Proprietăţile aliajelor metalice

Proprietăţile materialelor metalice se clasifică de regulă după natura proprietăţilor câteodată

după sensibilitatea sau insensibilitatea lor faţă de defecte structurale (punctiforme; dislocaţii de

suprafaţă ­ care există în orice aliaj metalic chiar în condiţiile unei elaborări foarte îngrijite).

Se poate afirma că între structura materialelor metalice şi proprietăţile lor există o

interdependenţă foarte strânsă.

Clasificarea proprietăţilor aliajelor metalice după natura lor este prezentată în fig.1.4.

Refractaritatea Chimice

Rezistentaţa la coroziune

Mecanice

Intrinseci Capacitate calorică Conductivitate termică Dilatare termică

Termice Contracţia Coeficientul de dilatare liniară

Fizice Coeficientul de dilatare volumică

Proprietăţi Conductibilitatea electrică

Electrice Rezistivitatea electrică

Diamagnetice Magnetice

Paramagnetice

Alte proprietăţi

Tehnologice De utilizare

De exploatare

Fig.1.4. Proprietăţile aliajelor metalice

Proprietăţile intrinseci sunt legate de material independent de locul şi modul de folosire,

proprietăţile de utilizare sunt dependente de metoda de prelucrare tehnologică, de domeniul şi de

condiţiile de exploatare.

Prin proprietăţi insensibile la defecte se înţeleg proprietăţile a căror natură se poate explica

pe reţeaua cristalină ideală, ca şi când materialul nu ar avea defecte, iar cele sensibile la defecte

numai prin intermediul defectelor care modifică mecanismul fenomenelor ce stau la baza

proprietăţilor respective.

Conductibilitatea electrică Conductibilitatea termică

Insensibile la Dia şi paramagnetism defecte structurale Temperatura de topire

Temperatura de vaporizare Elasticitatea

Proprietăţi Rigiditatea

Câmp coercitiv Rezistenţe mecanice Plasticitate

Sensibile la Fragilitate defecte structurale Tenacitate

Duritate Fluaj

1.5. Fenomene care stau la baza proprietăţilor

1.3.1. Proprietăţi mecanice

Proprietăţile mecanice ale aliajelor metalice sunt cele corespunzătoare comportării lor la

solicitările mecanice.

Astfel un material solid poate fi solicitat mecanic la întindere, compresiune, încovoiere,

forfecare, răsucire, combinat.

Solicitările mecanice se aplică prin intermediul forţelor exterioare ce acţionează asupra

materialului, sub acţiunea acestora el deformându­se. Deformarea se manifestă prin modificarea

distanţei între atomi scoţându­i din poziţia de echilibru reciproc. Când diferenţa interatomică se

măreşte apar forţe de atracţie, la micşorarea ei apărând forţe de respingere. Rezultanta tuturor

acestor forţe interioare se numeşte efort, ea opunându­se forţei exterioare care a cauzat deformarea.

Mărimea eforturilor depinde de mărimea solicitărilor, iar repartizarea lor în corpul metalic

de tipul solicitării, configuraţie geometrică, etc. Mărimea forţei nu poate caracteriza singură

eforturile şi este necesară introducerea unei mărimi specifice numită efort unitar sau tensiune σ care

reprezintă totalitatea forţelor interioare ce acţionează pe unitate de suprafaţă.

Fig.1.6. Tipuri de solicitări aplicate materialului

Considerând un corp omogen şi izotrop, de formă cilindrică solicitat la întindere axială şi o

secţiune A perpendiculară pe axa care împarte corpul în două părţi I, II.

Dacă se consideră numai porţiunea I acţiunea părţii II al acestuia se poate înlocui prin

acţiunea unei tensiuni σ uniform repartizată pe suprafaţa A, la echilibru având F=σ A şi

= 2 mm N

A F σ

unde : F ­ forţa exterioară care acţionează asupra corpului metalic [daN]

A ­ secţiunea corpului [mm 2 ]

Daca tensiunea σ ‘ nu este normală la suprafaţa A ’ pe care ea acţionează, ea se descompune

în componenta normală σn şi cea tangenţială τ.

Tensiunilor normale (principale) le corespund deformaţii liniare şi celor tangenţiale

deformaţii unghiulare. Deformaţia liniară reprezintă modificarea lungimii elementelor liniare ale

corpului, iar deformaţia specifică liniară modificarea unghiurilor drepte dintre diferite elemente

liniare ale acestuia.

Deformaţia specifică liniară ε se exprimă prin relaţia:

0 0

0

l l

l l l n ∆

= −

= ε

unde: l0, ln ­ lungimile înainte respectiv după deformare.

Fig. 1.7. Deformaţia specifică liniară

Legătura dintre ε şi σ este dată de σ = Eε unde : E ­ modulul de elasticitate (Young),

valabilitatea relaţiei fiind numai pentru anumite valori ale lui ε şi σ, caracterizate prin limita de

elasticitate.

Pe baza comportării aliajelor metalice la acţiunea forţelor exterioare proprietăţile mecanice

se grupează astfel:

Elasticitatea Rigiditatea Plasticitatea

Proprietăţi mecanice Fragilitatea Fluaj

Tenacitate Duritate

Fig. 1.8. Proprietăţile mecanice ale materialelor metalice

Elasticitatea ­ proprietatea materialelor de a se deforma sub acţiunea forţelor exterioare şi de

a reveni la forma lor iniţială după ce solicitarea care a produs deformaţia şi­a încetat acţiunea.

Considerând o secţiune dintr­un plan cristalografic în sistemul cubic al unui corp metalic

solicitat la întindere, prin deformare are loc o modificare a distanţelor dintre atomi şi anume pe

direcţia solicitării de la x = p la x > p, pe direcţia perpendiculară de la y = p la y < p. Deci pe

direcţia x vor apărea forţe de atracţie între atomii reţelei iar pe direcţia y forţele de respingere.

După încetarea solicitării aceste eforturi elementare readuc atomii la starea de echilibru

aducând corpul metalic la dimensiunile iniţiale.

Deformarea elastică a materialelor metalice este întotdeauna însoţită de o anumită deformare

permanentă. Convenţional a fost definită drept limita de elasticitate σE valoarea tensiunii la care

deformarea specifică remanentă este 0,001 ­ 0,03 %.

Fig.1.9. Alungirea materialelor metalice

Rigiditatea este proprietatea materialelor de a se opune deformaţiilor elastice, fiind deci

proprietatea contrară elasticităţii. Mărimea care reflectă capacitatea materialelor de a se opune

deformaţiilor elastice, deci o mărime a rigidităţii este modulul de elasticitate E. Pornind de la relaţia

ε σ ⋅ = E , pentru un σ constant la o anumită valoare a lui ε corespunde o valoare a lui E. Odată cu

scăderea lui ε, E este mai mare deci o rigiditate mai mare.

Prin variaţia lui E se poate modifica atât rigiditatea cât şi elasticitatea aplicând metode

tehnologice de prelucrare ca: turnare, deformare plastică, tratament termic şi în special aliere.

Plasticitatea este proprietatea materialelor deformate de a nu mai reveni la forma iniţială

după încetarea acţiunii solicitării care a produs deformarea.

Dacă se urmăreşte reprezentarea grafică efort­deformaţie, σ = f(ε), pentru un material

metalic se constată că: solicitând materialul cu tensiuni mai mari decât limita de elasticitate, la un

moment dat la creşteri mici ale tensiunii corespunzătoare unei creşteri mari ale deformaţiei se

observă un fenomen de curgere a materialului. Convenţional s­a definit drept limită de curgere σC

valoarea tensiunii de la care deformaţiile specifice permanente încep să fie mai mari de 0,2 %. La

solicitări între σC şi σR deformaţiile sunt permanente. La σ ≥ σR materialul se rupe, lungimea

specifică maximă fiind εR.

Fig.1.10. Curba de deformare a materialelor metalice

Curba a fost trasată presupunând că secţiunea materialului rămâne constantă până la rupere

datorită lungirii, în realitate secţiunea se micşorează şi curba reală urmează traseul OCD.

Pentru a ajunge în zona de plasticitate ( σC < σ < σR ) este obligatorie trecerea prin zona de

elasticitate.

Deformaţia specifică totală ε având deci două componente

R E ε ε ε + =

unde: εE ­ deformaţie elastică

εR ­ deformaţie permanentă

După încetarea acţiunii rămâne totdeauna o deformaţie permanentă εP formată din două

componente cea rezultată din deformaţia elastica ( εPE « εE ) şi cea corespunzătoare deformaţie

permanente propriu­zise (εpp).

Este de asemenea de subliniat ca prin deformări plastice se produc deplasări relative de

atomi în reţeaua cristalină fără a distruge integritatea reţelei cristaline.

Fragilitatea este proprietatea unor materiale de a nu permite practic deformaţii plastice până

la rupere, fiind proprietatea opusă plasticităţii. La rupere materialele fragile prezintă o deformaţie

plastică redusă (fig.1.7.a) sau se rup înainte ca deformaţia plastică să înceapă (fig.1.11.b).

a. b.

Fig. 1.11. Ruperea materialelor metalice

Fluajul este proprietatea unor materiale de se deforma în timp lent şi continuu, sub acţiunea

unor sarcini continue şi de lungă durată chiar când σ <σE , componenta permanentă a deformaţiei

elastice εPE creşte în timp şi εP > εE deformaţia totală creşte permanent.

Dacă la temperatura mediului ambiant deformarea plastică la fluaj a materialului este mai

mică, la temperaturi mai ridicate ea devine importantă şi trebuie ţinut cont de ea.

Tenacitatea este proprietatea materialelor solide de a acumula o energie mare de deformaţie

plastică până la rupere. Un material tenace se va rupe deci numai după deformaţii plastice specifice

mari.

Tenacitatea materialelor depinde de natura lor şi felul solicitării. Solicitările putând fi de

două feluri: statice şi dinamice, iar tenacitatea poate fi statică sau dinamică.

Ca măsură a tenacităţii dinamice s­a introdus mărimea numită rezilienţă ca fiind raportul

dintre lucrul mecanic consumat la rupere la încovoiere prin şoc şi aria secţiunii de rupere a unei

epruvete crestate. Tenacitatea mai este influenţată de temperatura la care se găseşte materialul,

viteza de realizarea a lucrului mecanic, etc. Materialele care prezintă o rezilienţă mare se numesc

tenace, iar cele cu o rezilienţă mică se numesc fragile.

Duritatea este proprietatea unui material de a opune rezistenţă la pătrunderea din exterior în

stratul de suprafaţă a unui obiect din material mai dur.

Factorii determinanţi ai durităţii sunt:

­ natura materialului metalic

­ structura sa

­ felul solicitării

Datorită faptului ca materialele metalice sunt anizotrope, neomogene şi practic discontinue,

duritatea este o proprietate statistică medie.

Duritatea este factorul determinant al rezistenţei la uzură, în special la uzura abrazivă şi de

aderenţă (sudarea suprafeţelor în frecare în momentul când suprafeţele reale de contact ajung la

distanţă când intră în acţiune forţele de interacţiune).

Se consideră microduritatea cea determinată pe diferitele straturi ale materialului şi

microduritate determinată pe un grăunte cristalin sau strat intergranular.

După felul aplicării forţei duritatea poate fi statică sau dinamică. Duritatea se măsoară în

grade de duritate specifice metodei de măsurare (Brinell, Rockwell, Vickers).

1.4. Proprietăţi tehnologice

Sunt definite de suma de relaţii dintre proprietăţile materialelor şi fenomenele ce apar în

interacţiunea cu diferitele metode tehnologice de transformare la cald sau la rece a acestora.

Proprietăţile tehnologice sunt rezultatul îmbinării şi corelării mai multor proprietăţi

funcţionale, pentru ca la rândul lor o parte din proprietăţile funcţionale să fie modificate de

proprietăţile tehnologice, prin intermediul metodei tehnologice sau procedeului tehnologic de

transformare.

Oricare material se poate transforma până la atingerea formei corespunzătoare rolului

funcţional dorit prin mai multe procedee tehnologice de transformare. Astfel, proprietăţile

tehnologice sunt cele care impun în majoritatea cazurilor procedeul tehnologic optim de

transformare a acestuia, existând o strânsă interdependenţă procedee tehnobogice de prelucrare ­

proprietăţi tehnologice. Principalele proprietăţi tehnologice sunt: turnabilitatea, deformabilitatea,

uzinabilitatea (aşchiabilitatea), sudabilitatea şi călibilitatea (fig. 1.12).

