastice totale devine mai mare. Astfel, la sudarea multistrat, deoarece practic cordoanele se suprapun, deformaţia totală generată de ecutarea îmbinării sudate depăşeşte cu puţin deformaţia reziduală provocată de executarea primului strat.

O influenţă deosebită asupra valorii tensiunilor şi deformaţiilor ziduale o are configuraţia şi dimensiunile cordonului de sudură. Modul prelucrare a marginilor are o influenţă semnificativă, prin mărirea secţiunii cordonului realizată cu metal de adaos. Acest fapt este evident, deoarece şi energia liniară va fi direct proporţională cu volumul de sudură ce depinde de secţiunea cordonului. Din acest aspect, cea mai avantajoasă situaţie este oferită de îmbinările fără teşirea marginilor, şi cu teşiri ce conduc la secţiuni minime ale cordonului.

Astfel, se constată că cea mai dezavantajoasă situaţie apare în cazul teşirii pe o singură parte, în V, deformaţiile fiind mai mici în cazul teşirii X şi semnificativ mai mici în cazul teşirii în dublu U.

În ceea ce priveşte deformaţiile unghiulare, ele vor fi mai mari în cazul sudării pe o singură parte, în special în cazul sudării fără teşire. Deformaţia unghiulară reprezintă un efect datorat neuniformităţii câmpului termic pe grosimea pieselor sudate. În cazul sudării cu teşirea marginilor, sau chiar fără teşire, dar cu deschidera rostului mare, arcul electric pătrunde până la rădăcina cordonului şi câmpul termic va avea practic un gradient neglijabil pe grosimea pieselor sudate.

Succesiunea depunerii cordoanelor de sudură prezintă o importanţă deosebită pentru reducerea tensiunilor şi deformaţiilor, ordinea şi succesiunea depinzând de grosimea pieselor şi de lungimea cusăturilor (fig. 10.12)

Succesiunea depunerii cordoanelor de sudură prezintă o importanţă deosebită pentru reducerea tensiunilor şi deformaţiilor, ordinea şi succesiunea depinzând de grosimea pieselor şi de lungimea cusăturilor (fig. 10.12)

Figura 10.12. Ordinea de depunerea a cordoanelor de sudură pe lungimea îmbinării.

În cazul cusăturilor scurte (până la 300...400mm), sudarea se va efectua de la un capăt spre celălalt (fig. 10.12a).

Dacă lungimea cusăturii este cuprinsă în intervalul 400...1200mm, sudarea se face de la mijloc spre capete (fig. 10.12b) şi este recomandat

104

chiar să se facă simultan, cu doi sudori.În cazul cordoanelor de lungime mare, se recomandă sudarea în

trepte inverse (sau pas de pelerin), fragmentând cordonul în porţiuni de (200...350) mm (fig. 10.12c), şi executându-le în ordinea din figură. În acest fel, sensul general în care se execută îmbinarea va fi diferit de sensul în care se sudează cordoanele elementare, astfel încât tensiunile vor fi mult diminuate.

Dacă sudarea se face în mai multe straturi, două straturi alăturate se sudează în sensuri inverse (fig. 10.13).

Figura 10.13. Sudarea în mai multe straturi

Dacă lungimea cusăturii este mai mare de 200...350 mm, se procedează oricum la fragmentarea cordonului (fig. 12.11c) la lungimea ce se poate executa cu un singur electrod. În acest caz, sfârşitul a două cordoane alăturate (fig. 10.13 b) se decalează cu circa 10...15 mm.

Ordinea de depunere a straturilor, la sudarea tablelor groase, influenţează tensiunile şi deformaţiile remanente. Ordinea depunerii cordoanelor trebuie aleasă astfel încât deformaţiile să fie minime (fig. 10.14), respectându-se precizările făcute anterior.

Figura 10.14. Ordinea de depunere a rândurilor şi straturilor.

În cazul îmbinărilor cap la cap cu teşire pe ambele părţi (fig. 10.14b) este evident că respectarea ordinii depunerii cordoanelor din figură necesită răsturnarea repetată a pieselor îmbinate. Acest lucru este dificil în cazul sudării cap la cap a tablelor de dimensiuni mari, astfel încât se poate

105

proceda ca în fig. 10.14a, realizând pe rând cordonul de pe o parte şi apoi, după răsturnarea panoului, cordonul de pe cealaltă parte.

La executarea cusăturilor multistrat, cu lungime mare, sudarea se face prin depunerea rândurilor următoare peste rândurile anterioare, înainte de răcirea ultimelor straturi sub 150...180C. Principalele scheme utilizate în acest caz sunt:

• în cascadă (fig. 10.15), la care se depune un rând de sudură cu o lungime de 100...300 mm, după care se reia de la aceeaşi distanţă şi se sudează până la primul rând, după care se continuă sudarea peste acesta până la acoperirea lui când se află încă în stare caldă, etc;

Figura 10.15. Schema de sudare în cascadă.

• în cocoaşă (fig. 10.16), la care după depunerea cordonului 2 peste cordonul 1, se continuă cu 100...300 mm în prelungirea primului rând, după care urmează depunerea cordonului 3 etc. Îmbinarea se extinde treptat de la mijlocul acesteia spre cele 2 capete;

Figura 10.16. Schema de sudare în cocoaşă• în blocuri (fig. 10.17), care constă în depunerea în straturi groase,

pe porţiuni mai ales în cazul operaţiunilor de reparaţii la piesele groase. Lungimea porţiunilor 1, 2, 3, ..., 9, este de 80...100 mm, între ele lăsându-se un spaţiu de 30...40 mm, care se sudează în final pentru a nu rigidiza piesa. La această schemă se sudează de regulă cu preîncălzire.

Figura 10.17. Schema de sudare în blocuri.

În general, pentru diminuarea tensiunilor şi evitarea pericolului de fisurare trebuie respectate o serie de recomandări, după cum urmează:

106

• în cazul cordoanelor simetrice, depunerea straturilor se face alternativ pentru a echilibra tensiunile şi deformaţiile (fig. 10.14b -10.14c);

• în cazul structurilor complexe, formate din înveliş şi elemente de rigidizare, cusăturile vor fi depuse de asemenea alternativ în raport cu axele de simetrie, iar în cazul în care se execută simultan două cusături, ele vor fi de asemenea simetrice.

Diminuarea tensiunilor şi deformaţiilor remanente se poate realiza folosind metoda preîncălzirii. Preîncălzirea conduce la micşorarea diferenţelor de temperatură între zonele calde şi reci şi conduce la dilatarea termică a construcţiei sudate în ansamblul său. Ca efect, dilatarea termică a zonei în care se execută cordonul se face liber şi nu va mai conduce la acumularea unor contracţii remanente (dilatări termice împiedicate) fapt ce reduce considerabil deformaţiile remanente. Astfel, se apreciază că preîncălzarea la temperatura de 200 C reduce cu 30% tensiunile şi deformaţiile remanente. Teoretic, preîncălzirea la temperaturi de 600...650C, la care oţelul îşi pierde proprietăţile elastice devenind pur plastic, conduce la eliminarea totală a tensiunilor remanente. Este însă evident că această metodă nu poate fi aplicată în ş i cazul construcţiilor sudate complexe cum sunt secţiile corpului navei. În cazul acestora diminuarea deformaţiilor remanente se poate face prin adoptarea unor scheme de sudare cu mai mulţi sudori care să conducă la o încălzire generală şi uniformă a întregii construcţii sudate. Adoptarea unei astfel de scheme are un efect similar metodei preîncălzirii, şi va fi abordată în continuare.

10.3.2. Scheme de sudare utilizate la asamblarea construcţiilor complexe

Secţiile corpului navei, atât cele plane cât şi cele curbe, sunt compuse dintr-un înveliş şi elemente de osatură sudate pe acesta. Asamblarea secţiilor se face în două sau mai multe etape tehnologice, în funcţie de complexitatea şi de sistemul de osatură al acestora.

De regulă, prima etapă tehnologică constă în asamblarea şi sudarea tablelor ce compun învelişul secţiei. În cazul secţiilor plane, sudarea tablelor învelişului se face automat, pe platoul de asamblare, iar schema de sudare adoptată trebuie să urmărească uniformizarea deformaţiilor pe cele două direcţii principale (lungime şi lăţime). Astfel, se recomandă ca sudarea să înceapă de la mijlocul secţiei spre cele două extremităţi, executând alternativ cordoanele de sudură de o parte şi de cealaltă a axei principale a secţiei cu care cordoanele sunt paralele (fig. 10.18a).

107

Figura 10.18. Schema de sudare a tablelor de înveliş.

Uniformizarea contracţiilor pe lungimea secţiei va fi mai bună dacă se adoptă schema din figura 10.18b, care presupune sudarea simultană a cordoanelor simetrice, cu două automate de sudare. În cazul cordoanelor foarte lungi, este recomandat ca ultima porţiune din cordon, extinsă pe circa 1/4 din lungimea sa totală, să fie executată în sens contrar (fig.10.18a).

În cazul îmbinărilor cap la cap pe ambele părţi, sudarea cordoanelor de completare la rădăcină se face cu inversarea sensului de sudare, respectând aceeaşi schemă.

Rezultate şi mai bune privind uniformizarea contracţiilor se pot obţine dacă executarea cordoanelor de completare se face plecând de la marginile secţiei spre centrul acesteia. Şi în acest caz se recomandă sudarea simultană a câte două cordoane în sensuri contrare. În cazul din figura 10.18b, cordonul 3 va deveni cordonul 1, după care se vor suda simultan cordoanele 2, ce îşi păstrează numărul de ordine, şi în final cordoanele 1 care primesc numărul de ordine 3.

Schemele de sudare prezentate se pot utiliza şi în cazul secţiilor curbe, de curbură mică sau în cazul în care secţia se execută pe un dispozitiv turnant ce permite sudarea semiautomată prin aducerea pe rând a cordoanelor într-o poziţie aproximativ orizontală.

Nerespectarea acestor scheme, spre exemplu prin executarea cordoanelor plecând de la un capăt spre celălalt pe direcţia lăţimii B şi, mai grav, executând toate cordoanele în acelaşi sens, conduce în final la valori diferite ale lungimii L a secţiei la cele două extremităţi (linia întreruptă din fig. 10.18a). La situaţia menţionată se ajunge dacă îmbinările se execută în ordinea indicată cu cifre romane.

La asamblarea secţiilor plane sau a secţiilor cu curburi mici, în etapa a doua, se asamblează şi se sudează osatura simplă. Executarea cordoanelor de colţ dintre elementele de osatură simplă şi înveliş se face de regulă automat sau semiautomat, iar schemele de sudare adoptate trebuie să respecte aceleaşi principii ca la sudarea tablelor de înveliş.

În ultima etapă tehnologică, cea de asamblare şi sudare a osaturii întărite, cordoanele se execută semiautomat sau manual. Schema de sudare va respecta principiile prezentate anterior. În fig. 10.19 este prezentată o astfel de schemă, în care se sudează cu doi sudori.

108

Figura 10.19. Schemă de sudare a osaturii întărite cu doi sudori.

În cazul în care îmbinările de colţ dintre cele două elemente de osatură întărită şi înveliş sunt bilaterale, sudarea pe cealaltă parte se face în sensuri contrare, repetând aceeaşi schemă.

Un caz particular îl constituie sudarea în sistem celular a osaturilor de panou, după asamblarea ambelor tipuri de osatură, atât a celei simple cât şi a celei întărite. Situaţia se întâlneşte la secţiile cu curburi pronunţate de la extremităţi ce se asamblează pe paturi fixe şi în unele cazuri la secţiile de dublu fund, când sudarea se face manual sau semiautomat. Schemele de sudare utilizate în acest caz respectă toate principiile prezentate anterior, având însă o complexitate mult mai mare.

În figura 10.20 este prezentată o schemă de sudare de acest tip ce presupune două posturi de lucru simultan (schemă cu doi sudori).

Figura 10.20. Schemă de sudare a osaturii, în sistem celular, cu doi sudori.

109

În această schemă de sudare sunt notate cu aceiaşi cifră romană, în ordine crescătoare, celulele ce urmează a fi sudate simultan. Schema de sudare urmăreşte încălzirea uniformă şi cât mai simetrică a întregii construcţii sudate. În acest scop celulele abordate simultan nu vor fi situate niciodată de aceeaşi parte a axelor de simetrie x şi y.

Sudarea începe din celulele I şi apoi II şi se extinde apoi pe diagonală la celulele III şi IV. Se revine apoi spre centrul secţiei sudându-se celulele V şi VI. Se continuă după aceeaşi idee spre periferie, pe direcţia axei y (celulele VII, VIII) şi apoi pe direcţia axei x (celulele IX, X), după care se revine din nou pe direcţia celor 2 diagonale cu sudarea celulelor XI, XII, etc. În plus se au în vedere următoarele reguli şi recomandări:

• cordoanele bilaterale se sudează în sensuri contrare;• ordinea de executare a cordoanelor se indică prin cifre arabe,

iar sensurile de sudare prin săgeţi;• diferenţa dintre numerele de ordine a două cordoane adiacente

trebuie să fie cât mai mare, dar de cel puţin o unitate;• cordoanele având acelaşi număr de ordine vor fi executate în

sensuri contrare în raport cu axele x şi y;• dacă sudarea se execută prin mai multe treceri, sensul

cordoanelor la fiecare trecere se inversează;• în cazul cordoanelor de lungime mare (situaţie întâlnită mai rar)

ultima porţiune de circa 1/4 din lungimea cordonului se va suda în sens contrar.