Turnabilitate

Deformabilitate Proprietăţi tehnologice Uzinabilitate

Sudabilitate

Călibilitate

Fig.1.12. Proprietăţi tehnologice ale materialelor metalice

Turnabilitatea

Este proprietatea unui material de a căpăta în urma solidificării configuraţia geometrică şi

dimensiunile cavităţii în care se introduce în stare lichidă. Accastă proprietate se apreciază cu

ajutorul calificativelor (foarte bună, bună, satisfăcătoare, nesatisfăcătoare, rea etc.). Din

multitudinea de proprietăţi funcţionale ale metalelor şi aliajelor, unele influenţează direct

turnabilitatea şi anume: fuzibilitatea, fluiditatea, contracţia la solidificare, tensiunea superficială,

tendinţa de segregare şi permeabilitatea la gaze. Interdependenţa proprictăţilor tehnologice ­

proprietăţi funcţionale se prezintă în tabelul 2.3. Aşa cum se vede, turnabilitatea depinde de

proprietăţile fizice (temperatura de topire, temperatura de solidificare, dilataţia termică), de

proprietăţile chimice (rezistenţa la coroziune, refractaritatea), de proprietăţile mecanice (rezistenţa

la rupere, rezistenţa la curgere) şi de proprietăţile estetice (culoare, aspect, grad de netezime etc.)

Deformabilitatea

Este proprietatea metalelor şi aliajelor de a căpăta deformaţii permanente, fără a se rupe, sub

acţiunea unor forţe exterioare. Se apreciază prin calificative (foarte bună, bună, satisfăcătoare,

nesatisfăcătoare, rea). Este influenţată direct de proprietăţile fizice (temperatura de solidificare,

temperatura de recristalizare de proprietăţile chimice (rezistenţa la coroziune, oxidarea), de

proprietăţile mecanice (elasticitatea, plasticitatea, rezistenţa la curgere, fluajul, ecruisarea), de

proprietăţile magnetice în cazul procedeelor de magnetodeformare, de proprietăţile estetice (aspect,

rugozitate). Principalele forme sub care se defineşte deformabilitatea sunt:

­forjabilitatea ­ capacitatea unor metale sau aliaje de a prezenta rezistenţă redusă la deformare sub

acţiunea unor forţe de presare sau lovire şi de a curge uşor liber sau limitat cavitaţional;

­maleabilitatea ­ capacitatea unor materiale de a putea fi transformate în table sun acţiunea unor

forţe exterioare de deformare;

­ductibililatea ­ capacitatea unor materiale de a putea fi transformate în fire sub acţiunea unor forţe

exterioare.

Deformabilitatea este cu atât mai bună cu cât eforturile necesare schimbării formei sunt mai mici.

Uzinabilitatea (aşchiabilitatea)

Este proprietatea unui material de a­şi modifica forma prin îndepărtarea de particule sau

microparticule materiale (aşchii sau microaşchii sub acţiunea unor forţe exterioare aplicate prin

intermediul unor scule aşchietoare. Uzinabilitatea este cu atât mai bună, cu cât eforturile necesare

desprinderii particulelor sau microparticulelor sunt mai mici. Uzinabilitatea este bună la majoritatca

metalelor şi aliajelor, ea depinzând foarte diferit de proprietăţile funcţionale (tabelul 2.3). Toate

proprietăţile funcţionale au o influenţă deosebită asupra uzinabilităţii, existând şi procedee

tehnologice cu dependenţă limitată, specifică naturii materialului şi metodelor tehnologice de

transformare.

Sudabilitatea (comportarea la sudare)

Este proprietatea unui material de a se îmbina nedemontabil cu alt material prim formarea

unor legături atomice între atomii marginali ai suprafeţelor de îmbinat în anumite condiţii de

temperaturã şi/sau presiune. Sudabilitatea este o caracteristică deosebit de complexă a unui material,

ea depinzând mai mult sau mai puţin de toate proprietăţile funcţionale (tabelul 2.3) ale metalului de

bază şi ale metalului de adaos (compoziţie chimică, proprietăţi structurale, prelucrări anterioare), de

procedeul de sudare aplicat şi tehnologia dc sudare (tratamentul preliminar şi final, regimul de

sudare, succesiunea depunerii straturilor de material etc.) şi de configuraţia geometrică şi

dimensională a ansamblului sudat.

Tabelul 2.3. Interdependenţa proprietăţi funcţionale­proprietăţi tehnologice Proprietăţi funcţionale

Proprietăţi tehnologice

Fizice Chi­ mice

Meca­ nice Electrice Magnetice Optice Nucleare Este­

tice

Turnabilitatea * * * 0 0 0 0 *

Deformabilitatea * * * 0 (*)magneto­ deformare 0 0 *

Uzinabilitatea * * * (*)electro­ eroziunea 0 (*)fascicul

de fotoni (*)fascicul de electroni *

Sudabilitatea * * * (*)sudare cu energie electrică

0 (*)sudare cu fascicul de fotoni

(*)sudare cu fascicul de electroni

*

Călibilitatea * * 0 0 0 (*)călire cu fasicul de fotoni

0 *

* ­ dependenţa în toate cazurile (*) ­ dependenţă doar în cazuri particulare 0 ­ nu există interdependenţă

Călibilitatea Este proprietatea unor materiale de a deveni dure în urma unui ciclu termic de forma:

încălzire la o anumită temperatură ­ răcire după o anumită lege. Este o proprietate tehnologică dependentă de proprietăţi fizice şi chimice ale materialului cu influenţe deosebite în modificarea stării structurale a acestuia şi implicit asupra celorlalte proprietăţi tehnologice şi de exploatare într­ un sens dinainte stabilit. Durificarea structurală se aplică următoarelor tipuri de metale şi aliaje cu aplicabilitate industrială: ­ aliaje pe bază de aluminiu: binare (Al­Cu, Al­Mg, Al­Zn), ternare (Al­Cu­Mg, Al­Cu­Si, Al­Cu­ Mn, Al­Cu­Ti, Al­Zn­Si), complexe (Al­Cu­Mg­Ni, Al­Si­Mg­Mn, Al­Si­Cu­Mg­Ni) etc.; ­ aliaje pe bază de cupru (bronzuri cu beriliu, cu crom, cu aluminiu, cu siliciu şi nichel, bronzuri complexe); ­ aliaje pe bază de magneziu: binare (Mg­Al, Mg­Zn) şi ternare (Mg­Al­Zn); ­aliaje pe bază de titan; ­ oţeluri carbon (slab aliate, aliate şi înalt aliate), oţeluri de scule, oţeluri inoxidabile, anticorozive şi refractare; ­ fonte; ­ mase plastice.

ELABORAREA MATERIALELOR METALICE

Materialele metalice se găsesc în natură în minereuri sub formă de compuşi chimici

amestecaţi cu alte minerale şi numai în cazuri particulare şi în cantităţi foarte mici în stare liberă.

Minereul este un conglomerat de substanţe minerale în care un unul sau mai multe metale se

găseşte în cantitate suficientă unei extrageri economice. El este constituit din două părţi: utilul U ­

reprezentat prin compuşi chimic care conţin metalul de elaborat şi sterilul S (gangă) reprezentat de

celelalte minerale nefolositoare.

Elaborarea primară urmăreşte extragerea metalului Me din minereu.

Minereul este format din utilul U care conţine metalul Me ce urmează a fi extras şi alte

substanţe (impurităţi) numite steril S.

M = U + S (2.1)

Minereurile se pot clasifica după mai multe criterii. (fig. 2.1 )

Elaborarea primară a

metalelor cuprinde totalitatea

operaţiilor necesare extragerii

lor din minereuri în vederea

obţinerii metalului brut.

În urma acesteia

metalul brut conţine încă o

cantitate însemnată de

impurităţi şi neomogenităţi

structurale.

Pentru obţinerea unor

proprietăţi corespunzătoare

metalului brut se prelucrează

în continuare printr­o gamă

specifică de operaţii care sunt

reunite sub denumirea de

elaborare secundară. În urma acestei elaborări se obţine metalul fabricat care poate fi industrial

(impurităţi în concentraţie admisibilă) şi pur (fig. 2.2)

Fig. 2.1. Clasificarea minereurilor

Forma în care metalul se află în minereu

Numărul de metale ce se extrag

Concentraţia metalului în minereu

Natura sterilului

Metal pur

Compus chimic

Monometalic

Polimetalic

Bogat

Mediu

Sărac

Acid

Bazic

Neutru

Util

Minereu

Steril

Elaborare primară

Metal brut

Elaborare secundară

Afânare

Rafinare Metal pur

Metal fabricat

Metal industrial

Fig. 2.2. Schema fabricării metalului brut, industrial, pur

Succesiunea operaţiilor în scopul preparării

minereului este redată în fig. 2.3:

Concasarea ­ spargerea minereurilor în bucăţi mici,

se realizează în concasoare.

Ciuruirea ­ trecerea minereului printr­un grup de

site pentru obţinerea minereului de aceeaşi

dimensiune în cantităţi suficiente.

Omogenizarea ­ operaţia de amestecare la anumite

proporţii a minereurilor de compoziţii diferite.

Măcinarea ­ se face în scopul omogenizării

dimensiunilor bulgărilor în mori speciale.

Concentrarea ­ mărirea concentraţiei relative a

utilului prin îndepărtarea forţată a unei cote din

steril.

Fig. 2.3. Schema preparării minereurilor

Concentrarea se poate realiza prin mai multe procedee:

­ spălare în curent de apă pe plane înclinate cu scopul de a îndepărta argila, nisipul şi părţilor

pământoase;

­ zeţare ­ spălare verticală cu acţiune pulsatorie alternativă a apei într­un recipient, minereul fiind

mai greu se colectează la partea inferioară, sterilul evacuându­se prin preaplin fiind mai uşor;

­ separarea în medii dense constă în concentrarea într­un mediu lichid a particulelor cu densitate

mai mare decât cea a mediului dens lichid la parte inferioară, iar cele cu densitate mai mică se vor

ridica la suprafaţa băii;

Minereu brut

Concasare

Ciuruire

Omogenizare

Măcinare

Concentrare

Calcinare

Aglomerare

Minereu preparat

Spălare

Zeţare

Separare în medii dense

Flotare

Separare magnetică

Sinterizare

Peletizare

Brichetizare

Nodulizare

­ flotarea constă în introducerea unui minereu măcinat într­o suspensie cu detectoare (substanţe

care produc unei părţi din minereu, fie util sau steril, afinitatea preferenţială pentru bula de aer ce se

insuflă în suspensia lichidă), spumanţi (cu rol de stabilizare a bulelor de aer) şi modificatori

(imprimă unele proprietăţi fizico­chimice suspensiei).

La insuflarea aerului în suspensie partea minereului cu afinitate pentru bulele de aer se va

ridica la suprafaţa suspensiei ca produs flotat care se poate colecta.

­ separarea magnetică, câmpul magnetic acţionează asupra părţii magnetice a minerului;

Minereul concentrat se poate supune operaţiei de calcinare (prăjire) în scopul îndepărtării

apei. Aceasta se realizează în cuptoare specializate, materiile volatile se vor degaja la coş, se produc

reacţii chimice care uşurează elaborarea metalului. În urma calcinării o parte din minereu rămâne

sub formă de granule mici şi praf, care se vor compacta prin aglomerarea care se poate realiza prin:

­ sinterizare ­ aglomerarea prin căldură cu sau iară liant;

­ peletizare ­ aglomerări sferice din minereu, praf, combustibil, fondanţi cu ajutorul căldurii şi a

lianţilor;

­ brichetare ­ presarea minereului praf în forme;

­ nodulizare ­ aglomerarea prafului la cald în cuptoare rotative.

Procedeele de separare a metalului din util sunt grupate în trei categorii aplicate independent sau

combinate succesiv:

­ procedee pirometalurgice, elaborare în stare uscată, la care separarea se face prin transformări de

fază şi reacţii chimice la cald;

­ procedee hidrometalurgice, elaborare pe cale umedă, la care separarea se face prin trecerea

utilului în soluţie apoasă şi separrea metalului din aceasta;

­ procedee electrometalurgice, electrotermice şi electrolitice, la care se utilizează pentru separare

energia electrică.

Aplicarea acestor procedee este determinată de reactivitatea metalului, compoziţia chimică a

utilului şi cea a sterilului.

METALURGIA FONTEI

Fonta este un aliaj al fierului cu carbonul (C→2,06 ÷ 6,67%). Elaborarea fontei are loc în

cuptoare înalte numite furnale. Materialele necesare elaborării fontei sunt: minereurile de fier,

cocsul, fondanţii şi aerul (comburant).

Din furnal se obţin fonta, zgura şi gazul de furnal (Fig. 1).

Minereu de fier Cocs Fondant Comburant (aer ­ oxigen)

Furnal

Fontă Zgură Gaz de furnal

Fig. 1. Elaborarea fontei

Minereurile pot avea un conţinut de Fe cuprins între 20­55% cele mai frecvent utilizate

fiind magnetita Fe3O4; hematita Fe2O3; limonita 2 Fe2O3 • 3 H2O; siderita Fe3CO3 şi spirita FeS2.

Cocsul metalurgic este un combustibil solid obţinut prin carbonizarea la temperaturi

ridicate, în absenţa aerului a huilei; trebuie să aibă o putere calorică mare, porozitate mare,

rezistenţă mecanică ridicată, conţinut de apă redus, procentaj mic de cenuşă.

Fondanţii dizolvă sterilul, antrenează în zgură impurităţile din minereu şi cocs, fluidizează

zgura pentru a se separa mai uşor de fontă.

Aerul (oxigenul) întreţin arderea, favorizând reacţiile chimice. Se introduce preîncălzit la

800­1200°C.

Furnalul

Este format din două trunchiuri de con racordate după baza mare cu un cilindru, partea

inferioară a conului final racordată tot cu un cilindru.

În fig. 2. este redată o secţiune longitudinală printr­un furnal, fiind prezentate şi principalele

componente.

Din punct de vedere termic furnalul se împarte în 4 zone: preîncălzire, reducere,

carburare şi topire.

Fig. 2. Secţiune longitudinală prin furnal

Aerul se introduce prin gurile de vânt (duze) 1, aduse printr­o conductă 2, care înconjoară

furnalul ca un brâu, fiind debitat de o turbosuflantă. Zgura se evacuează prin orificiul 3, iar fonta

topită prin orificiul 4. Furnalul este construit din tablă din oţel groasă 25 ÷ 45mm, fiind căptuşit cu

cărămidă refractară.

Preîncălzirea aerului se face în instalaţii numite caupere cu ajutorul gazelor de furnal care se

captează la partea superioară a acestuia.

Construcţia cauperului este redată în fig. 3.

Fig. 3. Construcţia cauperului

1. reţea de canale din cărămidă refractară

2. manta din oţel

3. căptuşeală refractară

4. căptuşeală refractară

5. conductă aer cald spre furnal

6. camera de ardere

7.conductă canal admisie gaze de furnal

8 conductă de aer insuflat rece

9. conductă

10. coş

Gazele de furnal intră în cauper se amestecă cu aerul se aprind în camera de ardere trecând

spre coş printr­o reţea de canale din cărămidă refractară pe care le încălzesc până la

1100 ÷ 1300 ºK. Se insuflă apoi aerul rece cu o turbosuflantă prin conducta 8 încălzindu­se, fiind

transmis apoi la furnal prin conducta 5.

Perioada de încălzire a cauperului fiind dublă faţă de cea de răcire se impune necesitatea

existenţei a cel puţin trei caupere.

În fig. 4 este redată schema de funcţionare a furnalului şi cauperelor.

Fig. 4. Schema de funcţionare a furnalului şi cauperelor

Procese fizico­chimice în furnal

Furnalul funcţionează pe principiul contracurentului. Minereul, combustibilul şi fondanţii

se încarcă pe la partea superioară, dar la partea inferioară se produc gazele fierbinţi care se ridică

reacţionând cu încărcătura solidă în coborâre. Temperatura cea mai înaltă din furnal se găseşte

deasupra creuzetului, în zona de introducere a aerului scăzând pe măsura ridicării spre partea

superioară. În fig. 2 se poate observa variaţia temperaturii pe înălţime. În dreptul gurilor de aer la

insuflarea aerului are loc arderea combustibilului conform reacţiei :

C + O2 →CO2 + 97650 Kcal

temperatura ridicându­se la 2173 °K.

Ridicându­se spre partea superioară CO2 este redus de carbonul din stratul de cocs.

CO2 → 2CO ­ 7100 Kcal

În zonele cele mai înalte oxidul de carbon se descompune în prezenţa fierului care este

catalizată:

2CO → CO2 + C + 3700 Kcal

Există deci în furnal un amestec de CO2 şi CO ale căror proporţii vor depinde de excesul de

aer suflat. Minereul de fier va fi redus până la fier de către oxidul de carbon conform relaţiilor

(reducere indirectă):

3 Fe2O3 + CO → 2 Fe3O4 + CO2 + 8870 Kcal

2 Fe3O4 + 2CO → 6 FeO + 2 CO2 ­ 9980 Kcal

6 FeO + 6 CO → 6 Fe + 6 CO2 + 19500 Kcal

Magnetita şi siderita suferă în prealabil o operaţie de prăjire. Siderita prin calcinare

(prăjire simplă) la 873­973 °K elimină bioxidul de carbon, devenind mai poroasă şi uşor reductibilă.

Magnetita prin prăjire oxidantă se transformă într­un oxid mai uşor de supus operaţiilor din

furnal

4 Fe3O4 + O4 → 6 Fe2O3

Reducerea oxizilor de fier poate avea loc şi pe calea reducerii directe

FeO + C → Fe + CO ­ 34460 Kcal

Se reduc totodată şi minereurile de mangan introduse în furnal cu scopul reducerii acţiunii

dăunătoare ale sulfului

MnO + C → Mn + CO ­ 64830 Kcal

Paralel se mai reduce P, Si, S, Ti, K rezultând zgura.

Evacuarea zgurei şi fontei din furnal se face în 2 ÷ 6 ore întâi zgura prin gura de zgură apoi

fonta prin gura de fontă.

Produsele furnalului

În urma procesului metalurgic din furnal se obţine fonta brută, zgura şi gazul de furnal.

Fonta brută (fonta de primă fuziune), cu conţinut de C cuprins între 2,3 ÷ 5% şi o cantitate

mare de impurităţi ca Si, Mn, S, P nu poate fi folosită pentru turnarea pieselor. Folosind combustibil

mangalul, se poate utiliza la turnarea pieselor de importanţă redusă.

Se deosebesc deci fonta pentru turnătorie, pentru afinare (oţelării) şi fonte speciale.

Fonta brută pentru turnătorie (fontă cenuşie sau silicioasă) este o fontă cu o bună fluiditate la

temperatura de topire (1450 ÷ 1700 °C) cu greutatea specifică 7 ÷ 7,3 daN/cm 2 .

Din cauza conţinutului mare de impurităţi care afectează proprietăţile, se livrează sub formă

de lingouri.

Fonta brută pentru afinare (fontă albă sau manganoasă) este formată din masă metalică de

bază în care s­a dizolvat (teoretic) toată cantitatea de C (2,3 ÷ 3,5 %).

Pentru a împiedica separarea carbonului din cementită fonta conţine 1 ÷ 30% Mn. Se topeşte

la 1460 ÷ 1600 °C are o greutate specifică 7,4 ÷ 7,7daN/dm 3 la temperatura de topire prezintă o

fluiditate slabă. Se utilizează la elaborarea oţelului.

Fonta brută specială este cenuşie sau albă. La un conţinut de 5 ÷ 25% Mn se numeşte fontă

oglindă, cu 5 ÷ 15% Si fonte silicioase şi cu procent ridicat de Si, Mn (>25%) silicomanganoasă.

Gazul de furnal captat la partea superioară a furnalului are o putere calorică de cca. 1000

Kcal/cm 3 .

După epurare (în aşa zişii saci de praf), praful antrenat se utilizează la preîncălzirea aerului

din cauper (cca. 25%), iar restul este utilizat pentru motoare, oţelării şi alte necesităţi ale

întreprinderii.

Praful (prafuri suspensie 1÷40g/cm 3 ) rezultat din epurare (aşa zişii saci de praf ai furnalului)

se brichetează şi se reintroduc în furnal cu minereul.

Zgura se utilizează la fabricarea cimentului metalurgic a cărămizilor pietrişului de zgură. La

furnalele care funcţionează cu mangal zgura se utilizează pentru fabricarea vatei de zgură necesară

izolărilor termice.

ELABORAREA SECUNDARĂ A FONTEI

Prin elaborarea secundară a fontei se înţelege procesul metalurgic prin care se obţin fonte ce

se vor turna sub formă de piese, caracterizate de proprietăţi chimice şi mecanice superioare fontelor

brute, pornindu­se de la fontele de primă fuziune sau de la deşeuri metalice (fontă sau oţel).

Elaborarea secundară a fontei se realizează, în marea majoritate a cazurilor,

într­un cuptor numit cubilou (fig. 1.).

Fig. 1. Schema de principiu a cubiloului:

1 ­ coş de evacuare a gazelor cu

parascântei;

2 ­ gura de încărcare;

3 ­ inel protector din fontă;

4 ­ cuva;

5 ­ căptuşeală;

6 ­ strat de nisip;

7 ­ manta metalică;

8 ­ guri de vânt;

9 ­ orificiu de evacuare a zgurii;

10 ­ creuzet;

11 ­ stâlpi de susţinere;

12 ­ antecreuzet;

13 ­ orificiu de evacuare a fontei;

14 ­ postamentul.

Încărcătura cubiloului este formată astfel: un strat iniţial de lemne de foc pentru aprindere,

un strat de cocs, care formează patul de reducere­elaborare a fontei şi apoi straturi succesive de

material feros, combustibil (cocs) şi fondant.

Materialele metalice de prelucrare a cubiloului sunt: fonta veche, în proporţie de 20 ... 60%

din încărcătură, deşeuri din oţe1, în proporţie de până la 70% din încărcătură.

Fondantul cel mai utilizat pentru elaborarea fontei în cubilou este calcarul. Pentru creşterea

fluidităţii zgurii se utilizează dolomita şi fluorina.

Pe măsură ce coboară, încărcătura cubiloului se încălzeşte, se topeşte sub formă de picături

şi se transformă în fontă şi zgură lichidă. Pe parcursul coborârii are loc o oxidare a elementelor

încărcăturii:

CO FeO CO Fe + → + 2

Fe SiO FeO Si 2 2 2 + → +

Fe MnO FeO Mn + → +

iar în zona creuzetului, a patului de cocs, are loc reducerea preponderent directă a oxizilor:

2 2 2 CO Fe C FeO + → +

2 2 CO Si C SiO + → +

2 2 2 CO Mn C MnO + → +

şi carburarea fierului:

C Fe C Fe 3 3 → +

FeO FeS SO Fe 2 3 2 + → +

Reacţiile de sulfurare a fierului au loc în zonele superioare ale cubiloului, zonele de

preîncălzire a încărcăturii.

Principala sursă de sulf este cocsul, prin a cărui ardere se generează bioxidul de sulf.

Principalii factori de reducere a conţinutului de sulf din fontă sunt:

• creşterea temperaturii de elaborare, care favorizează şi eliminarea S02 sub formă de

gaz din cubilou şi acţiunea de desulfurare a zgurii formate;

• majorarea adaosului de calcar din încărcătură (principalul desulfurant este carbura de

calciu ­ CaC2);

• utilizarea unui cocs cu conţinut redus de sulf.

Elaborarea secundară a fontelor în cuptoare electrice cu inducere prezintă următoarele

avantaje:

• fonta este supraîncălzită şi permanent agitată, ceea ce permite creşterea vitezei reacţiilor din

baia metalică, omogenizarea componenţei chimice şi controlul mult mai riguros al acesteia;

• temperatura mai mare favorizează dizolvarea grafitului şi apoi separarea sa mult mai fină şi

mai omogenă, ceea ce conduce la proprietăţi mecanice superioare ale fontei;

• materialele încărcăturii sunt mai diversificate, mai ieftine;

• are loc o bună eliminare a gazelor;

• pentru reacţiile de reducere se foloseşte în special carbonul din resturile de electroni din

grafit.