După cum se observă cu uşurinţă, schemele de sudare sunt relativ complicate şi din acest motiv aplicarea lor cu greşeli, chiar şj neintenţionate, poate fi frecventă. Pentru evitarea acestei situaţii se recomandă marcarea pe înveliş a sensului şi ordinii în care se execută fiecare cordon. Marcarea se poate face înainte de începere sudării, sau chiar înaintea debitării tablelor, odată cu marcarea liniilor teoretice ale elementelor de osatură.

După cum se observă din schema prezentată, toate celulele sunt parcurse în acelaşi sens (orar în acest caz) de unde şi denumirea de schemă de sudare rotativă.

Deoarece efectele favorabile sunt cu atât mai mari cu cât încălzirea întregii construcţii sudate este mai uniformă, este recomandată conceperea unor scheme cu cât mai mulţi sudori.

În figura 10.21 este prezentată o schemă cu 4 sudori (de regulă numărul acestora este un număr par), schemă care are totodată şi avantajul unei productivităţi în mod evident duble (durata procesului de sudare a secţiei este mult redusă).

110

Figura 10.21. Schemă de sudare cu patru sudori (varianta I).

În cazul acestei scheme de sudare, panoul secţiei este împărţit în două zone egale (A şi B), fiecare dintre acestea fiind atacată începând de la mijloc, repetând practic simultan schema din fig. 10.20 cu doi sudori. Numerotarea cu cifre arabe a ordinii de executare a cordoanelor se face pentru fiecare celulă în parte cu cifre de la 1 la 4, şi nu în continuare, pentru a uşura urmărirea schemei.

Pentru ca schema să rezulte corectă, celulele sudate simultan vor fi situate întotdeauna pe diagonală, fapt ce asigură respectarea restricţiilor prezentate anterior. În figură nu s-a mai făcut numerotarea cordoanelor din celulele cu numere mai mari decât II, aceasta fiind identică sau asemănătoare celei din primele celule.

O altă variantă ce poate fi utilizată este cea schiţată în fig. 10.22, la care cei 4 sudori pleacă din zona centrală spre periferie. În acest caz, primul cordon executat în cele patru celule I va fi dirijat diferit în raport cu cele două axe: două cordoane pe direcţia axei x şi două cordoane pe axa y. În caz contrar în schemă ar apărea cordoane bilaterale executate simultan la acelaşi element de osatură.

111

Figura 10.22. Schemă de sudare cu patru sudori (varianta II).

Această schemă de sudare conduce la deformaţii generale mai neuniforme pe lungimea secţiei (contracţii pe direcţia axei y mai mici în zona centrală decât la cele 2 capete ale axei x).

Se desprinde concluzia că este de preferat ca sudarea să înceapă din mai multe locuri simultan, locuri distribuite cât mai uniform pe suprafaţa secţiei.

Respectarea unor scheme de sudare riguros concepute conduce în final la deformaţii generale uniforme, fapt ce permite renunţarea la adaosurile de montaj. De fapt, adaosul de montaj se înlocuieşte cu un adaos de contracţie ce poate fi stabilit fie prin calcul, fie pe baze statistice, iar rosturile îmbinărilor cap la cap dintre secţiile corpului navei la montajul pe cală vor rezulta constante.

11.Tehnologia de asamblare şi sudare a elementelor prefabricateÎn acest capitol sunt prezentate succint recomandările şi restricţiile ce

stau la baza elaborării tehnologiei de asamblare şi sudare a diferitelor tipuri de secţii ce compun corpul navei. Prin elaborarea tehnologiei de asamblare se înţelege stabilirea etapelor tehnologice distincte ce concură la realizarea elementului prefabricat, elaborarea regimului de sudare propriu-zis şi a schemelor de sudare în cadrul fiecărei etape, cât şi precizarea tuturor operaţiunilor ce se execută în fiecare etapă precum şi utilajelor necesare.

11.1 Tehnologia de asamblare şi sudare a secţiilor planeÎn categoria secţiilor plane intră o mare parte a elementelor

prefabricate ale corpului şi majoritatea secţiilor de suprastructură, respectiv pereţii suprastructurilor navei. La corpul navei întâlnim secţii plane în zona cilindrică a navei, la bordaje şi în zona fundului. În aceeaşi categorie sunt incluse secţiile de pereţi transversali şi longitudinali. În total, aproximativ 50% din secţiile navelor de tonaje medii şi mari sunt secţii plane.

112

Având în vedere acest fapt, şantierele navale moderne şi-au dezvoltat linii tehnologice cu un grad ridicat de mecanizare şi automatizare, numite linii de secţii plane, în vederea creşterii productivităţii şi a nivelului calitativ al acestor elemente prefabricate.

În cele ce urmează va fi prezentată tehnologia clasică de asamblare a acestui tip de secţii, ulterior fiind abordate şi particularităţile ce apar în cazul asamblării acestora pe o linie de secţii plane.

Principalele etape tehnologice de asamblare a secţiilor plane sunt următoarele:

1. Asamblarea şi sudarea tablelor de învelişÎn această etapă, tablele ce formează învelişul sunt dispuse pe platoul

de asamblare, realizându-se centrarea acestora după liniile teoretice ale elementelor de osatură ce sunt marcate pe acestea. Se verifică rosturile (luftul) îmbinărilor cap la cap dintre filele de înveliş, corectitudinea prelucrării marginilor, după care se execută asamblarea în puncte de sudură, cu respectarea regulilor precizate anterior. Se sudează plăcuţele de capăt la începuturile cordoanelor, conform schemei de sudare stabilite.

Un aspect important îl constituie plasarea corectă a tablelor în raport cu suprafaţa teoretică a învelişului ţinând cont de grosimea filelor (dacă acestea au grosimi diferite). Dacă este cazul pe platou se dispun laine de compensare a diferenţelor de grosime şi abia ulterior se trece la prinderea în puncte de sudură. Această problemă apare deoarece osatura secţiei, ce urmează a fi sudată ulterior, se amplasează pe faţa interioară a învelişului secţiei (suprafaţa teoretică a învelişului).

În cazul tablelor debitate cu plasmă trebuie să se ţină cont de faptul că suprafaţa tablei face cu muchia debitată un unghi diferit de 90° (86°...88°), astfel încât, la îmbinările fără prelucrare, tablele trebuie dispuse cu deschiderea unghiului în sus (fig. 11.1), ţinând cont de partea pe care urmează să se sudeze (astfel încât prima trecere să se realizeze în canal).

În general, această problemă se realizează din start, dacă înainte de debitarea tablelor se face marcarea pe acestea a liniilor teoretice, ele fiind reprezentate pe suprafaţa teoretică a învelişului la :toate filele adiacente.

Astfel, în mod implicit, deschiderile lufturilor vor rezulta în poziţie corectă.

Figura 11.1. Îmbinarea cap la cap a două file debitate cu plasmă.

În continuare se execută lucrările pregătitoare pentru sudare, curăţarea lufturilor şi se trece la sudarea filelor. În figura 11.2 este prezentată schema de sudare şi schiţa axonometrică a etapei. Trebuie precizat faptul că

113

fiecare etapă tehnologică este însoţită de o schiţă care prezintă aspectul general al secţiei la sfârşitul acelei etape. Schema de sudare aferentă poate fi reprezentată pe schiţa etapei sau separat, atunci când acest lucru nu este posibil.

Figura 11.2. Asamblarea şi sudarea tablelor învelişului.

După sudarea filelor învelişului se verifică dimensiunile panoului şi se completează, dacă este cazul, trasajul liniilor teoretice în conformitate cu documentaţia de trasaj. Fixarea prin sudare în puncte a panoului de platoul de asamblare nu este recomandabilă. Pentru a împiedica desprinderea panoului de platou pe parcursul etapelor ulterioare, se recomandă fixarea acestuia pe contur dispunând din loc în loc plăcuţe de blocare sau alte sisteme similare celui din fig. 11.3.

Figura 11.3. Sistem de blocare a panoului pe platoul de asamblare.1 - panoul secţiei; 2 - sistem de blocare; 3 - platoul de asamblare.

Plăcuţele de blocare a panoului pe planul platoului nu se vor suda de panou, pentru a permite manifestarea liberă a contracţiilor, fără a tensiona suplimentar secţia. În cazul secţiilor grele, cu grosimi mari ale învelişului, acestea se pot executa complet liber fără blocaje mecanice. În acest caz, pentru a ţine sub control deformaţiile, acolo unde este posibil se vor monta pe contur spioni (fig. 11.4). Este evident că între cele două plăcuţe spion nu trebuie să existe legătură mecanică.

Figura 11.4. Utilizarea plăcuţelor spion.

114

2. Asamblarea şi sudarea osaturii simpleÎn această etapă, elementele de osatură simplă sunt centrate, ţinându-

se cont de poziţia liniilor teoretice trasate pe panou. Se va avea în vedere dispunerea corectă a grosimii inimii şi orientarea corectă a aripii sau bulbului profilului faţă de liniile teoretice, în conformitate cu documentaţia de trasaj. În fig. 11.5 este prezentat modul de dispunere a osaturii din profile laminate, respectiv flanşate, în concordanţă cu regulile privind liniile teoretice. Nerespectarea acestor reguli poate conduce la dificultăţi majore sau chiar la imposibilitatea asamblării corpului navei.

Figura 11.5. Dispunerea corectă a osaturii simple în raport cu liniile teoretice.

Asamblarea osaturii se face cu respectarea tuturor recomandărilor făcute anterior (vezi paragraful reguli şi măsuri tehnologice generale folosite la asamblare), utilizând sculele speciale necesare. Schema etapei tehnologice, inclusiv cea de sudare este prezentată în fig. 11.6.

Figura 11.6. Asamblarea şi sudarea osaturii simple.

Schema de sudare prezentată ţine cont de numărul elementelor de osatură, astfel încât încălzirea să fie cât mai uniformă şi simetrică în raport cu axele secţiei, utilizându-se două posturi simultane de lucru (nu se sudează simultan de aceeaşi parte a axei Ox sau Oy).

De regulă, sudarea se face automat, dar există şi cazuri în care sudarea se execută manual. Dacă sudarea se execută manual, se recomandă sudarea în trepte inverse, de lungime egală cu lungimea

115

cordonului ce se poate realiza cu un singur electrod. În acest caz deformaţiile provocate de sudare vor fi mai reduse, dar productivitatea va fi mai mică.

Schema de sudare prezentată rămâne valabilă, ea indicând ordinea şi sensurile generale de sudare.

Sudarea pe cealaltă parte se poate face după aceeaşi schemă, inversând sensurile de sudare. Contracţiile vor fi mai uniforme dacă sudarea de completare la rădăcină se face plecând de la periferie spre centru. În acest caz, cordoanele 4 vor fi sudate numai după răcirea completă a cordoanelor 3 (fig. 11.7).

Figura 11.7. Schema de sudare a osaturii simple.

Dacă sudarea se execută conform acestei scheme (fig. 11.7), lungimile finale ale laturilor secţiei paralele cu axa Ox vor rezulta egale cu lungimea secţiei măsurată în axă, în timp ce dacă se aplică schema din fig. 11.6, aceste lungimi vor rezulta mai mici (contracţii neuniforme pe direcţia axei Ox).

După sudare se face verificarea dimensiunilor generale precum şi a toleranţei de dispunerea elementelor de osatură. Valorile admisibile sunt: a = ± 2mm; b = ± 5mm (vezi fig. 11.6).

Trebuie remarcat faptul că în practica tehnologică a şantierelor, după fiecare etapă tehnologică se trece la îndreptarea secţiei, în vederea eliminării pe cât posibil a deformaţiilor locale. Operaţia, greşit numită "detensionare", este necesară deoarece se aplică scheme de sudare greşite sau nu se respectă schemele de sudare. Ca rezultat, apar deplanări ale panoului ce creează dificultăţi la asamblarea osaturii în etapele ulterioare.

Îndreptarea secţiei, care nu reduce tensiunile remanente ci chiar introduce tensiuni suplimentare, se face de regulă prin încălzire liniară sau locală şi are ca efect apariţia unor deformaţii locale remanente de sens contrar celor generate de sudare. Totodată, poate conduce la creşterea contracţiei generale. Din această cauză este mai indicat să se stabilească o tehnologie de asamblare şi sudare corectă, care să fie riguros respectată, astfel încât deformaţiile locale să se încadreze în limite acceptabile şi

116

ulterior, după finalizarea completă a secţiei, să se treacă la îndreptare.

3. Asamblarea şi sudarea osaturii întăriteÎn această etapă se verifică trasajul liniilor teoretice ale osaturii

întărite, după care osatura este poziţionată în raport cu liniile teoretice urmând a se asambla în puncte de sudură. În etapa următoare se trece la sudarea osaturii de panou, pe baza schemei de sudare stabilite. Schiţa axonometrică a acestei etape este prezentată în fig. 11.8.

Figura 11.8. Asamblarea şi sudarea osaturii întărite.

În acest caz, schema de sudare este de preferat a fi precizată separat, pentru a fi suficient de clară. Această schemă care respectă principiile prezentate anterior este dată în figura 11.9.

Figura 11.9. Schema de sudare a osaturii întărite.

Sudarea osaturii întărite se face de regulă semiautomat, schema prezentată cu doi sudori putând fi aplicată şi în cazul sudării manuale. Cu cifre romane a fost precizată ordinea şi sensul general de executare a

117

cordoanelor, iar cu cifre arabe sunt prezentate secvenţele de executare a fiecărui cordon. Se observă că s-a aplicat principiul metodei de sudare în trepte inverse cu precizarea că sudarea cordoanelor 15 va începe numai după răcirea completă a cordoanelor 14.

Schema de sudare din figura 11.9 poate fi aplicată şi în cazul sudării cu patru posturi de lucru, caz în care cordoanele I şi II, respectiv III şi IV vor fi executate simultan în acest caz, timpul de sudare se reduce la jumătate, concomitent cu o mai bună uniformizare a contracţiilor generale. După sudarea osaturii întărite pe panou se trece la sudarea osaturii simple de cea întărită.