Trebuie precizat că încărcătura metalică trebuie să fie "curată", pentru că singurul proces de

afinare ce are loc în cuptorul cu inducţie este desulfurarea, care se realizează prin adăugare

de 0,5 ÷ 1 % CaC2.

Pentru a se asigura o calitate superioară fontelor obţinute în urma elaborării secundare se

folosesc procedeele combinate (duplex):

• elaborarea în cubilou combinat cu un antecreuzet cu inducţie este procedeul cel mai des utilizat;

• combinaţia cubilou ­ cuptor cu inducţie este recomandată pentru producerea unor fonte speciale,

când este necesară existenţa unui stoc tampon de fontă lichidă cu compoziţie chimică şi

proprietăţi controlate;

• combinaţia furnal ­ cuptor cu inducţie este foarte rentabilă şi se utilizează pentru turnarea unor

piese masive în siderurgie; în aceste cazuri este necesară o desulfurare puternică în cuptorul cu

inducţie.

În urma elaborării secundare se pot obţine din punct de vedere chimico­structural, fonte cu

grafit lamelar, fonte cu grafit nodular, fonte maleabile şi fonte aliate.

Fontele cu grafit lamelar sunt fonte cenuşii cu o structură formată dintr­o masă metalică de

bază, care poate fi perlitică sau ferito ­ perlitică şi lamele din grafit nativ.

Fontele cu structură perlitică sau proprietăţi mecanice bune, iar cu cât lamelele de grafit

sunt mai fine şi mai uniform dispersate proprietăţile cresc. Fontele cu structură ferito ­ perlitică sau

chiar feritică au o tenacitate mai bună şi chiar o alungire la rupere mai mare.

Caracteristicile mecanice uzuale sunt:

R = 150...250 MPa; δ = 1%; HB = 160 ÷ 220.

Fontele cenuşii pot avea proprietăţi superioare dacă se asigură o cât mai fină şi uniformă

repartiţie a grafitului sub formă de lamele fine sau sfere (nodule). O astfel de structură se obţine prin

modificarea fontei, prin introducerea în masa lichidă a unor elemente numite modificatori, care au

rolul de a dirija grafitizarea. Pentru obţinerea fontelor cu grafit lamelar fin se utilizează ca

modificatori: Ca, Al, Ba, Mg, Ce, Te, La. Modificatorii se introduc în masa lichidă de fontă sub

formă de prealiaje împreună cu elemente purtătoare. Cele mai des utilizate, ca elemente purtătoare,

sunt ferosiliciul şi silico­calciul. Introducerea modificatorilor se poate realiza în jetul de turnare,

în oala de turnare sau în formă.

Pentru obţinerea fontelor cu grafit nodular se utilizează Mn, Ce, Ca, Li în vederea

solidificării grafitului şi Bi, Si pentru mărirea numărului şi fineţii nodulilor de grafit. Mecanismul

nodulizării grafitului în formele cu grafit nodular este următorul: modificatorul joacă un rol de

inhibitor de scurtă durată al separării grafitului; forma se solidifică sub formă de fontă albă şi apoi,

când rolul de inhibitor al modificatorului încetează, cementita se descompune, grafitul se

acumulează uniform din toate părţile sub formă de noduli aproape sferici. Masa metalică de bază

este perlitică sau ferito ­ perlitică.

Caracteristicile mecanice uzuale sunt:

R = 600...700 MPa; δ = 4 ÷ 5 %; HB = 220 ÷ 300.

Fontele maleabile se obţin din fontele albe prin tratamentul termic sau termochimic de

maleabilizare. Maleabilizarea prin grafitizare (procedeul american) constă în încălzirea pieselor

turnate din fontă albă, un timp îndelungat, la temperatura de 1223 °K, urmată de o răcire lentă

(răcirea lentă este asigurată de faptul că, în timpul tratamentului piesele sunt împachetate în cutii cu

nisip sau zgură). În final se obţine o fontă cu structură feritică şi cuiburi de grafit. În ruptură

prezintă o culoare neagră ­ fontă maleabilă cu miez negru. Caracteristicile mecanice sunt relativ

bune:

R = 300...400MPa; δ = 6...18%; HB = 120 ÷ 160.

Dacă, după încălzire, răcirea pieselor se face în apă sau în ulei, se obţine o structură

perlitică, iar fonta se numeşte fontă maleabilă perlitică.

Caracteristicile fontelor maleabile perlitice sunt:

R = 500 ... 800 MPa; δ = 3...8%; HB = 170 ÷ 280.

Maleabilizarea prin decarburare (procedeul european) este un tratament termochimic ce

constă în încălzirea pieselor la o temperatură de 1223 °K într­un mediu oxidant (minereu de fier).

Are loc o decarburare a stratului superficial. Se obţin piese cu structură feritică în stratul de

suprafaţă şi perlitică în interior. În ruptură are o culoare albă­sidefie fonta se numeşte

fontă maleabilă albă.

Caracteristicile fontei maleabile albe sunt:

R = 400 ... 700 MPa; δ = 5... 10%; HB = 130 ÷ 160.

Fontele aliate pot fi fonte cenuşii, albe sau maleabile. Prin introducerea unor elemente de

aliere se asigură îmbunătăţirea anumitor proprietăţi. Principalele grupe de fonte aliate sunt:

• fonte de înaltă rezistenţă mecanică ­ sunt aliate cu nichel, crom, vanadiu, molibden şi cu

caracteristici asemănătoare oţelurilor ( R ≅ 800 MPa, HRC ≅ 60);

• fonte refractare ­ cu un conţinut ridicat de nichel sau crom şi pot rezista până la temperaturi

de 923 °K;

• fonte rezistente la coroziune ­ sunt aliate cu siliciu, crom, nichel sau cupru, având o structură

grafito ­ austenitică.

FURNALUL ELECTRIC

Furnalul electric (fig. 5.10) are o formă asemănătoare furnalului termic fiind

format din aceleaşi părţi constructive (fundaţie, vatră, etalaj, cuvă, cupolă). Deosebirea

constă în forma constructivă a vetrei, cupolei, sistemului de încălzire al furnalului şi lipsa

sistemului de insuflat aer cald. Vatra are un diametru mai mare decât restul furnalului şi o

boltă în care sunt montaţi 2...8 electrozi (1) din cărbune conectaţi la o sursă de energie

electrică şi care pot lua naştere arcuri electrice capabile să furnizeze căldura necesară

reacţiilor din furnal. Cupola este astfel construită încât pe lîngă funcţiile de alimentare şi

închis gura furnalului, face şi oficiul de captare a gazelor de furnal bogate în CO

(circa 80%), care trecând printr­un sistem de conducte şi curăţitoare de gaz (2) se

reintroduce (o parte) în vatră la partea superioară (spre boltă) a acesteia.

Fig. 1. Secţiune printr­un furnal electric

1 – electrozi; 2 – sistem de curăţire a gazului de particule solide.

Metalurgia oţelului

Oţelul este un aliaj al fierului cu carbonul având concentraţia de carbon mai mică de

2,06 % împreună cu alţi constituenţi naturali Si, Mn, S, P, O, H sau introduşi ca Ni, Cr, W,

Mo, V. Este cel mai utilizat material metalic.

Procedeele de elaborare ale oţelului sunt prezentate în fig. 1.

Procedee de elaborare a oţelului

indirect din fonta albă

de afinare

în convertizor

în cuptor Siemens­Martin

în cuptor electric

cu aer

cu O2

Bessemer acid

Thomas bazic

L.D.

KALDO

ROTOR

cu arc

cu rezistenţă

cu inducţie

cu încălzire indirectă

cu încălzirea vetrei

fără încălzirea vetrei

cu încălzire indirectă

cu miez de fier

fără miez de fier

direct din minereu

Procedeul BOSSET

Procedeul VECHIS

Procedeul KRUPP­RENN

mediefrecvenţă

joasă frecvenţă

înaltă frecvenţă

Fig. 1. Procedee de elaborare a oţelului

Elaborarea oţelului în convertizoare

Constă în afinarea (oxidarea) fontei albe lichide cu ajutorul aerului sau oxigenului,

insuflarea oxigenului putându­se face : de jos în sus, de sus în jos, lateral etc.

Prin afinare se îndepărtează carbonul suplimentar (decarburare) şi celelalte elemente

însoţitoare care trec în zgură.

Sub formă de silicaţi sau sunt trecute sub formă de CO, CO2.

În timpul decarburării se produce şi o oxidare a fierului, fiind necesară o dezoxidare

realizată cu ajutorul feroaliajelor (ferosilicaţi, feromangan) formându­se oxizi de siliciu şi

mangan care trec în zgură.

Convertizoarele sunt cuptoare basculante din tablă de oţel căptuşite cu cărămidă

refractară prevăzute cu dispozitive de rotire şi basculare, orificii de umplere şi galerii.

Schema unui convertizor este redată în figura 2.10.

1­tablă de oţel; 2­ cărămidă refractară; 3­ ax de rotire; 4­zgură; 5­fontă; 6­gura convertizorului; 7­gaze.

Fig. 2. Schema unui convertizor

În funcţie de caracterul materialului refractar al căptuşelii se pot elabora oţeluri

acide şi bazice.

Oţelul acid este dur, rezistă la uzură, se sudează uşor, se prelucrează uşor pe maşini­

unelte.

Utilizat la fabricarea sârmei şi produselor derivate (cuie, şuruburi, ace, împletituri)

la fabricarea ţevilor sudate, a tablelor şi materialelor de cale ferată.

Oţelul bazic este moale, se sudează bine se prelucrează uşor prin aşchiere.

Convertizorul cu aer

Poate fi cu căptuşeală refractară acide pe bază de SiO2 (Bessemer­1856), sau bazică

pe bază de CaCO3 (Thomas­1879).

Fig. 3. Convertizorul cu insuflare cu aer

În figura 3. b este prezentată schema simplificată a convertizorului cu aer.

Fig. 3.b. Reprezentarea simplificată a convertizorului cu aer

În prima fază se înclină convertizorul pentru umplere cu fontă lichidă de la melanjor

(10 ÷ 30 t). După revenirea în poziţie verticală se insuflă aer cu o presiune de 1,5 ÷ 2,5

daN/cm 2 prin camera de aer prevăzută cu 120 ÷ 150 orificii de φ 20mm. La cuptorul

Thomas se mai adaugă fontă lichidă, cca. 10% CaO. Începe oxidarea Fe, Si, Mn, C fapt

certificat de mărimea flăcării de la gura convertizorului.

1 ­ gură

2 ­ manta de oţel (10 ÷ 15 mm grosime)

3 ­ cărămidă refractară

4 ­ suport

5 ­ conductă de aer

6 ­ cameră de aer (vânt)

7 ­ cremalieră

8 ­ roată dinţată

9 ­ cilindru hidraulic

10 ­ brâu de susţinere

La convertizorul Bessemer, datorită căptuşelii acide sulful (S) şi fosforul (P) din

fontă rămân în oţelul elaborat, iar la convertizorul Thomas, datorită căptuşelii bazice CaO,

S şi P se separă în zgură.

Datorită faptului că apar deficienţe legate de insuflarea de aer neputând utiliza fier

vechi, convertizorul cu aer se utilizează tot mai puţin.

Durata afinării unei şarje la convertizorul Bessemer este de circa 20 ÷ 25 min.,

rezistând la cca. 200 de şarje, iar la cel Thomas de cca. 30 ÷ 40 min., rezistând la 80 şarje.

Convertizor cu oxigen LD (Linz­Donawitz)

Oxigenul este insuflat cu o presiune de 10 ÷ 18 daN/cm 2 printr­o lancie de oţel ce

trebuie răcită în permanenţă cu apă, aflată la o anumită înălţime de încărcătură.

Fig. 4. Schema convertizorului cu oxigen

Capacitatea variază între 100 ÷ 300 t/şarjă, procedeul metalurgic fiind cuprinsă între

10­20 min.

Încărcătura este constituită din fonta lichidă la 1250°C, fier vechi până la 25% şi

fondant sub formă de pulbere de oxid de calciu 6 ÷ 10%.

a)excentric b) concentric

1 ­ lancie din oţel răcit prin care se insuflă sub presiune oxigenul 2 ­ gura convertizorului 3 ­ carcasă din tablă de oţel 4 ­ cărămidă refractară din trei straturi (interior, intermediar şi exterior) 5 ­ încărcătură metalică (fontă topită + fier vechi solid) 6 ­ gura de evacuare

Procedeul metalurgic cuprinde fazele :

­ oxidarea Si, Mn, P, S, C.