După finalizarea secţiei se face verificarea deformaţiilor generale şi locale şi dacă acestea nu se încadrează în toleranţele admise se face îndreptarea prin încălzire liniară şi locală. În final se predă secţia la controlul tehnic de calitate.

11.2 Linii tehnologice pentru asamblarea şi sudarea secţiilor plane

Una din preocupările principale ale compartimentelor tehnologice din şantierele navale o constituie introducerea unor linii tehnologice automatizate sau mecanizate pentru asamblarea şi sudarea elementelor prefabricate plane. Prin mecanizarea şi automatizarea proceselor de fabricaţie, se realizează însemnate reduceri de manoperă şi creşteri substanţiale ale productivităţii muncii. În prezent şantierele navale din lume au adoptat diferite sisteme de linii tehnologice pentru sudarea secţiilor plane, şi anume:

-linii cu sudarea panourilor pe ambele părţi;-linii cu sudarea panourilor pe o singură parte.Liniile din prima categorie sunt răspândite în Europa, majoritatea fiind

de tipul ESAB-HEBE (Suedia). Aceste linii au lungimi mari de 200...250m şi asigură un flux tehnologic continuu, iar prin dispozitivele componente şi sistemele de transport asigură o productivitate ridicată. Inconvenientele acestor linii constau în faptul că necesită hale supraînălţate pentru a face posibilă răsturnarea panoului în vederea completării la rădăcină.

Liniile cu sudarea panoului pe o singură parte sunt realizate în principal în Japonia. Acestea au avantajul că nu necesită hale înalte şi prin eliminarea operaţiei de răsturnare, manopera totală necesară unei secţii va fi mai mică.

La adoptarea configuraţiei şi proiectarea acestor linii trebuie avute în svedere mai multe criterii dintre care se menţionează:

- sistemele tehnologice componente trebuie să aibă un caracter flexibil pentru a putea realiza o gamă cât mai largă de secţii plane;

- posturile de bază componente trebuie să permită utilizarea tuturor procedeelor de sudare posibil a fi folosite;

- linia tehnologică trebuie să fie încadrată firesc în fluxul tehnologic general al atelierelor de confecţionat şi asamblat, astfel încâtsă se realizeze o continuitate a fluxului, fără întoarceri, ştrangulări sau blocări ale

118

suprafeţelor de producţie;- precizia de debitare a tablelor panoului trebuie să se încadreze în

toleranţa de 1mm/12m lungime, fapt ce presupune existenţa unor maşini de debitat cu plasmă;

- sistemele de ridicat şi transportat componente ale liniei nu trebuie să deformeze tablele şi profilele şi să nu le magnetizeze;

- dimensionarea şi organizarea liniei tehnologice trebuie să ţină seama de tipul şi dimensiunile navelor ce se execută în şantier precum şi de mărimea spaţiului disponibil;

- împărţirea liniei în posturi trebuie să asigure realizarea completă a unei etape tehnologice de bază, cu un necesar minim de operaţii de bază şi auxiliare, într-un timp cât mai redus;

- dimensiunile posturilor de bază trebuie să permită asamblarea secţiilor plane de dimensiuni maxime care se execută în şantier;

- instalaţiile de sudare să aibă un grad sporit de automatizare, să fie conduse în control numeric sau secvenţial, astfel încât să se poată suda cu o gamă cât mai largă de procedee de sudare.

Totodată, aceste instalaţii trebuie să asigure poziţionarea rapidă şi precisă a elementelor de construcţie, urmărirea automată a denivelărilor îmbinărilor cap la cap.

Trebuie menţionat faptul că deformaţiile generale rezultate după asamblarea secţiilor plane pe aceste linii tehnologice sunt mai mari decât în cazul aplicării tehnologiei clasice prezentate anterior.

Uniformizarea acestor deformaţii poate fi făcută dacă sudarea în fiecare etapă tehnologică se începe de la mijlocul secţiei, mergând alternativ spre cele două extremităţi.

Ca dezavantaj cresc timpii auxiliari consumaţi cu deplasările secţiei în fiecare post de sudare şi este necesară stabilirea unei scheme de sudare convenabile în fiecare etapă sau post al liniei tehnologice.

11.3 Tehnologia de asamblare şi sudare a secţiilor curbeSecţiile curbe de corp se află cu precădere la extremităţile navei şi sunt

de două tipuri: secţii curbe deschise şi secţii curbe închise sau de volum.Secţiile curbe deschise sunt realizate din înveliş şi elemente de

osatură simplă şi întărită, diferind de cele plane prin faptul că învelişul acestora este o suprafaţă cu dublă curbură. în această categorie sunt incluse secţiile de bordaj din afara zonei cilindrice, secţiile de punte, secţiile de fund ale navelor fără dublu fund de la extremităţi sau chiar din zona centrală în cazul navelor cu fund stelat. Pentru asamblarea acestor secţii este necesară utilizarea unui dispozitiv tehnologic şi anume: stend sau pat.

Secţiile de volum sunt delimitate la exteriorul lor de o zonă curbă a învelişului, iar spre interior de învelişul unei punţi sau a unui perete longitudinal de regulă plan şi include elementele de structură ce fac legătura între cele două învelişuri. în această categorie intră secţiile de dublu fund, dublu bordaj sau secţiile tancurilor de ruliu şi gurnă ale vrachierelor.

119

Asamblarea acestor secţii se face de regulă pe platoul de asamblare utilizând ca suprafaţă de sprijin învelişul plan al secţiei de volum. Spre exemplu secţiile de dublu fund se asamblează în poziţie răsturnată pe învelişul punţii dublului fund, particularităţile legate de asamblarea acestor secţii fiind abordate ulterior. În ceea ce priveşte secţiile curbe deschise, acestea se împart la rândul lor în două tipuri:

a) secţii la care filele învelişului sunt prevăzute pe contur cu adaosuri tehnologice

b) secţii la care filele învelişului sunt debitate la dimensiuni nominale.În prima categorie intră secţiile ce au săgeţi mari de curbură şi

curburi complexe, la care desfăşurarea cât şi procesul de fasonare al tablelor nu poate asigura o precizie suficientă. Din această cauză filele învelişului sunt prevăzute cu plusuri de montaj pe acele margini ce urmează a fi sudate de filele adiacente. Aceste adaosuri urmează a fi îndepărtate după necesităţi, astfel încât îmbinările cap la cap să fie amplasate pe traseele prestabilite şi marcate pe secţiunile utilajului tehnologic. În acelaşi timp rostul îmbinării trebuie să rezulte constant şi la valoarea impusă în tehnologia de sudare. Mărimea acestor adaosuri depinde de precizia de fabricaţie luând valori cuprinse între (20...40)mm. În cele ce urmează vor fi abordate particularităţile tehnologiei de asamblare a secţiilor curbe de tipul a), cazul b), al secţiilor de curbură mică (ex.: secţii punte), constituind un caz ce poate fi particularizat cu uşurinţă.

11.3.1 Tehnologia de asamblare a secţiilor curbe deschise pe dispozitiv

Înainte de a începe asamblarea propriu-zisă, prima operaţiune constă în verificarea centrajului utilajului tehnologic ce urmează a fi utilizat iar în cazul utilajelor de tip universal, reglarea acestora funcţie de forma secţiei curbe ce urmează a fi asamblate.

Etapele în care se asamblează secţiile curbe sunt în principiu aceleaşi ca şi în cazul secţiilor plane, caz ce a fost abordat anterior. Toate recomandările anterioare cu referire la tehnologia de sudare, scheme de sudare etc, rămân valabile astfel încât nu se va mai reveni asupra lor.

1. Etapa a 1-a — asamblarea şi sudarea învelişului secţiei În această etapă, tablele vor fi aduse şi centrate pe rând pe dispozitiv în

vederea însemnării adaosurilor tehnologice. Astfel, se aduce tabla I şi se aşează pe dispozitiv urmărind ca liniile teoretice trasate pe aceasta să coincidă cu liniile teoretice ale secţiunilor dispozitivului, ce materializează de regulă osatura transversală a secţiei (vezi fig. 11.10).

Cu tabla I centrată provizoriu, se înseamnă pe aceasta liniile teoretice ale cusăturilor A şi B, transmiţând pe dedesubt poziţia acestora de pe secţiunile dispozitivului. Se dă jos tabla de pe dispozitiv şi cu ajutorul unor flexibili se trasează cusăturile pe tablă. În continuare se taie adaosurile tehnologice b şi se pregătesc marginile pentru sudare. Tabla se recentrează pe dispozitiv şi se fixează de secţiunile acestuia pe dedesubt.

120

Figura 11.10. Confecţionarea panoului de înveliş.

Dacă este cazul, tabla este trasă cu ajutorul unor întinzători sau al altor scule echivalente, până ce ia forma dispozitivului.

Se aduce tabla II şi se aşează pe dispozitiv, suprapunând-o parţial peste tabla I cu adaosul b ce urmează a fi însemnat. Se înseamnă cusătura B pe dedesubt, după marginea tablei I precum şi cusătura C trasată după semnele de pe secţiunile dispozitivului. Se desprinde tabla II de pe dispozitiv, se trasează adaosurile b, se taie şi se pregătesc marginile pentru sudare. În continuare, tabla este recentrată şi fixată mecanic de secţiunile dispozitivului, după care este asamblată în puncte de sudură de tabla 1. Se continuă cu tablele III, IV, etc, până ce întreg învelişul este asamblat pe dispozitiv.

În continuare se execută lucrările pregătitoare pentru sudare ce au fost precizate anterior (curăţarea rosturilor, sudarea plăcuţelor de capăt, etc.) şi se trece la sudarea prin interior a îmbinărilor cap la cap aplicând o schemă de sudare adecvată. De regulă, sudarea se execută manual, doar atunci când este posibil, se recomandă sudarea semiautomată în mediu de gaz (MAG-CO2, CORGON, etc). Pentru aceasta, dispozitivul tehnologic trebuie să fie un pat turnant, care să permită aducerea pe rând a îmbinărilor sudate într-o poziţie cât mai apropiată de cea orizontală.

În şantierele navale moderne se recurge chiar la sudarea pe suport (plăcuţă ceramică), astfel încât să se elimine necesitatea operaţiei de completarea la rădăcină. Trebuie făcută observaţia că în cazul secţiilor care au un număr mare de file ale învelişului, centrarea tablelor poate începe cu una situată la mijlocul secţiei (tabla II sau III), continuând apoi simultan cu tablele adiacente pe două fronturi de lucru. În acest mod se reduce timpul total de asamblare a învelişului în această etapă tehnologică.

2. Etapa a II-a - asamblarea şi sudarea osaturii simple

121

Asamblarea acestor elemente de osatură se face la fel ca şi în cazul secţiilor plane. Se recomandă utilizarea unor dispozitive tehnologice turnante, astfel încât să se poată utiliza sudarea semiautomată a osaturii de panou. Dacă asamblarea secţiei se execută pe un dispozitiv fix, iar sudarea osaturii se face manual (cazul din fig. 11.10), elementele de osatură simplă sunt poziţionate şi asamblate în hafturi (puncte de sudură), iar sudarea propriu-zisă se face în final, după asamblarea osaturii întărite utilizând o schemă de sudare în sistem celular, astfel încât tensiunile remanente să fie diminuate la maximum. în cazul paturilor turnante, este însă de preferat ca sudarea să se execute la sfârşitul acestor etape, semiautomat, crescând astfel în mod corespunzător productivitatea.

În figura 11.11 este prezentată schiţa axonometrică a acestei etape şi schema de sudare utilizată în cazul îmbinărilor de colţ bilaterale, schema de sudare pe cealaltă parte are în vedere inversarea sensurilor de sudare, fiind valabile toate precizările făcute, cu sublinierea faptului că în cazul secţiei din figura 11.11, sudarea cordonului 8 va începe după răcirea completă a cordonului 7.

Figura 11.11. Asamblarea şi sudarea osaturii simple.

În schema prezentată în figura 11.11, pe o latură a secţiei s-au precizat sensurile şi ordinea de sudare a cordoanelor de colţ de pe faţa pupa a elementelor de osatură, iar pe cealaltă latură cordoanele de pe cealaltă parte (săgeţile cu linie întreruptă).

3. Etapa a IlI-a - asamblarea şi sudarea osaturii întărite Succesiunea operaţiunilor în această etapă este similară celei prezentate la asamblarea şi sudarea secţiilor plane cu precizările suplimentare făcute la etapa anterioară (etapa a Ii-a) de asamblare a secţiilor curbe. Schema de sudare în această etapă corespunde cazului în care sudarea osaturii simple s-a făcut în etapa a IÎ-a. În caz contrar, atunci când nu este posibilă sudarea semiautomată, schema de sudare va corespunde situaţiei mai convenabile în care sudarea tuturor elementelor de osatură se face în final, după

122

asamblarea integrală a acestora.Schiţa etapei tehnologice este prezentată în figura 11.12, iar schema de

sudare în figura 11.13. După sudarea tuturor elementelor de osatură, secţia se desprinde de dispozitiv şi se răstoarnă, dacă este cazul, în vederea completării la rădăcină a îmbinărilor cap la cap dintre filele învelişului. Înainte de sudarea pe cealaltă parte se curăţă rădăcinile cordoanelor prin crăiţuire, fie mecanic (cu dalta pneumatică), fie prin procedeularc-aer.

Figura 11.12. Asamblarea osaturii întărite.

I

Figura 11.13. Schema de sudare a osaturii întărite.

13.3.2 Tehnologia de asamblare şi sudare a secţiilor de volumUnul din cazurile reprezentative îl constituie tehnologia de

asamblare a secţiilor de dublu fund, caz ce va fi abordat în continuare. Toate

123

particularităţile ce vor fi evidenţiate pot fi cu uşurinţă extrapolate şi pentru cazul asamblării altor tipuri de secţii de volum menţionate anterior.

Asamblarea secţiilor de dublu fund se face pe platoul de asamblare, în poziţie răsturnată, pe plafonul dublului fund, în următoarele etape tehnologice:

1. Etapa a 1-a - asamblarea şi sudarea tablelor plafonului dublului fundI Această etapă este identică etapei similare de la asamblarea secţiilor

plane. După sudarea tablelor panoului dublului fund, acesta este poziţionat pe suprafaţa de sprijin materializată de platoul de asamblare de tip stelaj. În lipsa unui astfel de platou, suprafaţa de sprijin va fi materializată prin plăcuţe sudate pe şinele de cale ferată încastrate în pardoseala halei atelierului de asamblare. Se recomandă ca plăcuţele să fie consolidate cu diagonale sau gusee, iar abaterea de la planeitate a punctelor de sprijin (numite şi reglaje) trebuie să fie de ± 1 mm. Fixarea plăcuţelor şi verificarea planeităţii se face cu ajutorul teodolitului şi a nivelei cu tub flexibil, t

Figura 11.14. Platou materializat cu plăcuţe de montaj.h = (400...500) ±1mm; t = (300...600)mm

b = (60...80)mm; s = (8...15)mm

Pasul t al plăcuţelor şi dimensiunile acestora depind de dimensiunile şi masa secţiei ce urmează a fi asamblată. Se recomandă ca liniile teoretice ale structurii secţiei să fie dispuse în diagonală faţă de direcţia de amplasare a şinelor platoului, respectiv a plăcuţelor de reglaj. După centrare, panoul se fixează mecanic pe contur şi din loc în loc de plăcuţele de reglaj. În acest mod se împiedică deplasarea sa în etapele următoare.

2. Etapa a 11-a - asamblarea şi sudarea osaturii simpleîn această etapă se asamblează şi se sudează de regulă

longitudinalele plafonului dublului fund. Succesiunea operaţiunilor efectuate, schemele de sudare, etc, sunt identice etapei similare de la asamblarea secţiilor plane.

3. Etapa a IH-a - asamblarea şi sudarea varangelor şi a suporţilor

124

secţiei de fundAsamblarea acestor elemente de osatură întărită începe cu

poziţionarea şi asamblarea suportului central după care se continuă cu asamblarea unei varange situate la mijlocul lungimii secţiei (varanga de la C56 - fig. 11. 15a). În continuare, se avansează simultan pe patru fronturi de lucru, mergând spre extremităţi, simultan în cele două borduri. Astfel, se asamblează panourile suporţilor laterali situate între C53 şi C59 (ce se întrerup la varange), se continuă cu încă patru varange, din nou cu suporţii laterali, etc, până se ajunge la cele două extremităţi pupa şi prova ale secţiei. Pe măsură ce se avansează se fac ajustările necesare datorate erorilor acumulate în procesul de fabricaţie, astfel încât să se asigure verticalitatea şi dispunerea corectă pe liniile teoretice a elementelor de osatură menţionate. În cazul înălţimilor mari ale acestora, verticalitatea se asigură temporar cu ajutorul unor diagonale cu întinzători.

Suporţii şi varangele se asamblează atât de învelişul plafonului dublului fund, cât şi unele de altele. Nu este indicat ca haftuirea acestora între ele să se facă după sudarea lor de înveliş, deşi în unele şantiere navale se recurge şi la acest procedeu. După asamblarea elementelor de osatură întărită, acestea se sudează de înveliş după o schemă în sistem celular, manual sau semiautomat. În figura 11.16a este prezentată schema axonometrică a etapei, respectiv în figura 11.26b schema de sudare.

În această schemă, cu cifre romane şi cifre arabe este precizată schema de sudare a osaturilor de panoul dublului fund, indicându-se sensurile de sudare numai pentru opt celule (celulele I şi II). Schema respectă regulile precizate anterior şi urmăreşte totodată reducerea timpilor auxiliari consumaţi la schimbarea celulei abordate.

f

Figura 11.16a. Asamblarea osaturii întărite pentru o secţie de dublu fund.

În această schemă, elementele de osatură au fost reprezentate simplificat (fără găuri de uşurare, etc.) indicându-se cu cifre arabe ordinea de asamblare a acestora. Trebuie subliniat faptul că nu este recomandată asamblarea întâi a tuturor varangelor şi apoi a suporţilor laterali, procedeu

125

mare consumator de manoperă pentru lucrări de ajustaj şi care conduce la o precizie scăzută, şi nici sudarea întâi a suporţilor şi apoi a varangelor. Total neindicat este şi haftuirea varangelor de suporţi, după sudarea acestora de înveliş, caz în care se produc abateri de la continuitate a suporţilor laterali la îmbinarea cu fundul, sau curbarea îmbinărilor de colţ dintre varange şi suporţi.

Figura 11.16b. Schema de sudare pentru etapa a IlI-a.

După sudarea osaturii întărite de înveliş se trece la sudarea cordoanelor de colţ verticale dintre aceste elemente (varange şi suporţi). Aceste cordoane se execută în trepte inverse, cu sensul general de sus în jos (vezi fig. 11.17a).

Figura 11.17a. Schema de sudare a osaturii întărite.

Cordoanele I şi II, respectiv III şi IV, pot fi executate şi simultan, dar

126

deformaţiile şi tensiunile remanente vor fi mai mari. Sudarea îmbinărilor bilaterale duble de colţ începe cu un prim nod situat în centrul secţiei (suportul central şi varanga de la coasta 56) şi se continuă cu patru posturi de lucru pe cele două diagonale ale secţiei, spre pupa şi prova. În continuare, se revine spre centrul secţiei, sudându-se simultan câte patru noduri simetrice faţă de centrul secţiei (nodul 1). În schema de sudare din fig. 11.17b, cu cifre arabe în cercuri tangente la noduri este indicată ordinea de sudare a verticalelor.

Figura 11.17b. Ordinea de sudare a verticalelor.

Trebuie subliniat faptul că sudarea fiecăruia din cele patru cordoane trebuie făcută după răcirea completă a cordonului sudat anterior la acelaşi nod. Sub acest aspect, metoda prezentată deşi conduce la tensionarea minimă a secţiei, presupune un consum de timp mai mare, datorită timpilor de aşteptare, cât şi a celor consumaţi pentru deplasarea sudorului dintr-o celulă în alta pentru sudarea fiecărui nod. Rezultate bune pot fi obţinute şi prin sudarea pe rând a celor patru cordoane verticale din fiecare celulă. În acest caz, ordinea de sudare a celulelor va fi cea indicată cu cifre romane şi coincide cu cea adoptată la sudarea osaturii întărite de panou. Astfel verticalele vor fi sudate în fiecare celulă începând cu verticala situată în punctul de încept al cordonului 1 şi se va continua cu celelalte verticale în sensul dat de săgeţile sensurilor de sudare ale schemei în sistem celular din figura 11.17b.

Trebuie făcută observaţia că în cazul acestei scheme, cei patru sudori se întâlnesc o singură dată la nodul central, unde se intersectează planul diametral cu C56. Dacă se întâmplă acest lucru, sudarea acestui nod se va face conform schemei din figura 11.17a, fiecare cordon fiind sudat după răcirea cordonului executat anterior.

4. Etapa a IV-a - asamblarea şi sudarea longitudinalelor de fund şi a

127

învelişului secţieiÎn această etapă grinzile longitudinale de fund sunt poziţionate în

decupările existente în varange şi sunt asamblate şi sudate de varange. În acest caz, decupările din varange vor fi de tipul celor din fig. 11.18a (decupări cu toleranţă strânsă).

Figura 11.18. Decupări tehnologice în elementele de osatură.

După sudarea longitudinalelor în alveole, se trece la asamblarea tablelor fundului. Acestea sunt poziţionate una câte una începând cu tabla chilei plate şi continuând simultan spre cele două borduri, într-o succesiune de operaţii identică celei prezentate la asamblarea învelişului secţiilor curbe pe dispozitiv.

După asamblarea învelişului se trece la sudarea cap la cap a filelor fundului, utilizând o schemă de sudare adecvată. Pentru reducerea tensiunilor, se poate proceda la fixarea mecanică a tablelor de suporţi şi varange (cu întinzători, pe dedesubt), fără ca acestea să fie haftuite de osatură, cel puţin în zona plată a fundului. În acest caz, prinderea tablelor în puncte de sudură de suporţi, varange şi longitudinale se va face după sudarea tablelor între ele. În acest fel, contracţiile provocate de sudarea cap la cap se pot manifesta aproape liber, fără a tensiona suplimentar restul secţiei.

După. sudarea învelişului, secţia se desprinde de platou şi se răstoarnă în poziţie normală. În această poziţie se trece la sudarea învelişului fundului de varange suporţi şi longitudinale.

Se utilizează în acest scop aceeaşi schemă în sistem celular (fig.11.16b), cu menţiunea că întâi se sudează grinzile longitudinale de înveliş şi apoi suporţii şi varangele, conform schemei amintite. Sudarea longitudinalelor se face cu respectarea regulilor prezentate în paragraful scheme de sudare, pe baza unei scheme ce va fi utilizată în toate celulele.

În figura 11.18 este prezentată schiţa etapei şi schema de sudare a învelişului fundului.

128

Figura11.18. Asamblarea şi sudarea învelişului fundului.

O variantă utilizată cu rezultate bune, constă în asamblarea şi sudarea separată a tablelor fundului pe platou, urmată de sudarea longitudinalelor fundului, cel puţin în zona plată a acestuia. Succesiunea operaţiunilor şi schemele de sudare vor fi în acest caz identice cu cele prezentate anterior pentru primele două etape de asamblare a secţiilor plane.

În această variantă, învelişul fundului cu osatura simplă sudată pe acesta, se răstoarnă peste ansamblul realizat în primele trei etape şi se asamblează de osatura întărită (varange şi suporţi).

În continuare, secţia se desprinde de platou şi se răstoarnă după care se trece la sudarea învelişului de suporţi şi varange, la fel ca în prima variantă prezentată. în acest caz, decupările din varange vor fi de tipul celor din fig. 11.17b (cu toleranţă largă), legătura dintre varange şi longitudinale realizându-se cu ajutorul unor plăcuţe de rigidizare. Această variantă conduce la tensiuni mai reduse pentru secţia în ansamblu, deoarece îmbinările cap la cap ale tablelor de înveliş precum şi cele de colţ ale longitudinalelor nu mai tensionează şi restul secţiei.

12.Tehnologii de asamblare şi sudare a blocsecţiilor şi a corpului navei

12.1 Împărţirea corpului navei în elemente prefabricate. Stabilirea dimensiunilor acestora

Este cunoscut faptul că iniţial asamblarea corpului navelor din oţel s-a făcut prin nituire şi abia ulterior prin sudare (după 1940). Odată cu introducerea sudării ca principal procedeu de asamblare, tehnologia adoptată reproducea în mare măsură etapele de asamblare a navelor nituite. În această variantă era asamblată întâi structura fundului şi tablele învelişului acestuia pe întreaga lungime a navei, după care se asambla osatura bordajelor şi învelişul acestora, continuând apoi construcţia corpului cu asamblarea punţilor, etc. Această tehnologie conducea la durate mari de

129

staţionare a corpului navei pe cală şi la abateri mari de la forma şi dimensiunile din proiect, anulând în mare parte avantajele sudării.

Treptat, în industria navală, s-a impus însă metoda prefabricaţiei. Această metodă constă în asamblarea şi sudarea completă şi simultană a unor zone sau secţii din corpul navei, în atelier, urmată de cuplarea acestora într-o anumită ordine pe cală. Ulterior s-a trecut la saturarea cât mai avansată a secţiilor de corp cu elemente ale instalaţiilor navei, în special cu tubulaturi, sau chiar cu agregate uşoare.

Prefabricaţia s-a extins la blocsecţii întregi (tronsoane din corp) saturate aproape complet, blocsecţii ce se execută în atelierul de asamblare, iar montajul pe cală s-a limitat numai la cuplarea şi sudarea acestora. Ca rezultat, durata de staţionare a corpului navei pe cala de montaj s-a redus spectaculos de la intervale de timp de ordinul anilor, în cazul navelor nituite de tonaj mare, la perioade de ordinul lunilor şi chiar a săptămânilor.

În acelaşi timp masa elementelor prefabricate a crescut la valori de (50...100)t pentru secţii şi (300...500)t pentru blocsecţii, funcţie de dotarea tehnică a şantierelor navale.

Dimensiunile elementelor prefabricate, şi în final împărţirea corpului navei în secţii şi blocsecţii sunt condiţionate de următorii factori:

- numărul, dimensiunile şi repartizarea suprafeţelor de lucru existente în atelierul de asamblare-sudare cât şi pe cala de montaj;

- dotarea existentă în atelier şi pe cală, cu utilaje, maşini şi sisteme de ridicat şi transportat, respectiv caracteristicile tehnice ale acestora (sarcina maximă, înălţimea de ridicare la cârlig, raza de acţiune, etc);

- dimensiunile laminatelor furnizate şantierului, în special gama delungimi a acestora, ce va impune restricţii privind lungimile elementelor prefabricate;

- dimensiunile navei, compartimentajul acesteia, cât şi poziţia elementelor de structură ale corpului.