­ reafinarea realizată prin dezoxidarea şi decarburarea oţelului cu ajutorul

feroaliajelor.

Fonta lichidă aflată sub curentul de oxigen se transformă prin oxidare în oţel, care

având greutatea specifică mai mare decât a fontei se scufundă, lăsând locul altor cantităţi de

fontă, astfel încât se produce o autoagitare permanentă.

Avantajele elaborării în convertizoare sunt: productivitatea mare, construcţie

simplă, investiţii reduse şi amortizare rapidă, cheltuieli de exploatare reduse.

Dezavantajele constau în: instalarea convertizoarelor lângă furnale datorită utilizării

fontei lichide, puritate scăzută a oţelului etc.

În figura 4. c este prezentată schema simplificată a convertizorului cu oxigen.

Fig. 4.c. Reprezentarea simplificată a convertizorului cu oxigen

Timpul de afinare este de 10 ÷ 20 min. degajându­se un gaz bogat în CO şi o

cantitate de cca. 11 kg. praf / tona de oţel.

Gradul de afinare este controlat cu ajutorul flăcărilor de la gura convertizorului. Se

pot elabora oţeluri nealiate cu un conţinut de C cuprins în intervalul 0,01 ÷ 0,75 %.

La suprafaţa băii, metalul în contact cu oxigenul se oxidează, formând o cantitate

mare de FeO şi mai mică de oxizi ai elementelor însoţitoare (SiO2, MnO, P2O5, CO).

Presiunea cu care se introduce oxigenul face ca baia metalică să se agite continuu, oxizii de

fier formaţi se amestecă în toată masa lichidă de fier.

Există două categorii de oxidări:

­ directă (contactul Fe şi elementele însoţitoare cu oxigenul)

­ indirectă (contactul dintre elementele însoţitoare cu FeO de la oxidarea directă)

Elaborarea oţelului în cuptorul cu vatră (Siemens ­ Martin)

Procedeul de elaborare Siemens­Martin constă în afinarea fierului vechi cu ajutorul

flăcării de gaz (păcură) într­un cuptor construit din material refractar suspendat pe un

schele metalic la înălţimea de 5­8 m pentru a permite aşezarea oalelor de turnare sub

jgheabul de evacuare. Cuptorul este prevăzut cu sistemul de preîncălzire inventat de W.

Siemens compus din camere cu grilaje din material refractar încălzite cu ajutorul gazelor de

ardere din cuptor.

Fig. 5. Procedeul de elaborare a oţelului Siemens­Martin

Procedeul metalurgic cuprinde următoarele faze principale: încărcarea materiei

prime, topirea încărcăturii, afinarea (fierberea) şarjei, evacuarea zgurei, dezoxidarea

(finisarea, alierea), evacuarea oţelului.

În funcţie de caracterul materiei prime se deosebesc următoarele variante ale

procedeului :

­ fier vechi (40 ÷ 60%) şi fontă albă de afânare, lichidă;

­ fier vechi (70 ÷ 75%) şi fontă albă solidă;

­ fier vechi (2 ÷ 5%) provenit din deşeuri, rebuturi, fonte de afânare lichidă

(70 ÷ 75%) şi aliaje de fier (20 ÷ 25%).

Elaborarea unei şarje durează 4 ÷ 9 ore.

Avantajele acestui procedeu sunt :

­ utilizarea fierului vechi (deşeuri, rebuturi etc.) ;

­ posibilitatea folosirii diferitelor calităţi de fontă ;

­ conducerea uşoară a topirii, de exemplu pentru urmărirea procesului de

elaborare se iau probe în diferite momente şi se fac analize rapide de oţel şi de zgură,

luându­se măsurile corespunzătoare pentru corectarea elaborării.

Dezavantajele procedeului sunt :

­ limitarea elaborării oţelurilor aliate cu elemente uşor oxidabile (titan,

vanadiu etc.) datorită gazelor care participă la procesul metalurgic;

­ limitarea elaborării oţelurilor aliate ce necesită temperaturi înalte de topire,

datorită durabilităţii reduse a materialelor refractare a căptuşelii cuptorului.

Elaborarea oţelului în convertizorul KALDO

Convertizorul Kaldo a fost realizat în anul 1956 în Suedia de Kalling la Uzinele

Domnarvete (Suedia). Forma constructivă este prezentată în fig. 2.14, are axa înclinată,

executând o mişcare de rotaţie (n = 15 ÷ 30 rot/min) în timpul afinării lancea prin care se

introduce oxigenul este înclinată faţă de axa convertizorului cu 2÷20°.

1 – lancie 2 – orificiu de încărcare 3 – manta metalică 4 – căptuşeală refractară 5 – sistem de antrenare 6 – masă de metal lichid

Fig. 6. Convertizorul KALDO

Amestecarea mai bună a masei lichide şi oxidarea mai rapidă a elementelor

însoţitoare este o consecinţă a mişcării de rotaţie.

Căldura produsă este mai bine utilizată, minereul de fier şi fierul vechi putând

ajunge până la 25­50%.

Procesul metalurgic este asemănător celui din convertizorul cu oxigen.

Pierderile de fier sunt mult mai mici, cantitatea de oţel elaborată putând ajunge la

92% din încărcătura metalică.

Prezintă unele dezavantaje si anume: are un consum specific de oxigen de 64

Nm 3 /tonă, mai mare faţă de convertizorul cu oxigen care consumă numai 40 Nm 3 /tonă, iar

durabilitatea căptuşelii refractare este mai redusă datorită vibraţiilor ce apar în timpul

mişcării de rotaţie şi un consum ridicat de energie la acţionare.

Elaborarea oţelului în convertizorul ROTOR

Acest convertizor a fost realizat

de Uzina Oberhausen în Germania în

anul 1958.

Execută o mişcare de rotaţie cu

n = 0,6 rot/min., insuflarea oxigenului

făcându­se prin doua conducte, una

intrând în baia metalică (O2 primar),

cealaltă în atmosfera cuptorului (O2

secundar).

Oxigenul primar oxidează

elementele însoţitoare din fonta iar cel secundar CO degajat ducând la o încălzire

suplimentară. Presiunea şi debitul se reglează în funcţie de regimul metalurgic urmărit.

Fazele procesului metalurgic sunt asemănătoare cu cele de convertizorul cu oxigen

(Linz­Donawitz).

Durata afinării este mai mare 50 ÷ 60 minute datorită cantităţii mari de deşeuri,

randamentul termic este mai bun permiţându­se utilizare de fier vechi si minereu până la

50 %.

Dezavantajele pe care le prezintă sunt un consum mai mare de oxigen cca. 90

Nm 3 /tonă şi durabilitatea lancei (conductelor) şi a căptuşelii refractare mai reduse.

Fig. 7. Convertizorul ROTOR 1 – lance 2 – sistem de antrenare 3 – role de sprijin 4 – orificiu de evacuare 5 – hotă 6 – suport

Procedeul de elaborare electric

Constă în topire oţelului provenit din piese vechi, rebuturi, deşeuri etc. cu ajutorul

energiei electrice.

Cantitatea de căldură necesară topirii oţelului obţinută prin :

­ arc electric (fig. 6) dezvoltat de efectul Joule­Lenz conform relaţiei :

Q R I t cal = ⋅ ⋅ ⋅ 0 24 2 , ( )

în care Q este cantitatea de căldură în cal.; R­ rezistenţa curentului electric în Ω; I ­

intensitatea curentului electric A; t ­ timpul de menţinere a arcului în s.

­ curenţi de inducţie;

­ rezistenţă electrică.

Pentru a obţine o cantitate de căldură mai mare în vederea topirii oţelurilor cu

temperaturi de topire foarte înalte (peste 4000°C), de exemplu oţeluri aliate cu W se

utilizează cuptorul cu arc electric cu încălzirea vetrei (fig. 6. a). La acest cuptor se dezvoltă

6 arce electrice (trei arce între electrozi şi trei între fiecare electrod şi vatră, conectată la

reţea) permiţând astfel topirea wolframului ce se depune pe vatră, fiind mai greu decât

fierul. Funcţionarea acestui cuptor se face după circuitul : electrod – arc – zgură – metal –

vatră – electrod.

Cele mai utilizate cuptoare electrice în industrie sunt cele cu arc fără încălzirea

vetrei (fig. 6. b şi c) şi cel cu inducţie (fig. 6. d şi e).

Principalele avantaje ale elaborării oţelului în cuptoare electrice sunt: putere mare

de topire şi încălzire, construcţie relativ simplă. Siguranţă în exploatare, reglare uşoară a

temperaturii, aducerea rapidă în stare de funcţionare putând lucra cu întreruperi, fiind

basculant zgura se poate evacua uşor; posibilitatea creării în spaţiul de lucru a unei

atmosfere reducătoare, zgurile fiind dezoxidate; se obţine oţel cu o cantitate mică de oxid

feros, datorită lipsei unei flăcări oxidante în spaţiul din cuptor, se poate utiliza fier vechi şi

deşeuri din oţel aliat; posibilitatea elaborării oţelurilor speciale cu un conţinut mare de

elemente de aliere; se pot utiliza materiale cu un conţinut maxim de elemente dăunătoare;

baia nu mai este influenţată chimic de arderea combustibilului; se poate elimina într­un

procent mai mare sulful şi fosforul.

Fig. 8 Procedee de elaborare electrică a oţelului

a) Cuptoare cu arc cu încălzire directă cu încălzirea vetrei.

Cuptorul se compune dintr­o cuvă din tablă de oţel, cu vatra tot din tablă de oţel, ambele

fiind căptuşite la interior cu materiale refractare. Cuptorul este alimentat cu curent

alternativ trifazat. Este prevăzut cu un mecanism de basculare, care permite bascularea cu

până la 45° spre orificiul de evacuare şi cu până la 15° spre uşa de încărcare.

Arcul electric străbate toată coloana încărcăturii, formându­se între electrozii din boltă şi

vatra cuptorului având un randament termic de cca. 50 ÷ 70%. Dintre dezavantaje

menţionăm: construcţia greoaie şi deteriorarea frecventă a vetrei în exploatare. Elaborează

oţeluri aliate cu Wolfram. Faptul că vatra este încălzită face să se topească ferowolframul,

care fiind mai greu decât fierul se lasă pe vatră.

b) Cuptoare cu arc cu încălzire directă fără încălzirea vetrei (tip Herault).

Poate funcţiona cu 2 ÷ 3 electrozi cu alimentare de la transformatoare bifazate sau trifazate.

Arcul ia naştere prin încărcătură. Distanţa la topitură se menţine constantă cu ajutorul unei

scheme electrice. La imersionarea cărbunilor se produce scurtcircuit. Capacitate de

0,6 ÷ 3 tone/şarjă, U = 40 ÷ 200V, I = 300 ÷ 400 A, consum de electrozi de cca. 5 ÷ 10 kg /

tonade oţel, W = 700 kW⋅H.

Fig. 9. Cuptor cu arc cu acţiune directă fără încălzirea vetrei (Herault)

c) Cuptoare cu arc cu încălzire indirectă

Electrozii se află deasupra băii, arcul electric se formează deasupra încărcăturii, netrecând

prin baia metalică, căldura transmiţându­se acesteia prin radiaţie. Ca dezavantaje

menţionăm: randamentul scăzut, doar o parte din căldură fiind preluată de încărcătură şi

prezintă o încălzire neuniformă a metalului, iar electrozii rupţi ce cad în baie decarburează.

Cuptoarele se utilizează pentru topirea metalelor neferoase. Avantajul pe care îl prezintă

este că poate fi folosit atât curentul alternativ monofazic, sau curentul trifazic la orice

frecvenţa, cât şi reglarea precisă a temperaturii.

d) Cuptorul cu inducţie cu miez de fier

Este prezentat schematic în fig. 6. d. Furnizează căldură necesară topirii oţelului prin

curenţii Foucault induşi în masa metalului plasat în câmpul magnetic variabil al unei bobine

prin care trece curent alternativ. Acest cuptor funcţionează ca un transformator la care rolul

bobinei secundare îl îndeplineşte metalul supus topirii. Bobinajul primar U1, I1, n1 dă

naştere în miezul de fier unui flux magnetic, variabil în timp, care induce în baia metalică

inelară (n2 = 1) o tensiune U2 ( ) U d dt

K n f 2 2 8 10 = − = ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ − Φ

Φ , generând un curent I2.