La amplasarea cusăturilor de montaj, operaţie prin care se precizează forma şi dimensiunile elementelor prefabricate, se impune respectarea următoarelor condiţii:

- elementele prefabricate trebuiesc astfel dimensionat încât la execuţia acestora să se folosească un volum cât mai mic de sudură. Înacest sens, se vor folosi table de lungimi şi lăţimi cât mai mari posibil, limitând la maximum numărul îmbinărilor cap la cap. În acelaşi timp se va urmări utilizarea cât mai bună a formatelor de tablă, limitând procentul deşeurilor;

- la stabilirea extinderii fiecărui element prefabricat trebuie să se ţină cont de tehnologia ulterioară de asamblare şi sudare a acestuia. În acestsens trebuie să existe posibilitatea asamblării secţiei pe un dispozitiv cât mai simplu, iar majoritatea sudurilor să poată fi executate în poziţieorizontală sau cât mai apropiat de această poziţie;

- elementele prefabricate trebuie să aibă o rigiditate suficientă

130

pentru a nu se deforma în timpul operaţiunii de răsturnare sau transport pe cală;

- masa elementelor prefabricate nu trebuie să depăşească capacitatea de ridicare a instalaţiilor şi maşinilor de ridicat şi transportat existente, iar dimensiunile de gabarit trebuie să fie corelate cu înălţimea maximă de ridicare la cârlig, astfel încât să facă posibilă operaţia de răsturnare, dacă aceasta va fi necesară în procesul de asamblare-sudare.

Estimarea masei elementelor prefabricate în faza de proiect tehnologic se poate face pe baze statistice, apelând la datele existente în literatura de specialitate. Astfel, în diverse studii publicate sunt prezentate diagrame în care se indică masa diferitelor tipuri de secţii (fund, bordaje, punţi, etc.) în funcţie de tipul navei, dimensiunile acesteia şi suprafaţa secţiei. Valorile obţinute pe această bază sunt însă dependente de registrul de clasificare pe baza căruia s-a efectuat eşantionajul navei.

O variantă des utilizată în faza de proiect tehnologic este aceea de a calcula masa diferitelor tipuri de planşee (fund, bordaje, punţi, pereţi transversali şi longitudinali) pentru un tronson de 10 m din zona centrală a navei. Calculul se face plecând de la eşantionajul navei şi desenul general de construcţie în care sunt precizate dimensional toate elementele constructive ale corpului (înveliş, osatură, elemente de rigidizare, etc). În final se determină aşa numita masă unitară exprimată în [t/m 2] pentru fiecare tip de planşeu sau zonă din corp. Pe baza acestor valori ale maselor unitare se face apoi calculul masei fiecărei secţii în procesul de împărţire a corpului în elemente prefabricate şi se verifică dacă sunt respectate condiţiile precizate anterior.

La amplasarea cusăturilor de montaj dintre elementele prefabricate, trebuie totodată respectate următoarele restricţii:

- distanţa dintre cusăturile de montaj longitudinale şi transversale şi alte cusături cap la cap sau de colţ dintre elementele de osatură şi înveliş, paralele cu cele de montaj, nu va fi mai mică de 200 mm.

- cusăturile de montaj nu vor fi amplasate în zonele cu concentrări de tensiuni ale corpului, cum sunt:

a) racordările de la colţurile gurilor de magazie şi a altor deschideri în punţi;

b) zona de curbură maximă a gurnei sau a racordării bordajului cu puntea;

c) zonele îmbinărilor dintre suprastructuri şi rufuri cu puntea, respectiv în zona racordării parapetului la suprastructură.

-îmbinările de montaj transversale ce delimitează secţiile de corp pe lungimea navei vor fi dispuse în acelaşi plan transversal, deci vor fi îmbinări inelare. Ele vor delimita blocsecţiile (sau raioanele) din care este alcătuit corpul navei.

O parte dintre aceste restricţii sunt prezentate în fig. 12.1.

131

Figura 12.1. Restricţii privind amplasarea cordoanelor de sudură de montaj.

Stabilirea poziţiei cusăturilor de montaj se face într-un desen numit schema de împărţire a corpului navei în elemente prefabricate. În acest desen se reprezintă la o scară convenabilă o vedere laterală a corpului şi în corespondenţă directă, secţiuni la nivelul tuturor punţilor. Cu linie întreruptă sau linie tip cale ferată se reprezintă pereţii transversali şi longitudinali, punţile, etc. Pe linia planului diametral, respectiv pe o paralelă la linia de bază sunt poziţionate coastele navei. În continuare, respectând regulile şi restricţiile prezentate anterior, se reprezintă cu linie continuă cusăturile de montaj, indicându-se poziţia lor în raport cu coasta cea mai apropiată.

Împărţirea corpului în elemente prefabricate diferă în funcţie de tipul navei. Astfel în cazul cargourilor, amplasarea cusăturilor de montaj va fi condiţionată de:

- poziţia pereţilor transversali etanşi;- poziţia şi mărimea deschiderilor în punţi;- numărul de punţi şi poziţia acestora.Caracteristic acestui tip de navă este faptul că la navele mari fundul se

poate executa din două secţii, prevăzând îmbinări longitudinale de montaj de o parte şi de cealaltă a suportului central, la învelişul fundului respectiv a plafonului dublului fund.

În mod obişnuit, pe lungimea unei magazii se prevăd 2 sau 3 blocsecţii, funcţie de lungimea navei, iar cele 2 picuri constituie blocsecţii ce se execută separat în poziţie răsturnată. La navele mari, blocsecţiile prova şi pupa pot fi la rândul lor împărţite în două secţii de volum, separate de o platformă sau o punte intermediară. Pe înălţime, bordajele se execută din una sau două secţii în cazul în care nava are punte intermediară. În ceea ce priveşte punţile, acestea se execută din una sau două secţii pe lăţimea

132

navei şi constituie secţii separate.În figura 12.2 este prezentată o secţiune transversală pe care sunt

precizate poziţiile îmbinărilor de montaj.

Figura 12. 2. Secţiune transversală pentru o navă tip cargou şi amplasarea cusăturilor de montaj.

Uneori, la navele cu deschideri mari în punţi în zonele dintre ramele longitudinale ale gurilor de magazie, puntea poate fi înglobată în secţia de bordaj şi nu va mai constitui un element prefabricat separat (fig. 12.3).

Figura 12.3. Variantă de împărţire în secţii a punţii.

În figura 12.4 este prezentată schema de împărţire în elementeprefabricateîn cazul unui cargou.

Împărţirea în elemente prefabricate a corpului altor tipuri de nave se face asemănător, ţinând cont de particularităţile constructive ale acestora.

În cazul vrachierelor ce transportă mărfuri uşoare, particularitatea acestora constă în existenţa tancurilor de gurnă şi de ruliu. Aceste tancuri vor constitui de regulă secţii separate şi se vor asambla în poziţie răsturnată, pe panoul format de tablele înclinate ale tancurilor. La aceste nave, dublul fund şi punţile constituie de regulă secţii distincte, dar zona punţii superioare dintre ramele longitudinale ale gurilor de magazie şi bordaj poate să aparţină şi de secţiile tancurilor de ruliu (vezi fig. 12.5). În acest caz, majoritatea secţiilor ce compun corpul vor fi secţii de volum, singurele secţii plane şi curbe deschise fiind cele de punte şi bordaj.

133

Figura 12.4. Exemplu de împărţire în secţii şi blocsecţii pentru un cargou.

Figura 12.5. Exemplu de împărţire a corpului navei în secţii pentru un vrachier - secţiune transversală.

1 - secţie tanc de ruliu (incluzând puntea); 2 - secţie de punte (între ramele transversale a două guri de magazie); 3 - secţie de bordaj; 4 -

secţie tanc de gurnă; 5 - secţia de dublu fund; 6 - secţie tanc de ruliu (fără punte).

În cazul mineralierelor ce transportă minereuri grele, se ştie că dublul fund este supraînălţat, astfel încât suporţii centrali şi laterali de fund sunt de fapt nişte pereţi ce vor constitui secţii plane separate, la fel ca şi

134

bordajele şi pereţii longitudinali. Acest tip de navă se împarte practic numai în secţii plane şi curbe deschise. Aceeaşi situaţie o întâlnim şi la petrolierele clasice fără dublu fund.

În cazul petrolierelor cu dublu bordaj şi dublu fund, la fel ca şi în cazul navelor portcontainer cu dublu bordaj, fundul şi bordajele vor constitui secţii curbe închise (sau de volum) ce vor fi asamblate pe suprafaţa plană a acestora, iar punţile şi pereţii transversali sau longitudinali (la petroliere), vor constitui secţii curbe deschise, respectiv plane.

Rezultă că împărţirea corpului în elemente prefabricate este o operaţie laborioasă, ce trebuie făcută în concordanţă cu particularităţile constructive ale fiecărei nave, urmărind utilizarea cât mai judicioasă a formatelor de table şi cu respectarea tuturor restricţiilor precizate anterior.

În final, elementele prefabricate ce compun corpul navei vor fi numerotate, fiecărei secţii atribuindu-se un simbol prin care să poată fi identificată. Datorită numărului mare de elemente prefabricate şi a formelor asemănătoare ale acestora, numerotarea trebuie făcută în aşa fel încât, după simbolul atribuit fiecărei secţii, poziţia acestora în corpul navei să fie uşor de depistat. Numerotarea va ţine cont şi de deosebirile ce trebuie să existe între secţiile asemănătoare de la navele diferite ce se execută simultan în şantier. În practica tehnologică se întâlnesc un mare număr de sisteme de numerotare ce diferă de la şantier la şantier. Adesea aceste sisteme sunt greoaie, complicate şi nu răspund cerinţelor formulate mai sus.

Cele mai raţionale sisteme de numerotare sunt cele care au în vedere poziţia secţiilor în corpul navei, simbolurile acestora fiind alcătuite dintr-un grupaj de cifre sau un grupaj de cifre şi litere. Sub acest aspect distingem:

- sistemul de numerotare zecimal (cu cifre), la care fiecare blocsecţie primeşte o grupă de cifre începând de la pupa spre prova (01, 02, etc), ce va constitui prima parte a simbolului secţiei. Cea de-adoua grupă de cifre va preciza poziţia secţiei pe înălţime începând de la fund spre punte.

De exemplu, 1 şi 2 vor fi cele două secţii de fund Bb şi Tb, 3 şi 4 secţiile de bordaj inferior Bb şi Tb, 5 şi 6 secţiile de punte intermediară ş.a.m.d., păstrând regula generală ca secţiile babord să aibă o cifră impară iar cele din tribord, pară. Acest mod de numerotare este exemplificat în figurile 12.2 şi 12.4.

- sistemul de numerotare combinat (cu cifre şi litere), la care primul element al simbolului este o cifră care indică blocsecţia, ca şi la sistemul zecimal, iar cel de-a doilea element va fi un grupaj de litere cât mai sugestiv. Astfel pentru secţiile de dublu fund vom atribui simbolul DF urmat de precizarea bordului, Bb sau Tb. În continuare se utilizeazăsimbolurile:

BI.Bb;BI.Tb- secţiile de bordaj inferioare;Pl.Bb; PI.Tb - secţiile de punte intermediare;BS.Bb; BS.Tb - bordaje superioare;TG; TR - tancuri gurnă şi de ruliu (la vrachiere);PT.Cnr - perete transversal la coasta nr., etc.

135

12.2 Tehnologia de asamblare şi sudare a blocsecţiilorCorpul navei poate fi asamblat pe cala de montaj sau în docul uscat

din secţii propriu-zise (plane, curbe şi de volum), asamblate şi saturate în atelier, sau din blocsecţii. În ultimul caz, blocsecţiile se asamblează în atelier sau pe cală, în apropierea amplasamentului pe care urmează a fi montat corpul navei.

Asamblarea blocsecţiilor se poate face în poziţie normală sau în poziţie răsturnată. Asamblarea în poziţie normală se aplică blocsecţiilor realizate integral din elemente prefabricate cum este cazul majorităţii blocsecţiilor corpului navei, cu excepţia blocsecţiilor de la extremităţi şi a celor de suprastructură. Blocsecţiile prova şi pupa, ca şi etajele de suprastructură se asamblează în poziţiei răsturnată.

12.2.1 Asamblarea blocsecţiilor în poziţie normalăAsamblarea blocsecţiilor în poziţie normală se face în mai multe

etape tehnologice începând de la fund şi continuând spre punte, într-o succesiune logică şi firească, astfel încât asamblarea blocsecţiei să fie posibilă cu un consum minim de manoperă. În cele ce urmează vor fi descrise etapele de asamblare a unei blocsecţii din zona cilindrică a unui cargou cu o singură punte, blocsecţie ce conţine şi un perete transversal.

Etapa I. în cazul cel mai general, această etapă constă în asamblarea şi sudarea secţiilor de dublu fund, în situaţia în care fundul este realizat din două secţii (fig. 12.6).

Figura 12.6. Etapa a I-a - asamblarea şi sudarea secţiilor de dublu fund.1 - învelişul plafonului D.F.; 2 - suporţi laterali; 3 - învelişul fundului;

4 - varange; 5 - suportul central.

136

În prima fază se aduc cele două secţii de fund şi se aşează pe suporţi după care se apropie şi se face centrarea acestora. La centrare se urmăreşte ca liniile de apă trasate pe înveliş şi varange să fie conţinute în aceleaşi plane orizontale, operaţie realizată cu ajutorul nivelei cu tub flexibil. Se verifică paralelismul liniilor teoretice a suporţilor laterali şi corespondenţa planelor teoretice a varangelor celor două secţii.

În procesul de centrare, cele două secţii de fund se apropie până ce marginile învelişului se ating local, dar acest lucru nu este obligatoriu. Cu secţiile centrate, situaţia în care distanţa D’ dintre suporţii laterali este constantă, se măsoară "jocul" di (ce poate varia pe lungime) în planul fiecărei varange, atât pentru cele două învelişuri, cât şi pentru varange. Spre exemplu, pentru învelişul plafonului dublului fund se măsoară jocurile di în dreptul tuturor varangelor pe liniile teoretice ale acestora. În mod asemănător, se măsoară jocurile d2 şi d3 dintre varange şi suportul central, respectiv dintre învelişul fundului. Pe baza valorii măsurate D' = ct, se calculează apoi adaosul tehnologic în dreptul fiecărei varange, cu relaţia:

b i = D-Dt-d i

unde: b; este valoarea locală a adaosului ce trebuie îndepărtat, iar D t

este distanţa teoretică dintre suporţii laterali.Valorile astfel calculate în dreptul fiecărei varange se înseamnă, după

care se trasează adaosul de montaj cu ajutorul liniarului.După însemnarea adaosurilor tehnologice acestea se îndepărtează

prin tăiere cu flacără, după care se face pregătirea marginilor pentru sudare. În continuare se execută recentrarea celor două secţii, situaţie în care distanţa dintre suporţii laterali va fi egală cu cea teoretică: D = Dt. Pentru aceasta este necesar ca valoarea b i a adaosurilor calculate să fie majorate cu mărimea lufturilor îmbinărilor de montaj, stabilite prin tehnologia de sudare. După recentrare, cele două secţii sunt asamblate în puncte de sudură şi se trece la sudare. Învelişurile vor fi sudate plecând de la centru spre cele două extremităţi, cu câte doi sudori, simultan la fund şi plafonul dublului fund (cordoanele 1). Sudarea varangelor de suportul central se face după o schemă asemănătoare celei utilizate la sudarea secţiilor de dublu fund

Etapa a II-a. Asamblarea şi sudarea peretelui transversal.În situaţia în care blocsecţia include şi un perete transversal,

următoarea etapă de asamblare va consta în asamblarea şi sudarea acestuia de secţia de dublu fund.

Peretele transversal este adus pe poziţie şi centrat în raport cu planul diametral al fundului. Cu ajutorul nivelei cu tub flexibil se verifică orizontalitatea unei linii de apă de control trasate pe perete. Verticalitatea peretelui se verifică cu ajutorul firului cu plumb.

Cu peretele astfel centrat, utilizând o şipcă etalon de la trasaj ce materializează înălţimea teoretică a liniei de apă faţă de dublul fund (H t) se stabileşte valoarea adaosului tehnologic de la partea inferioară (b) ce trebuie îndepărtat, pe mai multe linii de control trasate pe perete. După

137

însemnarea şi trasarea adaosului tehnologic, se face tăierea cu flacără a acestuia şi se pregăteşte marginea inferioară a peretelui pentru sudare. Se recentrează peretele şi se asamblează în puncte de sudură.

După consolidarea peretelui cu ajutorul unor diagonale cu întinzători se face sudarea. Sudarea se execută cu 2 sudori plecând de la planul diametral spre cele două borduri, de o parte şi de cealaltă a peretelui (cordoanele 1). După răcirea acestor cordoane se face sudarea pe cealaltă parte, tot simultan în sensuri contrare (cordoanele 2).

Etapa a III-a. Asamblarea şi sudarea secţiior de bordaj.Cele două secţii de bordaj sunt aduse pe poziţie şi se centrează. La

centrare se verifică orizontalitatea unei linii de apă trasate pe bordaj, şi corespondenţa coastelor cu varangele. Suprapunând învelişul bordajului peste cel al gurnei, cu ajutorul unei şipci etalon se face aşezarea pe înălţime a secţiei, verificându-se totodată verticalitatea bordajului cu ajutorul firului de plumb. Se înseamnă adaosul tehnologic b de la partea inferioară, se trasează şi se îndepărtează. După pregătirea marginilor, secţiile sunt recentrate şi asamblate de gurnă şi peretele transversal.

Se trece la sudarea tablei gurnei de învelişul bordajului folosind patru sudori, plecând de la centru spre cele două extremităţi, simultan în ambele borduri (cordoanele 1). În continuare, se sudează bordajul de perete, de jos în sus, până în zona axei neutre a navei (cordoanele 2). Ultima porţiune până la punte se sudează în trepte inverse, cu sensul general de sus în jos (cordoanele 3, 4, 5).

Etapa a IV-a. Asamblarea şi sudarea punţii (fig. 12.7).Secţia de punte este adusă pe poziţie şi se centrează. La centrare se

verifică corespondenţa planului diametral al punţii cu linia planului diametral trasată pe peretele transversal. Se face apoi centrarea pelungime şi înălţime. În acest scop se utilizează firul cu plumb, înălţimea fiind verificată cu ajutorul şipcilor de la trasaj, în raport cu plafonul dublului fund.

Figura 12.7. Etapa a IV-a - asamblarea şi sudarea secţiei de punte.

138

Trebuie specificat faptul că la toate operaţiunile de centrare, şantierele navale au adoptat norme interne privind toleranţele de aşezare a secţiilor. Aceste norme se stabilesc pentru toate etapele tehnologice de asamblare a blocsecţiei. Spre exemplu, în această etapă tehnologică trebuie respectate următoarele toleranţe:

- aşezarea faţă de P.D. b = ± 2mm;- aşezarea pe lungime l = ± 3mm;- aşezarea pe înălţime H = ± 5mm.

Aceste norme sunt rezultatul experienţei acumulate şi diferă de la un şantier la altul, în funcţie de precizia de lucru ce este asigurată la construcţia corpului.

Revenind la etapa tehnologică descrisă, un aspect important îl constituie asigurarea înălţimii corecte a punţii la extremităţile pupa şi prova, unde se va realiza cuplarea cu blocsecţiile vecine. Uneori pentru asigurarea coincidenţei dintre secţiunile transversale de capăt ale blocsecţiilor vecine, se utilizează rame de montaj de forma unui perete transversal fictiv. Utilizând aceeaşi ramă de montaj la asamblarea blocsecţiilor adiacente, se obţine acelaşi contur de capăt, şi se elimină dificultăţile ulterioare ce pot apare la asamblarea corpului pe cală.

După centrare, puntea este asamblată de bordaje şi peretele transversal şi se trece la sudare. într-o primă etapă se sudează puntea de bordaje, cu patru sudori plecând de la centru spre pupa şi prova, simultan în ambele borduri (cordoanele 1). În continuare, se sudează pe dedesubt puntea de perete, după o schemă de sudare asemănătoare celei folosite la sudarea peretelui de plafonul dublului fund.

Dacă nava are mai multe punţi, tehnologia de asamblare este asemănătoare în aceste prime patru etape, cu deosebirea că secţia de punte principală (din etapa a IV-a) devine secţie de punte intermediară, iar peretele transversal, perete de cală, etc. În acest caz, se continuă cu:

- etapa a V-a - asamblarea peretelui de interpunte;- etapa a VI-a - asamblarea secţiilor de bordaj superioare;- etapa a VIl-a - asamblarea punţii superioare.Toate operaţiunile executate în aceste etape sunt perfect analoge

celor din etapele II, III şi IV, din exemplul prezentat în acest paragraf.

12.2.2 Asamblarea blocsecţiilor în poziţie răsturnatăAceastă metodă de asamblare este utilizată la asamblarea şi sudarea

blocsecţiilor pupa şi prova, respectiv a etajelor de suprastructură.în cazul blocsecţiilor de la extremităţi, unde nava are forme fine, fără o

suprafaţă plană de sprijin, asamblarea în poziţie normală ar necesita un pat fix de mari dimensiuni. Totodată, cele două blocsecţii amintite au o structură complexă şi curburi pronunţate, astfel încât practic nu este posibilă împărţirea lor în elemente prefabricate distincte (fund, bordaje, punţi, etc). Singurul element prefabricat distinct al blocsecţiilor de la extremităţi este

139

peretele picului, care de regulă se asamblează separat, şi eventualii pereţi de compartimentaj, prevăzuţi în proiectul navei. Din aceste cauze, cele două blocsecţii amintite se asamblează în poziţie răsturnată, având ca suprafaţă de sprijin puntea principală.

La navele mari, aşa cum s-a precizat anterior, blocsecţiile de la extremităţi pot fi împărţite în două sau mai multe secţii de volum, având ca suprafeţe de sprijin la asamblare puntea teugă, puntea principală, respectiv platformele existente în structura picului. Succesiunea operaţiunilor de asamblare este oarecum asemănătoare celei întâlnite la asamblarea secţiilor de dublu fund. Forma corectă a carenei din această zonă a navei, se asigură şi în acest caz cu ajutorul osaturii transversale şi longitudinale, respectiv a etravei şi etamboului. Cea mai mare parte a acestor structuri se preasamblează separat după care se montează, realizându-se un schelet care ulterior este învelit de filele bordajului.

Asamblarea blocsecţiei sau a secţiei de volum începe întotdeauna prin asamblarea punţii sau platformei de sprijin pe un dispozitiv având forma negativului acesteia, asemănător tehnologiei de asamblare şi sudare a secţiilor curbe deschise, respectiv a celor plane.

În continuare, se trece la asamblarea pereţilor de compartimentaj şi apoi a osaturii transversale preasamblate sub formă de cadre. Se montează peretele picului ce aparţine blocsecţiei sau secţiei de volum respective, şi porţiunea de etravă, ca element longitudinal ce asigură distanţarea şi poziţia corectă a osaturii transversale. Se montează în continuare celelalte elemente de structură ale blocsecţiei: stringheri, curenţi, platforme, traverse nepuntite, realizându-se astfel un schelet rigid ce descrie corect formele extremităţii navei.

În etapa următoare se asamblează şi se sudează învelişul navei, plecând de la fund spre punte. în final, se face sudarea prin interior a osaturii de înveliş, şi completarea la rădăcină a îmbinărilor cap la cap dintre tablele învelişului. Tehnologia de asamblare şi sudare a unei astfel de blocsecţii presupune un mare număr de etape tehnologice, prin care se realizează succesiunea de operaţii descrisă mai sus. în fiecare din aceste etape se stabilesc schemele de sudare aferente, scheme care trebuie să respecte principiile prezentate anterior. Deoarece sudarea se execută preponderent manual, se recomandă folosirea pe scară largă a sudării în trepte inverse, în scopul diminuării tensiunilor şi deformaţiilor remanente.

Prezentarea detaliată a tehnologiei de asamblare şi sudare a unei blocsecţii de la extremităţi ar conduce la extinderea excesivă a volumului prezentei lucrări, fapt ce nu se justifică. Totodată trebuie precizat faptul că elaborarea tehnologiei amintite poate fi făcută cu uşurinţă pe baza

12.3 Metode de asamblare şi sudare a corpului navei pe calăCorpul navei poate fi asamblat pe cală fie din blocsecţii, fie din secţii.Asamblarea corpului din blocsecţii este cea mai eficientă metodă, ce

conduce la durate minime de montaj, din motive lesne de înţeles. Metoda

140

poate fi aplicată sub rezerva ca şantierul naval să dispună de maşini şi instalaţii de ridicat şi transportat cu o capacitate suficient de mare, iar cala de montaj să aibă dotările necesare pentru deplasarea blocsecţiilor în vederea cuplării acestora. în acest sens este indicat ca pe cala de montaj să existe sisteme de translatare pe direcţie longitudinală şi transversală, şi în acelaşi timp cărucioarele existente în aceste sisteme să fie prevăzute cu platforme reglabile (hidraulice sau mecanice) pe înălţime.

Asamblarea din secţii a corpului navei, se execută prin mai multe metode ce vor fi prezentate ulterior, şi conduce la durate mai mari ale ciclului de montaj. Utilizarea acestor metode este însă frecventă în special în cadrul şantierelor navale mai puţin dotate tehnic.

Indiferent de metoda de asamblare, în cursul procesului de montaj al corpului se efectuează o serie întreagă de lucrări de centrare şi verificare, ce au drept scop obţinerea formei şi dimensiunilor corecte ale corpului.

Prima operaţiune cu care demarează asamblarea corpului este cea de materializare pe cală a liniilor de control necesare montajului prin amplasarea plăcuţelor de cală. Acestea vor materializa în principal linia teoretică a planului diametral (linia de bază), dar şi liniile transversale, perpendiculare pe linia de bază, linii necesare în lucrările de centraj.

Amplasarea plăcuţelor de cală poate fi făcută clasic, cu ajutorul strunei de oţel perfect întinse cu ajutorul unui vinci cu şurub şi a firului cu plumb, sau prin metode optice.

12.3.1 Metode optice de efectuare a lucrărilor de centrare şi verificare

Metoda optică de efectuare a lucrărilor de centrare şi verificare cu ajutorul teodolitului este considerată metoda de bază în cazul construcţiei navelor pe calele de montaj orizontale.

Această metodă înlocuieşte cu succes, conducând la rezultate mult mai precise, metodele clasice de verificare a orizontalităţii cu ajutorul nivelei cu tub flexibil (furtunul cu apă). Totuşi, metodele clasice au în continuare o largă utilizare, deoarece nu necesită o calificare deosebită a personalului.

Pentru început, în acest paragraf vor fi precizate indicaţiile generale pentru utilizarea teodolitului. Astfel, la demararea lucrărilor, stativul teodolitului se aşează pe o bază suficient de rigidă, picioarele mobile ale stativului reglându-se astfel încât înălţimea totală (împreună cu teodolitul) să corespundă înălţimii lucrătorului, iar măsuţa stativului să fie într-o poziţie aproximativ orizontală. Teodolitul se fixează în prealabil pe măsuţa stativului cu un "şurub", după care se centrează deasupra punctului sau liniei, după care se fixează rigid pe stativ. Axa verticală a teodolitului se fixează vertical pe nivel cu cercul orizontal. Teodolitul se consideră stabilizat şi centrat deasupra punctului în cazul în care axul vizorului "centrorului" coincide cu punctul marcat, şi nivelul prin alidada cercului orizontal se află în poziţie orizontală.