Acesta trecând prin încărcătura metalică de rezistenţă R, produce o cantitate de căldură

Q2 = I2 2 ⋅R⋅t care topeşte încărcătura. Cuptorul este neeconomic datorită volumului mic al

încărcăturii şi pierderilor mari de energie consumată prin încălzirea miezului de fier.

e) Cuptorul de inducţie fără miez de fier

Este prezentat schematic în fig. 6. e. În încărcătura metalică din creuzet se introduce o

tensiune U2 (prin intermediul unui circuit RLC variabil) care dă naştere curentului turbionar

I2 şi acesta prin efect caloric, căldura necesară procesului metalurgic. 2 2 β ⋅ ⋅ = f K P CT CT

PCT ­ puterea electrică constituită din curenţi turbionari

K – constanta de curent turbionar

F – frecvenţă

B – inducţia

Puterea totală de absorbţie de la reţea

φ cos 1 1 ⋅ = I U P

unde φ ­ factor de putere

Aceste cuptoare se utilizează la elaborarea oţelurilor aliate, inoxidabile, pentru

magneţi, pentru scule etc.

Durata unei şarje variază între 2…8 ore.

Avantajele acestui procedeu sunt :

­ elaborarea oţelurilor cu conţinut minim de impurităţi şi de calitate superioară;

­ utilizarea fierului vechi ;

­ realizarea temperaturilor foarte înalte ;

­ construcţie simplă ;

­ funcţionare cu întreruperi şi reglare uşoară (punere rapidă în funcţiune).

Pentru a se obţine oţeluri de calitate superioară din fontă de calitate inferioară

(fosforoasă) se utilizează procedee combinate de elaborare.

Aceste procedee constau în transferul oţelului dintr­un cuptor în altul cu

următoarele scopuri :

­ economisirea combustibilului prin folosirea reacţiilor exoterme din convertizoare;

­ evitarea supraîncălzirii reţelei electrice ;

­ reducerea preţului de cost al oţelului.

Capacitatea obişnuită este de 0,75 ÷ 5 tone/şarjă.

La producerea aceleiaşi cantităţi de căldură se poate proceda astfel :

­ f mic, I mare – regim joasă frecvenţă (f = 50Hz)

­ f, I mijlociu – regim medie frecvenţă (f = 2000 Hz)

­ f mare, I mic – regim înaltă frecvenţă (f = 10 6 Hz), puterea absorbită mică

şi regimul cuptorului economic.

Încărcătura cuptorului se compune din componenta metalică, fondanţi. Componenta

metalică la rândul ei este formată din :

­ fier vechi + fontă

­ fier vechi + cărbune + fontă

­ fier vechi + minereu + carbură metalică

Fazele transformării sunt : topire, oxidare, reducere, oxizi fier, aliere.

Posibilitatea plasării lor în incinte de atmosferă controlată, vidate, asigură

posibilitatea obţinerii unor oţeluri de foarte înaltă calitate.

Durata unei şarje este 1,5+3h iar capacitatea poate varia între 10 kg şi 20 t.

Turnarea materialelor metalice

Turnarea reprezintă procesul tehnologic de prelucrare dimensională efectuat în urma solidificării unei cantităţi determinate de metal lichid introduse în cavitatea unei forme, având configuraţia şi dimensiunile corespunzătoare.

Turnarea prezintă unele avantaje : ­ se pot realiza piese cu o configuraţie complexă; ­ cost mai redus faţă de alte metode; ­ se pot executa piese cu ajutorul unor utilaje simple.

Cu toate că precizia dimensională este inferioară celorlalte procedee, structura şi rezistenţa mecanică mai redusă, totuşi datorită avantajelor enumerate, în prezent aproximativ 60% din totalitatea pieselor metalice fabricate se obţin prin turnare.

Sunt supuse turnării aliajele Fe­C având peste 2,06%C, respectiv fontele, aliajele Cu cu Zn (alama) şi cu Sn, Sn, Pb, etc. Se toarnă în proporţie redusă oţelurile deoarece au temperatura de topire mai ridicată, au fluiditate scăzută şi coeficient de contracţie la răcire, mare.

Fazele procesului tehnologic de turnare : ­ Confecţionarea modelelor, a cutiilor de miezuri şi a şabloanelor. Modelele se execută după desenul piesei mărite cu adaosul de prelucrare tehnologic şi cu valoarea contracţiei metalului. Ele au aspectul exterior corespunzător formei exterioare a piesei şi se prevăd cu mărci, pentru miezuri care servesc pentru executarea unor configuraţii în formă, în care se sprijină miezurile. ­ Prepararea amestecurilor de formare pentru executarea formelor şi a amestecului de miezuri pentru realizarea miezurilor. ­ Confecţionarea formelor şi a miezurilor cu ajutorul modelelor şi a amestecului de formare. Miezurile se realizează de obicei în cutii de miezuri dintr­un amestec de miezuri. Înainte de asamblarea formei se fac şi reţelele de turnare şi apoi se usucă formele şi miezurile. ­ Elaborarea materialului metalic pentru turnare. La o elaborare corectă trebuie avute în vedere dozarea, temperatura de topire, agregatele în care se face topirea, fenomenele fizico­chimice care au loc în aliaj, timpul de menţinere a aliajului în utilajul de topire. ­ Turnarea metalului lichid în forme. Temperatura de turnare trebuie să fie mai mare decât temperatura de topire, pentru ca să se evite solidificarea în timpul turnării. Calitatea turnării mai depinde de : materialul formei, de forma şi mărimea piesei, de reţeaua de turnare, de compoziţia şi caracteristicile aliajului ce se toarnă. După turnare aliajul se solidifică. ­ Dezbaterea pieselor din forme şi a miezurilor din piese. ­ Îndepărtarea reţelei de turnare, a bavurilor, a maselotelor, finisarea suprafeţei prin tobare, sablare. ­ Controlul amănunţit al calităţii piesei.

În cazul în care pieselor turnate le sunt cerute caracteristicile speciale ele sunt supuse în continuare tratamentelor termice după care în final sunt supuse unui amănunţit control tehnic de calitate.

După control piesa turnată trece la secţia de prelucrare mecanică sau la depozitul de produse finite. Procedeele de turnare se pot clasifica după materialele din care se fac formele, după metoda de turnare şi precizia pieselor turnate în :

­ turnare în forme temporare ­ turnare în forme semipermanente ­ turnare în forme permanente

Formele temporare sunt alcătuite din amestecuri de formare, care constă din nisipuri şi substanţe de legătură (lianţi) ele nu se pot utiliza decât o singură dată.

Se execută de obicei în interiorul unor cadre metalice ­ rame de formare ­ iar în cazul unor piese mari chiar în solul turnătoriei. Cavitatea piesei se obţine cu ajutorul unor modele în jurul cărora se îndeasă amestecul de formare.

Formele semipermanente sunt alcătuite din materiale plastice şi refractare, bazate în special pe argilă şi şamotă ele pot fi utilizate pentru un număr limitat de turnări 10­20, cu mici reparaţii intermediare.

Ele se execută în majoritatea cazurilor în solul turnătoriei (în gropi zidite) cu ajutorul unor modele şablon care se realizează într­o masă de amestec de formare îndesată în zidărie ­ peretele exterior al cavităţii piesei, ce reprezintă jumătatea inferioară a formei ­ în timp ce jumătatea superioară este reprezentată printr­unul sau mai multe miezuri montate într­o ramă de formare metalică.

Formele permanente sunt alcătuite din aliaje metalice rezistente la temperaturi înalte şi coroziune : ele se pot utiliza pentru un număr foarte mare de turnări (5.000­ 80.000) în cazul pieselor de serie mare sau de masă. Formele permanente sunt în realitate matriţe metalice ­ cochile ­ executate din fontă sau oţel şi prevăzute cu cavităţi corespunzătoare configuraţiei exterioare a piesei şi lăcaşurilor din miez, în care se sprijină mărcile miezurilor (metalice sau temporare) care creează golurile piesei.

Toate aceste tipuri de forme sunt prevăzute cu reţele de turnare, maselote. Reţeaua de turnare este alcătuită dintr­un ansamblu de elemente pentru introducerea metalului lichid în formă, umplerea formei, evacuarea gazelor şi asigurarea solidificării fără defecte de turnare. Amestecurile de formare ­ amestec din materiale de formare : nisipuri, argile, lianţi organici şi anorganici care conduc la obţinerea unei forme temporare sau semipermanente de turnătorie.

TURNAREA ÎN FORME TEMPORARE DIN AMESTEC OBIŞNUIT

PROCESUL TEHNOLOGIC DE OBŢINERE A PIESELOR PRIN TURNARE ÎN FORME EXECUTATE DIN AMESTEC DE FORMARE OBIŞNUIT

Turnarea în forme executate din amestec obişnuit constituie cel mai răspândit procedeu de turnare.

Obţinerea unei piese turnate prin acest procedeu necesită o anumită succesiune de operaţii şi faze.

De exemplu, pentru a obţine piesa 1, reprezentată în fig. 1, într­o formă alcătuită dintr­un material special, denumit amestec de formare, se practică o cavitate 2, al cărei contur este identic cu conturul exterior al piesei. Realizarea practică a cavităţii se face cu ajutorul unui model 3, din lemn sau metal, identic cu piesa ce urmează a se obţine. Pentru obţinerea golului interior al piesei se utilizează un miez 4, realizat dintr­un material special denumit amestec de miez. Pentru susţinerea materialului formei se folosesc cadre metalice 5, denumite rame de formare. Acestea se utilizează perechi, fiecare ramă putându­se asambla cu rama conjugată prin intermediul unor urechi 6 cu găuri, respectiv cu ştifturi. Pentru manevrarea lor, ramele sunt prevăzute cu mânere.

Introducerea metalului topit în cavitate se realizează printr­o serie de canale 7, alcătuind reţeaua de turnare, executată cu modele speciale.

Totalitatea operaţiilor de executare a formei de turnare constituie formarea. Formarea se poate realiza manual sau mecanizat.

Fig. 1. Obţinerea unei piese turnate.

După solidificarea metalului lichid, piesa turnată se extrage prin distrugerea formei şi îndepărtarea miezului. Aceste operaţii alcătuiesc aşa­numita dezbatere a formei. Întrucât piesa turnată prezintă surplusuri de metal rezultate din solidificarea reţelei de turnare, aceasta se înlătură prin tăiere.

MATERIALE DE FORMARE

Prin materiale de formare se înţeleg materialele folosite la executarea formelor şi miezurilor. Ele pot fi grupate astfel :

­ materiale principale; ­ în care intră nisipuri şi lianţi; ­ materiale auxiliare; ­ în care intră materialele care servesc ca adaosuri pentru îmbunătăţirea

proprietăţilor amestecului de formare sau pentru finisarea formelor şi miezurilor. Prin amestec de formare se înţelege materialul de formare, compus din nisip,

liant şi materiale auxiliare, folosit la executarea formelor. Nisipul folosit în turnătorie are drept constituent de bază cuarţul (SiO2). Liantul

are ca rol, legarea particulelor de nisip sub formă de granule. El poate fi natural sau sintetic, anorganic sau organic. Ca lianţi anorganici se folosesc argila, bentonita, cimentul, silicatul de sodiu ş.a. Lianţii organici sunt : uleiurile vegetale (de in sau floarea soarelui), uleiurile minerale, răşinile sintetice (fenolformaldehidice, carbamidice şi furanice), dextrina, melasa şi leşia sulfitică.

Cel mai răspândit liant este argila ­ liant anorganic, natural. Pentru a­şi îndeplini rolul de liant ea se asociază cu apa (circa 5% din masa amestecului).

Amestecurile de formare nu sunt standardizate. Compoziţia lor se stabileşte în funcţie de lucrarea care trebuie executată. La prepararea amestecului de formare se introduce în compoziţie şi o parte din amestecul folosit la turnări precedente, după recondiţionarea lui.

Amestecurile de miez sunt materiale de formare folosite la executarea miezurilor. Compoziţia acestor amestecuri se stabileşte astfel încât miezul să reziste solicitărilor mari (mecanice, termice) la care el este supus în momentul turnării şi apoi, în timpul solidificării şi răcirii piesei turnate. Astfel, nisipul folosit trebuie să aibă puritate mare (nisip cuarţos, având impurităţi sub 2%), iar liantul este organic (de exemplu, ulei de in). În compoziţia amestecurilor de miez nu se introduc amestecuri folosite.