Ocularul lunetei teodolitului se reglează după ochiul observatorului prin rotirea inelului cu dioptrii, astfel încât să apară imaginea clară a grilei

141

tubului. Crucea lunetei se suprapune cu un punct îndepărtat (de exemplu la trasarea calei, cu punctul de intersecţie al planului diametral al calei cu coasta din pupa). Fixarea aproximativă a lunetei se face cu ajutorul vizorului mecanic, iar suprapunerea exactă a lunetei cu punctul respectiv, prin rotirea şurubului de orientare. Luneta se focalizează pe acest punct prin rotirea cremalierei lentilei focalizatoare.

În cazul intersectării traiectoriei planului vertical, teodolitul trebuie să fie fixat pentru a nu se putea roti în jurul axei verticale. După aceasta se pot aplica punctele intermediare ale liniei intersectate, rotind luneta teodolitului în jurul axei orizontale şi focalizând-o pe locurile dinainte stabilite (de exemplu pe plăcuţele calei). Pentru simplificarea operaţiei de aplicare a reperelor trasate se pot folosi rigle cu diviziuni milimetrice.

Pentru construirea în plan orizontal a perpendicularei la linie, teodolitul se fixează şi se centrează deasupra punctului marcat, axul optic al lunetei suprapunându-se pe planul vertical care trece peste linie. Teodolitul se va bloca, pentru a nu se putea roti în jurul axei verticale în timpul citirii pe cadran. Eliberând teodolitul, se roteşte la 90 şi se fixează din nou. Apoi se roteşte în jurul axului orizontal, aplicând succesiv punctele perpendicularei.

În cazul intersectării liniei planului orizontal (de exemplu a liniei planului de bază), luneta se montează orizontal şi se fixează pentru a nu se putea roti în jurul axei verticale, aplicând succesiv punctele traiectoriei planului orizontal.

Aplicarea liniei planului diametral (P.D.) şi a liniilor paralele cu acesta se face în modul următor (fig. 12.8): în zonele prova şi pupa ale calei se stabilesc cu ajutorul ruletei punctele axei de simetrie a calei, între care se va trasa linia P.D. şi pe plăcile metalice se aplică cu punctatorul semnele de trasaj. Teodolitul se montează şi se centrează în prealabil deasupra punctului din prova (sau pupa) al axei de simetrie a calei. Axa de rotire a teodolitului se fixează vertical pe nivel. Apoi teodolitul se centrează definitiv deasupra punctului. Linia verticală a grilei lunetei se suprapune cu punctul din pupa (sau prova) al axei de simetrie a calei Corpul teodolitului se fixează pentru a nu se roti în jurul axei verticale. Luneta se fixează succesiv pe plăcile amplasate în P.D., plăci pentru care se înseamnă poziţia traiectoriei P.D.

Celelalte linii longitudinale se aplică pe cală la fel ca şi linia P.D. Pentru marcarea pe cală a perpendicularelor la P.D. pe plăcile amplasate pe linia P.D. se fixează poziţia punctelor de intersectare a perpendicularelor (cupla maestră, coaste de capăt sau medii ale secţiilor şi blocsecţiilor, etc). Teodolitul se fixează succesiv deasupra fiecăruia din punctele de intersectare a perpendicularei cu linia P.D. şi se centrează deasupra lui. Axul optic al lunetei se suprapune cu P.D. şi se fixează teodolitul pentru a nu se roti în jurul axei verticale în timpul citirii pe cercul orizontal. Apoi corpul teodolitului se roteşte cu 90 în jurul axei verticale şi se fixează din nou. În continuare, luneta se roteşte în jurul axei orizontale şi se marchează succesiv punctele perpendicularei respective pe plăcuţele calei.

142

Figura 12.8. Marcarea liniilor de bază pe cală1- linie de baza (referinţa) orizontală; 2- montanţi; 3- teodolit; 4- linie longitudinală; 5- linie perpendiculară pe P.D.; 6- linie P.D.; 7- plăcuţe.

Pentru materializarea liniei de bază orizontale, axa de rotire a teodolitului se fixează vertical pe nivel. Axa lunetei se fixează orizontal. Rotind corpul teodolitului în jurul axei verticale, se aplică succesiv punctele traiectoriei planului de bază pe montanţi, coloanele calei sau pe alte construcţii fixe. Plăcuţele de cală odată marcate vor fi utilizate în timpul lucrărilor de centrare şi poziţionare corectă a elementelor prefabricate ale corpului. De exemplu, pentru verificarea poziţiei secţiilor de fund pe lungime, teodolitul se montează lateral faţă de secţia verificată (fig. 12.9), dacă lăţimea calei permite, sau sub secţia de fund, deasupra liniei de bază a coastei medii pe cală. Apoi teodolitul se echilibrează şi se centrează. Axa optică a lunetei se suprapune cu planul coastei medii pe cală, iar corpul teodolitului se fixează pentru a nu se roti în jurul axei verticale, dar luneta să se poată roti în planul coastei medii. Luneta se aplică pe secţie şi se stabileşte poziţia secţiei de fund pe lungime. Suprapunerea liniei verticale a lunetei teodolitului cu linia coastei medii a secţiei se realizează prin deplasarea celei din urmă de-a lungul calei. Poziţia secţiei de fund după planul orizontal, înălţime, asietă şi înclinare se verifică cu o singură montare a teodolitului. Numai la verificarea planului orizontal pe secţie în unele cazuri, teodolitul se montează de două ori (sau se folosesc două teodolite) în pupa şi în prova.

Teodolitul se montează pe cală în P.D. în prova sau în pupa faţă de secţia verificată, nu mai aproape de 8-10m. Luneta teodolitului pe înălţime trebuie să fie sub planul de bază al navei. Axa optică a lunetei se montează în planul diametral al calei. Teodolitul se fixează pentru a nu se putea roti în jurul axei verticale, dar luneta se roteşte liber în P.D. Pentru verificarea planului orizontal, luneta teodolitului se aplică pe semnele de trasaj ale P.D. de pe bordajul exterior, la îmbinarea de montaj a secţiei. Suprapunerea liniei

143

verticale a lunetei cu semnul de trasaj al P.D. la secţie se realizează prin deplasarea secţiei pe planul orizontal.

Figura 12. 9. Verificarea poziţiei secţiei de fund.1 - linie P.D.; 2 - teodolit; 3 - montant de miră; 4- linia coastei medii; 5- mire.

Pentru verificarea poziţiei secţiei de fund pe înălţime, înclinare longitudinală şi transversală, axa lunetei teodolitului se fixează în planul paralel cu cel de bază. Se fixează luneta pentru a nu se putea roti în jurul axului orizontal, se îndreaptă spre montant şi se marchează pe ea semnele de trasaj ale poziţiei planului paralel cu cel de bază (după linia orizontală a riglei lunetei). Cota egală cu distanţa dintre semnul de trasaj aplicat şi semnul de trasaj de pe montant se marchează pe mirele fixate în punctele de intersectare a coastelor marginale (secţiunea de capăt) cu P.D.-ul secţiei. Luneta teodolitului se îndreaptă spre semnele de trasaj menţionate şi secţia se centrează pe înălţime şi asietă până la suprapunerea crucii lunetei cu semnul de marcaj de pe miră.

Verificarea înclinării transversale (sau a ruliului) se face montând mirele pe punctele de intersecţie a liniilor coastelor marginale cu liniile de control de pe interiorul bordajului sau de pe varangele de capăt pe ambele borduri. Luneta teodolitului se îndreaptă spre mire, şi se echilibrează secţia până la obţinerea unor indicaţii identice pe mirele ambelor borduri.

Centrarea cu ajutorul teodolitului se poate utiliza pe scară largă în toate etapele tehnologice, atât la asamblarea blocsecţiilor cât şi a corpului navei pe cală (asamblarea bordajelor, a pereţilor transversali şi longitudinali, cuplarea secţiilor sau blocsecţiilor pe cală, etc). De exemplu, verificarea poziţiei secţiilor de bordaj pe lungime se poate face similar cu centrarea pe lungime a secţiei de fund. Poziţia secţiei de bordaj în raport cu planul orizontal se poate verifica prin una din metodele ilustrate în figura 12.10.

1- linie de control longitudinală; 2- teodolit; 3- montant: 4- linie de control orizontală; 5- mire; 6- linie de control a liniei longitudinale; 7-linie de bază a liniei longitudinale pe cală.

144

Figura 12.10. Centrarea bordajelor.

După o primă metodă, pe paiolul dublului fund se aplică în prealabil o linie longitudinală de control, iar pe secţia de bordaj în punctele verificate se vor monta mire cu semne de marcaj ale aceleiaşi linii longitudinale de control. Teodolitul se montează şi se centrează deasupra aceleiaşi linii de control. Axa optică a lunetei se suprapune cu planul liniei longitudinale de control şi se fixează pentru a nu se putea roti în jurul axei verticale. Luneta se îndreaptă succesiv spre mirele secţiei de bordaj. Suprapunerea liniei verticale a lunetei teodolitului cu semnele de marcaj de pe mirele secţiei se realizează prin deplasarea părţii superioare a secţiei de bord.

A doua metodă diferă prin aceea că linia de bază a liniei longitudinale se aplică pe cală, iar mirele cu semnele de marcaj se montează în exteriorul secţiei de bord.

A treia metodă se aplică dacă puntea intermediară sau principală face corp comun cu secţia de bordaj. În acest caz, linia de control este în prealabil trasată pe punte, iar teodolitul se centrează deasupra acesteia.

Pentru verificarea poziţiei secţiei de bordaj după înălţime şi asietă, trebuie să existe marcajul înălţimii care poate fi unul din marcajele liniei de bază orizontale de pe un montant din apropierea secţiei verificate. Teodolitul se aşează pe secţia de fund, verificându-se verticalitatea axei sale. Luneta se aşează în poziţie orizontală şi se fixează. Apoi se stabileşte poziţia după înălţime a axei optice a lunetei, pentru care aceasta se îndreaptă spre marcajul înălţimii şi se măsoară distanţa de la marcaj la proiecţia liniei orizontale a grilei lunetei.

Luneta se îndreaptă spre secţia de bordaj în zona coastelor extreme şi se egalizează asieta secţiei până la obţinerea unor distanţe identice de la linia orizontală de control de pe secţie la proiecţia liniei orizontale a grilei lunetei. Apoi se stabileşte înălţimea secţiei prin măsurarea distanţei de la proiecţia liniei orizontale a grilei la linia orizontală de control de pesecţie, şi compararea sa cu distanţa de la proiecţia aceleiaşi linii la marcajele înălţimii. Poziţia pereţilor se verifică la fel ca şi poziţia secţiilor de bord.

12.3.2 Asamblarea corpului navei din blocsecţii

145

Aşa cum s-a precizat anterior, este cea mai productivă metodă de asamblare a corpului navei. Blocsecţiile sunt asamblate separat în atelier sau pe cală, fapt ce permite practic abordarea simultană a montajului corpului pe întreaga lungime. Totodată blocsecţiile pot fi saturate în grad avansat, fapt ce reduce substanţial durata de staţionare pe cală.

Un aspect important îl constituie stabilirea ordinii de cuplare pe cală a blocsecţiilor, funcţie de care se stabileşte şi graficul de asamblare a blocsecţiilor, respectiv prioritatea la montaj a acestora. Ordinea de montaj, respectiv etapele tehnologice de asamblare ale corpului, trebuie să reducă la maximum timpii morţi, fiecare blocsecţie trebuind să fie complet finalizată în momentul în care îi vine rândul să fie cuplată pe cală.

Asamblarea corpului începe de regulă din zona compartimentului de maşini, prin cuplarea primelor două blocsecţii. Astfel se urmăreşte finalizarea cât mai rapidă a zonei compartimentului de maşini, fapt ce permite demararea operaţiunilor de montaj a instalaţiilor din CM. în continuare se execută cuplarea următoarelor blocsecţii, mergând simultan spre cele două extremităţi ale corpului, până se ajunge la cuplarea blocsecţiei picului prova.

La navele de lungime mare, ce au un număr mare de blocsecţii, se recomandă chiar cuplarea simultană a blocsecţiilor pe întreaga lungime în raioane de câte două blocsecţii. în continuare se trece apoi la cuplarea acestor raioane, avansând simultan spre cele două extremităţi. Această tehnologie conduce evident la productivitatea maximă şi la o durată minimă de staţionare a corpului navei pe cală. La aplicarea acestei metode se impune ca toleranţele la forma secţiunilor de capăt a blocsecţiilor să fie foarte strânse. în caz contrar pot apare dificultăţi mari la cuplare, ce pot merge până la imposibilitatea cuplării şi rebutarea unor blocsecţii. Evitarea acestei situaţii se face prin creşterea preciziei de fabricaţie şi folosirea unor rame de montaj la asamblarea blocsecţiilor, aşa cum s-a precizat anterior.

În cele ce urmează va fi abordată tehnologia de cuplare a două blocsecţii, toate celelalte cuplări executându-se asemănător.

În prima etapă, pe cală este adusă prima blocsecţie şi centrată pe poziţie în raport cu linia planului diametral materializată pe cală cu ajutorul plăcuţelor de cală sau a strunei de oţel (fig. 14.19).

Figura 12.11. Centrarea primei blocsecţii.1-fir cu plumb; 2 - nivele cu tub flexibil; 3 - cărucior de cală ; 4 - tacheţi; 5 -

plăcuţe de cală

146

Se verifică totodată asieta şi ruliul (înclinarea transversală) cu ajutorul nivelei cu tub flexibil sau a teodolitului. Poziţia pe lungime se verifică asemănător cu firul cu plumb sau cu teodolitul, cu ajutorul plăcuţelor de marcaj de pe cală ce au fost fixate anterior. În acest paragraf succesiunea operaţiilor de centraj nu va fi abordată amănunţit, deoarece poate fi stabilită cu uşurinţă pe baza celor prezentate în paragraful anterior.