Amestecurile de formare şi cele de miez trebuie să aibă anumite proprietăţi fizice, chimice şi mecanice care să le asigure o bună comportare în timpul formării, turnării, solidificării şi răcirii aliajului turnat în forme. Obţinerea unor piese turnate de bună calitate depinde de aceste proprietăţi. Cele mai importante proprietăţi sunt :

­ plasticitatea ­ proprietatea amestecului de a­şi modifica forma sub acţiunea unor forţe din exterior şi de a păstra această formă după înlăturarea forţelor;

­ compresibilitatea ­ proprietatea de a se deforma sub acţiunea forjelor produse datorită contracţiei piesei solidificate ;

­ permeabilitatea ­ capacitatea amestecului de a lăsa să treacă gazele ; ­ refractaritatea ­ capacitatea amestecului de a rezista temperaturilor înalte fără

să se vitrifieze şi să reacţioneze chimic cu oxizii aliajului ; ­ rezistenţă mecanică ­ proprietatea amestecului de a rezista solicitărilor

mecanice care apar în timpul manevrării, depozitării şi umplerii formelor etc. Toate aceste proprietăţi depind, într­un fel sau altul, de compoziţia, granulaţia şi

gradul de îndesare al amestecului.

MODELE ŞI CUTII DE MIEZ

Pentru executarea diferitelor piese prin turnare este necesar să se construiască modele, şabloane etc., în funcţie de metoda de formare adoptată.

Pentru piesele cu configuraţie simplă se execută un model iar pentru piese cu configuraţie complicată este necesar să se construiască o garnitură de model formată din : modelul propriu­zis, cutia de miez, modelul reţelei de turnare etc.

Golurile interioare ale piesei se obţin cu ajutorul miezurilor executate în cutii de miez. Pentru a avea o anumită poziţie în cavitatea formei, miezurile se aşează în locaşuri speciale denumite mărci, obţinute prin intermediul unor proeminenţe de pe conturul exterior al modelului (fig. 4).

În funcţie de natura aliajului din care se toarnă piesa, modelele şi cutiile de miez pot fi destinate turnării pieselor din fontă, oţel sau aliaje neferoase. Modelele şi cutiile de miez executate din lemn se vopsesc cu lac protector în culori diferite, pentru a fi posibilă identificarea materialului din care se toarnă piesa.

În funcţie de modul de execuţie a formei, se deosebesc diferite tipuri de modele. De exemplu, modelele destinate formării mecanizate se fixează pe plăci metalice alcătuind plăcile­model. Modelele pentru formarea manuală se execută dintr­o singură bucată sau din mai multe bucăţi. Separarea unui model în mai multe bucăţi se face după suprafeţe numite planuri de separaţie, alese în mod judicios.

Modelele şi cutiile de miez se execută din următoarele materiale : lemn, materiale metalice, ipsos, ciment, răşini sintetice, materiale fuzibile, aliaje uşor fuzibile etc.

Materialul din care se execută modelele şi cutiile de miez se alege în funcţie de numărul pieselor turnate, de dimensiunile piesei, de gradul de fineţe cerut suprafeţelor piesei turnate şi de precizia dimensiunilor.

­ Lemnul este materialul cel mai folosit, deoarece este ieftin, are greutate specifică mică şi se prelucrează uşor. Modelele executate : rezistă la un număr relativ mic de formări, se deformează la uscare, absorb apă etc. Speciile lemnoase cele mai utilizate pentru confecţionarea modelelor şi cutiilor de miez sunt de esenţe foarte moi (pin, molid, anin), esenţe moi (tei, mesteacăn), esenţe semitari (fag şi stejar) şi esenţe tari (arţar, frasin, nuc şi păr).

Pentru a preveni deformarea modelului acesta se realizează prin suprapunerea mai multor straturi (scânduri), direcţia fibrelor într­un strat fiind perpendiculară pe cea din stratul învecinat. Cu ajutorul unui model din lemn se pot executa 100 ... 2 000 de forme.

­ Materialele metalice se folosesc pentru executarea modelelor şi a cutiilor de miez în cazul producţiilor în serie mare şi în masă, deoarece au precizie dimensională mare, durabilitate mare şi suprafeţe de lucru foarte netede. Ele sunt însă mai scumpe şi mai grele decât modelele din lemn.

Pentru executarea modelelor metalice se folosesc în general următoarele aliaje : aliaje de aluminiu, fontă, bronz, alamă etc. Durabilitatea modelelor metalice este de circa 70.000 de formări pentru aliaje de aluminiu, 120.000 pentru fontă şi 150.000 pentru bronz şi alamă.

Modelele şi cutiile de miez din ipsos, ciment şi beton se folosesc mai ales la turnarea pieselor mici şi mijlocii. Durabilitatea lor poate ajunge la 1.000 ... 1.500 de formări în cazul formării mecanizate şi la 100 ... 200 formări în cazul formării manuale.

Modelele din răşini sintetice sunt rezistente şi nu absorb apă. Ele au o durabilitate ridicată : 20.000 ... 30.000 de formări.

Calitatea pieselor turnate depinde în mare măsură de felul în care sunt proiectate şi executate modelele şi cutiile de miez.

Proiectarea se efectuează pe baza desenelor de execuţie ale pieselor şi desenelor pieselor turnate, conform schemei (din fig. 5) în funcţie de producţia necesară se stabileşte dacă formarea se execută manual sau mecanizat.

Fig. 5. Schema proiectării modelelor şi cutiilor de miez.

Poziţia de turnare se stabileşte în funcţie de configuraţia şi de complexitatea piesei care se toarnă.

La alegerea planurilor de separaţie trebuie să se respecte următoarele condiţii : ­ planurile de separaţie trebuie să fie orizontale sau verticale şi să permită

extragerea modelului din formă fără distrugerea ei (fig. 6) ; ­ forma trebuie să conţină cât mai puţine miezuri ;

Fig. 4. Modelul unui corp de robinet cu mărci (1).

­ în timpul turnării piesei, suprafeţele care se prelucrează trebuie să fie situate în partea de jos a formei sau lateral, deoarece suprafeţele care se găsesc în partea de sus a formei sunt mai puţin pure ; ­ metoda de formare ; ­ poziţia de turnare ; ­ planul de separaţie ; ­ înclinări si recomandări constructive ; ­ adaosuri de contracţie ; ­ piesele mici şi cu configuraţie simplă să se toarne într­o singură

semiformă.

Fig. 6. Stabilirea planului de separaţie la turnarea unui corp de lagăr.

Prin înclinări constructive se înţeleg pantele cu care se prevăd pereţii verticali sau alte porţiuni ale pieselor turnate. Aceste înclinări sunt necesare pentru a uşura scoaterea modelului din formă sau a miezurilor din cutia de miez (demularea). Unghiul de înclinare a este cuprins între 1 şi 3°, fiind mai mare la modelele mici şi invers (fig. 7).

Fig. 7. Stabilirea înclinărilor constructive.

Prin racordări constructive se înţeleg rotunjirile unghiurilor interioare între doi pereţi ai piesei turnate, în scopul prevenirii defectelor de turnare şi al uşurării executării formei. Racordările se indică pe desenul piesei turnate prin precizarea razei respective (R în fig. 7).

Adaosul de prelucrare reprezintă un surplus dimensional prevăzut la piesele turnate pe suprafeţele care urmează să se prelucreze prin aşchiere (a în fig. 7). Mărimea adaosurilor de prelucrare se stabileşte în funcţie de : calitatea materialului din care se toarnă piesa, dimensiunile şi complexitatea piesei, clasa de precizie a piesei, metoda de formare şi poziţia suprafeţei prelucrate în timpul turnării (în partea de jos a formei, lateral sau sus). Valorile adaosurilor de prelucrare sunt standardizate.

Adaosurile tehnologice reprezintă surplusuri de material prevăzute pe unele suprafeţe ale pieselor turnate şi cuprind: adaosuri la turnarea găurilor, sporuri de înclinare a pereţilor piesei turnate, adaosuri suplimentare pentru fixarea piesei la prelucrarea mecanică, nervuri care previn crăparea piesei etc.

Adaosurile de contracţie reprezintă un surplus dimensional prevăzut la model, cu scopul de a compensa contracţia în stare solidă a piesei turnate. Pentru a asigura la temperatura ambiantă anumite dimensiuni pieselor turnate, acestea trebuie să fie prevăzute cu dimensiuni mai mari la temperatura de turnare a materialului metalic respectiv. O dimensiune liniară a modelului va trebui să fie :

+ −

100 K 1 d d p m (1)

unde : dm este dimensiunea modelului, în mm ; dp ­ dimensiunea piesei, în mm ; K ­ contracţia liniară, în %. Valorile contracţiei liniare pentru câteva metale şi aliaje uzuale au fost indicate

în tabelul 4.1. Forma şi dimensiunile mărcilor precum şi jocurile necesare la montarea lor sânt

standardizate (STAS 127­66).

REŢELE DE TURNARE. METODE DE TURNARE

Rolul reţelei de turnare şi elementele sale componente.

Ansamblul elementelor care servesc la introducerea metalului sau aliajului lichid în cavitatea formei poartă numele de reţea de turnare.

Obţinerea unor piese turnate bune, lipsite de defecte, este condiţionată In mare măsură de construcţia reţelei de turnare şi de modul de solidificare a metalului sau aliajului.

Reţeaua de turnare are rolul de a conduce lichidul în formă, asigurând umplerea formei fără producere de stropi, vârtejuri etc., de a reţine zgura şi alte impurităţi nemetalice, astfel încât m forma să pătrundă numai aliajul curat, de a realiza o distribuire corectă a temperaturii în aliajul din formă, cu scopul asigurării unei răciri simultane sau dirijate a piesei turnate.

Dimensionarea şi amplasarea corectă a reţelei de turnare influenţează în mare măsură calitatea pieselor turnate. În scopul realizării economiei de metal, greutatea reţelei de turnare trebuie să fie cât mai mică.

Fig. 8. Elementele reţelei de turnare : a ­ modelul reţelei de turnare ; b ­ cupă ; c ­ bazin ; d ­ colectorul de zgură.

Reţeaua normală de turnare (fig. 8, a) se compune din următoarele elemente : pâlnia de turnare 1, prelungită cu un picior vertical 2, numit piciorul pâlniei, canalul de distribuţie sau colectorul de zgură 3 şi alimentatoarele 4.

Pâlnia de turnare are rolul de a asigura un jet continuu ce curge în formă, precum şi de a reţine parţial zgura. Pentru piesele mici se foloseşte o pâlnie cu dimensiuni reduse şi cu formă conică (fig. 8, a), iar în cazul pieselor foarte mari un bazin (fig. 8, c).

Pentru ca pâlnia de turnare să reţină parţial zgura, ea trebuie să fie prevăzută cu un prag 2 (fig. 8, b), care sa Imprime jetului de aliaj lichid o mişcare de vârtej ; zgura, a cărei greutate specifică este mai mică decât a aliajului se ridica în centrul acestui vârtej, evitându­se pătrunderea ei în cavitatea formei.

În fig. 8, c bazinul este prevăzut cu o vergea metalică 1, având la un capăt fixată o bilă 2, care astupă orificiul de turnare. După umplerea bazinului cu aliaj lichid se deschide orificiul prin ridicarea tijei.

Piciorul pâlniei de turnare este un canal vertical, cu pereţii uşor înclinaţi (2 ... 4%); el conduce aliajul din pâlnie la canalul de distribuţie.

Canalul de distribuţie sau colectorul de zgură face legătura între piciorul pâlniei de turnare şi alimentatoare. Se executa în semiformă superioara şi are rolul de a distribui lichidul în diferitele părţi ale piesei şi de a reţine zgura. Aliajul ajuns aici îşi reduce mult viteza, aşa că zgura, care are o greutate specifică mai mică, se separă ieşind la suprafaţă. Canalul de distribuţie este de obicei orizontal şi în secţiune transversală are formă trapezoidală. Pentru a putea reţine zgura care a pătruns odată cu aliajul lichid, colectorul de zgură trebuie să fie în permanentă plin (fig. 8, d), ceea ce permite zgurii să se ridice în partea superioară.