După ce blocsecţia I a fost centrată se trece la centrarea blocsecţiei II în raport cu prima blocsecţie. Această blocsecţie se aşează pe cărucioare şi se centrează ca şi blocsecţia I în vederea însemnării adaosului tehnologic prevăzut pe conturul secţiunii de capăt (fig. 12.12).

Figura 12.12. Centrarea celei de-a doua blocsecţii.1 - întinzători; 2 - urechi de prindere; 3 - plăcuţe de cală; 4 - fir cu plumb; 5 -

nivelă cu tub flexibil

Cu blocsecţiile centrate (fie clasic, fie cu teodolitul), se înseamnă adaosul tehnologic ce trebuie îndepărtat, după ce în prealabil blocsecţiile au fost blocate cu întinzători şi urechi de prindere sudate pe conturul blocsecţiilor.

Stabilirea adaosului se poate face în două moduri:• în primul mod, se măsoară din loc în loc distanţele d (jocurile dintre

învelişuri) pe nişte linii de măsură trasate în prealabil. Cunoscând distanţa intercostală teoretică a, şi măsurând distanţa a dintre coastele de capăt (a = ct.), se calculează adaosurile b ce se înseamnă după aceea pe învelişul blocsecţiei II:

b = a ' - a - d• în a doua variantă se calculează jocul d1 ce urmează a fi

însemnat cu ajutorul însemnătorului distanţier în raport cu muchia blocsecţiei I. Acesta se calculează cu relaţia

d1 = a’-aSe reglează însemnătorul la valoarea d i şi se trasează adaosul pe

întreg perimetrul blocsecţiei II. Facem precizarea că acest procedeu poate fi

147

aplicat şi la însemnarea adaosurilor de montaj în etapele tehnologice de asamblare a blocsecţiilor (vezi asamblarea secţiilor de dublu fund, bordaje, etc).

Este evident că după îndepărtarea adaosului şi recentrare, când di = 0 şi a’ = a, jocul d i dat de relaţia de mai sus trebuie majorat cu valoarea rostului îmbinării cap la cap stabilit prin tehnologia de sudare.

După însemnarea adaosului, se desprind întinzătorii, se taie adaosul tehnologic şi se pregătesc marginile pentru sudare. Urmează recentrarea blocsecţiilor, reblocarea acestora cu ajutorul întinzătorilor şi asamblarea în puncte de sudură a învelişurilor celor 2 blocsecţii.

După asamblare se trece la sudare după o schemă de sudare convenabilă. În figura 12.13 este prezentată o schemă de sudare cu până la 7 sudori, indicată la cuplarea blocsecţiilor. În această schemă cordoanele 1 şi 2 dintre bordaje se execută în trepte inverse, cu sensul general de sus în jos indicat pe schemă. În ceea ce priveşte cordoanele verticale 3 şi 4 dintre carlingile de fund, dacă înălţimea lor este mare, se vor suda de sus în jos dar în trepte inverse.

Figura 12. 13. Schema de sudare la cuplarea a două blocsecţii

Un aspect important poate apare în cazul în care blocsecţiile nu sunt prevăzute cu adaosuri tehnologice de montaj, ci cu adaosuri de contracţie. În acest caz, blocsecţiile vor fi executate practic la dimensiunile nominale, dar rostul îmbinărilor cap la cap va fi mai mare (din motive uşor de înţeles), şi va rezulta de cele mai multe ori cu variaţii în anumite limite, pe conturul blocsecţiilor. Problema se rezolvă prin sudarea pe plăcuţă ceramică, ce permite formarea corectă a rădăcinii cordonului, asigurând şi stabilitatea băii de sudare în cazul rosturilor mari.

Benzile cu plăcuţe ceramice vor fi aplicate în exteriorul învelişului la fund şi bordaje, la care sudarea se va face prin interior, respectiv sub punţi, la care sudarea se va face pe suprafaţa superioară a acestora. În prealabil pe contur se sudează piepteni prevăzuţi cu decupări suficient de mari pentru a permite aplicarea benzilor ceramice. Sudarea învelişurilor se va face pe o

148

singură parte, după o schemă asemănătoare celei din figura 12.14.

Figura 12.14. Schema de sudare pe plăcuţe ceramice

Cordoanele dintre învelişul bordajelor şi învelişul fundului se pot executa semiautomat în mediu de gaz (MAG-CO2 sau CORGON), în timp ce cordoanele dintre punţi pot fi executate prin acelaşi procedeu, sau automat sub strat de flux.

În figura 12.15 este prezentată schema de aplicare a benzii cu plăcuţe ceramice la bordaj, respectiv amplasarea pieptenilor.

Figura 12.15. Schema de amplasare a pieptenilor de montajşi a plăcuţelor ceramice.

1- pieptene; 2 - bandă adezivă; 3 - plăcuţă ceramică; 4 - învelişul bordajului

12.3.3 Asamblarea corpului navei pe cală din secţiiDeşi metoda de asamblare a corpului navei din blocsecţii este cea

mai eficientă, totuşi în multe şantiere navale se utilizează pe scară largă asamblarea navei din secţii. Metodele de asamblare din secţii se utilizează în special în şantierele navale ce nu dispun de o dotare tehnică suficientă cu maşini de ridicat şi transportat. Asamblarea corpului din secţii se face prin

149

patru metode mai cunoscute, şi anume:1. Asamblarea prin metoda după orizonturiEste prima metodă ce a fost aplicată odată cu trecerea la construcţia

navelor sudate, din elemente prefabricate, şi reproduce în oarecare măsură succesiunea de montaj a navelor nituite.

Asamblarea navei se face pornind de la fund, simultan pe întreaga lungime a navei, prin asamblarea pe orizontală a secţiilor de fund plecând de la mijlocul navei spre cele două extremităţi. Pe măsură ce secţiile de fund sunt asamblate se trece la sudarea lor şi simultan se asamblează alte secţii de fund în continuare. La finalul acestei etape, se finalizează complet primul orizont, cel al secţiilor de fund.

În continuare se asamblează şi se sudează pereţii transversali de cală simultan pe întreaga lungime. Se continuă cu asamblarea şi sudarea bordajelor inferioare (cazul navelor cu punte intermediară) şi apoi se asamblează punţile intermediare, plecând de la mijlocul navei spre cele două extremităţi. Se finalizează astfel cel de-al doilea orizont.

Se continuă cu al treilea orizont, alcătuit din pereţii transversali de interpunte, bordajele superioare şi punţile superioare, etc. În final, se cuplează cele două blocsecţii de la extremităţi. Nava se construieşte pe orizonturi succesive, de unde şi denumirea metodei.

Pentru mărirea frontului de lucru, bordajele pot fi asamblate plecând simultan din două sau trei locuri pe lungimea navei. La întâlnirea fronturilor, ultimele secţii de bordaj (secţie tampon) se centrează, iar adaosurile tehnologice se înseamnă prin suprapunerea învelişului secţiei tampon peste învelişurile secţiilor alăturate, deja asamblate şi sudate.

Avantajul acestei metode constă în frontul mare de lucru ce se deschide în fiecare etapă, practic lucrându-se simultan pe întreaga lungime a navei. Productivitatea metodei după orizonturi este astfel deosebit de ridicată, conducând la durate mici de staţionare a corpului navei pe cală.

Dezavantajul metodei constă în precizia de fabricaţie scăzută, şi abaterile mari de la forma şi dimensiunile corpului navei. Datorită numărului mare de suduri executate simultan şi oarecum haotic pe întreaga lungime a navei, mai ales în prima etapă, când rigiditatea orizontului secţiilor de fund este relativ redusă, rezultă deformaţii excesive şi abateri mari de la dimensiunile nominale. Din acest motiv, această metodă a fost iniţial abandonată.

Ulterior a fost concepută o metodă asemănătoare, care înlătură o parte din dezavantajele menţionate, aşa numita "variantă actualizată a metodei după orizonturi".

La asamblarea corpului navei prin metoda "după orizonturi actualizată", într-o primă etapă se asamblează primul orizont, cel al secţiilor de fund, plecând de la centrul navei spre cele două extremităţi, fără a se face însă şi sudarea. În continuare, se asamblează şi se sudează pereţii transversali pe întreaga lungime a navei, după care se trece la asamblarea

150

bordajelor inferioare, fără a se face însă şi sudarea. Rezultă un ansamblu rigid care va împiedica manifestarea contracţiilor în momentul sudării, înlăturând astfel dezavantajele metodei clasice.

Se trece în continuare la sudarea secţiilor de fund între ele şi a bordajelor, simultan efectuându-se centrarea şi asamblarea secţiilor de punte intermediară. Se continuă cu asamblarea pereţilor de interpunte şi sudarea acestora, după care se asamblează bordajele superioare.

După asamblarea integrală a celui de-al doilea orizont se trece la sudarea acestuia pe întreaga lungime, simultan cu asamblarea punţilor superioare. În final se sudează punţile superioare şi se cuplează cele două blocsecţii de la extremităţi.

Pentru diminuarea la maximum a deformaţiilor se aplică pe scară largă sudarea în trepte inverse. Evitarea încovoierii generale a corpului navei, se poate realiza prin executarea simultană a cordoanelor de sudură simetrice din cele două borduri. Metoda are o productivitate ridicată şi conduce la deformaţii şi abateri rezonabile ce se încadrează în toleranţele admise de la dimensiunile principale. În figura 12.16 este indicată ordinea de asamblare a secţiilor prin această metodă.

Figura 12.16. Schema etapelor tehnologice de asamblare a corpului navei pe cală prin metoda după orizonturi actualizată.

Dacă nava se execută cu adaosuri tehnologice, schema de asamblare trebuie însoţită de schema adaosurilor de montaj, ce va ţine cont de ordinea de asamblare. Astfel secţiile de bordaj tampon: 9 şi 18, vor fi prevăzute cu adaosuri atât la partea inferioară cât şi la cele două extremităţi, pupa şi prova.

Metoda prezentată are totuşi dezavantajul că structurile corpului vor fi tensionate. Tensiunile reziduale mari, chiar dacă deformaţiile sunt uniforme şi acceptabile ca valoare, sunt o consecinţă a rigidităţii mari a fiecărui orizont, ce nu permite manifestarea liberă a contracţiilor în timpul răcirii cordoanelor de sudură.

2. Asamblarea prin metoda piramidalăMetoda piramidală a fost introdusă după renunţarea la metoda după

orizonturi, şi înlătură toate dezavantajele primelor două metode şi anume: precizia scăzută de fabricaţie, respectiv tensiunile remanente mari.

La această metodă, asamblarea corpului navei începe din zona centrală unde se realizează un tronson de corp ce se extinde în trepte pe lungime, iar pe înălţime ajunge până la puntea principală. Tronsonul realizat

151

are în fiecare etapă forma unei piramide, de unde şi denumirea metodei.Asamblarea corpului navei începe cu centrarea pe cală a unei secţii de

fund, urmată de asamblarea şi sudarea celor două secţii de fund adiacente. Urmează asamblarea şi sudarea peretelui transversal de cală (dacă există), după care se asamblează şi se sudează cele două bordaje inferioare şi apoi puntea intermediară. Rezultă o primă piramidă ce se extinde până la interpunte. Se continuă cu alte două secţii de fund, după care se asamblează şi se sudează patru secţii de bordaj inferior simultan cu asamblarea şi sudarea peretelui de interpunte de pe verticala primei piramide. Se sudează bordajele superioare din axa piramidei şi simultan puntea superioară, respectiv cele două interpunţi adiacente. Rezultă prima piramidă completă, ce se extinde până la puntea principală.

Se continuă în acelaşi mod cu alte două secţii de fund, bordaje, punţi, etc. Metoda este prezentată în figura 12.17. Pentru a nu complica inutil figura, s-a indicat numai ordinea de montaj a primei piramide complete, ce a fost haşurată.

Figura 12.17. Schema etapelor tehnologice de asamblare a corpului navei pe cală prin metoda piramidală.

Datorită rigidităţii mari a tronsonului realizat în fiecare etapă de asamblare, deformaţiile provocate de sudare vor fi minime. Totodată, pe măsură ce se avansează spre extremităţi şi spre puntea superioară, deformaţiile remanente acumulate în etapele anterioare pot fi compensate cu ajutorul adaosurilor tehnologice. Dacă asamblarea navei se face cu adaosuri de contracţie, deformaţiile pot fi compensate adoptând valori convenabile pentru lufturile îmbinărilor cap la cap, şi sudarea pe plăcuţă ceramică. Ca rezultat, se ajunge la o precizie deosebit de ridicată şi corpul navei se realizează în toleranţe foarte strânse la dimensiunile principale.

Un alt avantaj al metodei este acela că tensiunile remanente din structurile corpului navei în ansamblu sunt mult diminuate. Acest fapt se explică prin aceea că în momentul sudării fiecărei secţii, aceasta este liberă pe două sau chiar trei laturi, iar contracţiile cordoanelor de sudură la răcirea acestora se pot manifesta liber în proporţie mult mai mare.

În practica proiectării tehnologice, schema etapelor tehnologice se realizează cu ajutorul unor schiţe axonometrice care descriu aspectul tronsonului realizat în etapa respectivă, şi pe care se indică şi schema de sudare din acea etapă. Schemele de sudarea utilizate sunt asemănătoare celor prezentate anterior, când a fost abordată tehnologia de asamblare a blocsecţiilor şi a corpului navei din blocsecţii.

152