În cazul unei producţii de serie, în turnătoriile cu formare mecanizată şi turnare în forme crude, se aplică reţele de turnare cu filtre (fig. 9), care asigură o umplere turnare cu filtru de liniştită a formei, precum şi o reţinere mai bună a zgurii. zgură. Filtrul 1 este executat din materiale ceramice sau din nisip. Pâlnia de turnare cu filtru de zgură se recomandă pentru aliajele neferoase care prezintă tendinţă de oxidare.

Fig. 9. Reţea de turnare cu filtru de zgură

Canalele de alimentare sau alimentatoarele sunt acele canale prin care metalul sau aliajul pătrunde în cavitatea formei. În secţiune transversală ele au de obicei formă trapezoidală. Pentru a uşura detaşarea canalelor de alimentare de pe piesele din fontă, se execută o gâtuire a lor la distanţe de 2. . . 3 mm de piesă.

Locul în care aliajul este introdus în piesă poartă numele de atac. La alegerea metodei de turnare şi a atacului, se ţine seama de necesitatea realizării unei răciri uniforme a diferitelor părţi ale .piesei. Pentru aceasta este necesară realizarea unei solidificări dirijate a aliajului turnat, astfel încât părţile piesei care se solidifică mai repede să fie alimentate cu aliaj lichid din părţile piesei care se solidifică mai târziu.

Aliajul se introduce de obicei prin părţile subţiri ale piesei, în părţile groase ajungând aproape răcit, spre deosebire de părţile subţiri în care aliajul trebuie sa fie mai cald.

În tot timpul turnării, reţeaua de turnare trebuie să fie plină cu aliaj lichid. Pentru aceasta, secţiunile de trecere ale canalelor scad pe măsura apropierii de cavitatea formei, adică :

∑ ≥ < ca cd pp S S S (2) unde : Spp ­ secţiunea piciorului pâlniei ;

Scd ­ secţiunea canalului de distribuţie; ∑Sca ­ suma secţiunilor canalelor de alimentare.

Reţeaua de turnare care îndeplineşte condiţia de mai sus se numeşte reţea convergentă şi este folosită la turnarea majorităţii aliajelor (fonte, oţeluri, unele bronzuri şi alame fără tendinţă de spumare). Mai rar, în cazul turnării aliajelor pe bază de aluminiu şi magneziu precum şi al unor bronzuri şi alame cu oxidabilitate ridicată, se utilizează reţeaua divergentă, care satisface inegalitatea.

∑ ≥ < ca cd pp S S S (3)

Metode de turnare.

Introducerea aliajului în cavitatea formei se poate realiza prin mai multe metode de turnare, şi anume :

Fig. 10. Metode de turnare : 1 ­ canal de distribuţie ; 2 ­ piesă.

­ pe sus (turnare directă sau în cădere). Această metodă asigură o umplere uşoară şi economie de metal. in partea superioară a piesei se va afla aliajul cel mai cald, care va permite realizarea unei solidificări dirijate, de jos în sus. În fig. 10, a este reprezentată o turnare directă. Un caz particular îl prezintă alimentarea cu reţea în ploaie, pentru piese înalte de tipul bucşelor (fig. 10, b). Dezavantajele acestei metode sunt erodarea formei la căderea jetului de aliaj turnat şi oxidarea jetului datorită formării picăturilor. Pentru a se evită aceste dezavantaje metoda de turnare directă se foloseşte la turnarea pieselor simple din oţel, fontă, unele bronzuri şi alame. Aliajele uşor oxidabile (aliajele pe bază de Al, Mg etc.) nu se toarnă prin această metodă ;

­ pe jos (turnare în sifon). Metoda asigură o umplere liniştită, nu produce stropi şi nici turbionări (fig. 10, c). Introducerea unei cantităţi mari de aliaj într­un singur punct determină încălzirea excesivă a acelei părţi a formei, din care cauză solidificarea piesei este neuniformă (nu se asigură solidificarea dirijată). Acest dezavantaj se poate diminua prin mărirea vitezei de turnare ;

­ în planul de separaţie. Metoda (fig. 10, d) asigură o execuţie uşoară şi îmbină proprietăţile metodelor anterioare ;

­ cu alimentatoare etajate (fig. 10, e). Prin această metodă se urmăreşte realizarea avantajelor atât ale turnării directe cât şi ale turnării în sifon. Se aplică la turnarea pieselor care au înălţimea mare în raport cu grosimea peretelui. Introducerea aliajului se realizează prin mai multe alimentatoare, situate la nivele diferite. Jetul de

aliaj pătrunde iniţial în alimentatorul de la baza formei şi apoi, succesiv, prin celelalte alimentatoare, astfel încât partea superioară a piesei este alimentată cu aliajul cel mai cald. O variantă a acestei metode este turnarea cu alimentator în fantă (fig. 10, f ). Legătura între piciorul pâlniei şi cavitatea formei se stabileşte printr­un alimentator în formă de fantă, care asigură o solidificare raţională a piesei.

Turnarea în forme durabile

Această metodă prezintă faţă de turnarea în forme temporare şi semipermanente următoarele avantaje :

­ înbunătăţirea calităţii pieselor turnate ­ precizia mai mare a dimensiunilor pieselor turnate ­ micşorarea dimensiunilor maselotelor sau chiar înlăturarea lor completă ­ proces tehnologic mai scurt şi mai simplu ­ mărirea productivităţii ­ reducerea preţului de cost

Dintre dezavantaje amintim :

­ difcultăţi la turnarea pieselor cu pereţi subţiri, din cauza micşorării fluidităţii

­ tendinţă de formare a crăpăturilor datorită lipsei de compresibilitate

­ inexistenţa permeabilităţii la gaze a formelor metalice face ca în piese să apară sufluri

­ durificarea suprafeţelor pieselor turnate din fontă, datorită conductibilităţii mari a

formelor

Turnarea prin aspiraţie

Metalul pătrunde în cavitatea formei datorită depresiunii create cu ajutorul unei pompe de vid. Metalul lichid este supus unei forţe ascensionale umplând cavitatea matriţei (formă metalică cu pereţi subţiri), care este permanent răcită cu apă pe suprafaţă exterioară.

În cazul în care depresiunea este menţinută pînă la solidificarea completă a metalului, produsul rezultat este de tip bară. dacă după solidificarea unei anumite

cantităţi de metal, de grosime determinată, se pune forma în legătură cu presiunea atmosferică, se obţine un produs tubular.

Prin acest procedeu se asigură şi evacurea gazelor şi sunt eliminate porozităţile şi suflurile.

Se pot turna piese de dimensiuni mici ca bucşe, inele, roţi dinţate din aliaje cu greutate specifică redusă datorită faptului că în formă poate fi menţinută o cantitate de metal lichid cel mult egală cu forţa ascensională corespunzătoare depresiunii create.

Fig.11. Turnarea prin aspiraţie 1.formă metalică 2.metal lichid 3.oală de turnare v

Turnarea continuă

La turnarea continuă introducerea metalului lichid în cavitatea formei şi extragerea piesei turnate se efectuează simultan, fără întrerupere.

Se toarnă piese de tip bară sau ţeavă cu productivitate mărită economic şi de calitate superioară.

Înainte de introducerea metalului lichid în cavitatea formei, aceasta se obturează la partea inferioară cu o placă de bază care după solidifcarea metalului va constitui, prin construcţia sa, un dispozitiv de tragere. În urma formării unei cruste solide de grosime suficientă, se imprimă piesei turnate, prin intermediul plăcii de bază şi a unor role de antrenare, o mişcare continuă de tragere.

În urma răcirii secundare prin stropire cu apă în afara cristalizatorului are loc solidificarea completă.

Foarte important este de a se stabili o corelare optimă a sistemului de turnare, construcţia cristalizatorului, viteza de răcire primară şi secundară şi viteza de tragere, cu proprietăţile materialului şi geometria piesei turnate.

De obicei cristalizatorul se confecţionează din Cu sau alamă având grosimea pereţilor de 8­15 mm.

Se toarnă, în special, semifabricate din aliaje neferoase (pe bază de Cu) şi materiale feroase (oţeluri).

Avantaje : calitatea bună a suprafeţei cu structură fină şi omogenă, reducerea pierderilor, cheltuieli reduse.

Dezavantaj : tensiunile interne datorită regimului intens de răcire forţată.

Turnarea sub presiune

Procedeul constă în introducerea sub presiune a metalului în stare lichidă (topită) într­o formă metalică (matriţă). Matriţele şi miezurile se construiesc din oţeluri aliate cu W, Cr, C şi tratate termo­chimic (nitrurare, cremizare, fosfatare etc.) aplicate suprafeţelor active.

Pentru evacuarea aerului şi a gazelor, matriţele sunt prevăzute cu canale de aerisire cu diametrul de 0,1...0,2 mm.

Fig.12. Turnarea continuă

1.cristalizator 2.cavitatea formei 3.placa de bază 4.role de antrenare 5.piesa turnată

Fig.13 Tehnologia turnării sub presiune

Maşinile de turnat sub presiune prezintă o acţionare hidraulică sau pneumatică şi sunt construite în două variante : maşini cu piston cu cameră de compresiune caldă sau rece şi maşini cu compresor cu cameră de compresiune fixă sau mobilă.

Presiunea de lucru este cuprinsă ntre 1000 şi 2000 at. Modul de lucru al acestei maşini constă în turnarea metalului dozat în camera de

compresiune, deasupra pistonului a cărui poziţie închide pătrunderea metalului în cavitatea formei. În momentul în care pistonul începe să execute presiune asupra metalului lichid din camera de compresiune, pistonul se retrage permiţând pătrunderea metalului în cavitatea matriţei. După introducerea metalului în matriţă, pistonul parcurge cursa în sens invers, concomitent cu retragerea celuilalt piston, debitând astfel reţeaua de turnare (pastila) după care urmează deschiderea matriţei şi scoaterea piesei turnate.

Această metodă prezintă următoarele avantaje : precizie dimensională şi calitate a suprafeţelor superioare, realizarea pieselor cu pereţi subţiri datorită creşterii fluidităţii metalului turnat sub presiune şi productivitatea foarte mare, ajungând pînă la 1000 de piese/oră.

Turnarea centrifugală

Procedeul constă în introducerea metalului lichid într­o formă metalică sau din amestec de formare ce se roteşte în jurul axei sale în poziţie verticală sau orizontală. Datorită forţei centrifuge metalul este proiectat pe pereţii formei solidificându­se şi realizându­se astfel piese cu o configuraţie cilindrică sau cu o configuraţie complexă.

În figură este prezentată metoda de turnare prin centrifugare cu ax vertical (a. şi b.) şi cu ax orizontal (c.)

a. b. c.

Fig.14. Metode de turnare prin centrifugare

Prin turnare centrifugă cu ax vertical se obţin piese cu înălţimi mici, ca de exemplu : capace, inele, bucşe, coroane pentru roţi melcate, iar prin metoda cu ax orizontal se obţin piese lungi, ca de exemplu, ţevi, tuburi, conducte cu diametre mari, etc. În cazul rotaţiei formei cu ax vertical fiecare particulă de metal este supusă la : acţiunea gravitaţiei G şi la forţa centrifugă Fc, conform relaţiilor :

F m x G m g c = ⋅ ⋅ = ⋅

ω 2

în care m este masa particulei de metal lichid, ω π

= ⋅n 30

viteză unghiulară, x este

distanţa particulei în raport cu axa de rotaţie, iar g este acceleraţia gravitaţională. În cazul rotaţiei formei cu ax orizontal, pentru a obţine o coroană circulară de

metal solidificat este necesar ca forţa centrifugă să depăşească forţa de gravitaţie G a particulelor de metal lichid:

Fc >> G sau

m r m g ⋅ ⋅ >> ⋅ ω 2

de unde rezultă :

ω 2 >> g r

Procedeul prezintă următoarele avantaje: precizie dimensională şi calitatea suprafeţelor superioare, economie de metal, prin eliminarea reţelei de turnare, reducerea cheltuielilor de formare.

TURNAREA ÎN FORME­COJI OBTINUTE DIN AMESTECURI TERMOREACTIVE

La acest procedeu forma de turnare rezulta din asamblarea a doua coji subţiri de amestec refractar, având configuraţia piesei. Reţeaua de turnare se obţine odată cu cojile. Golurile interioare se obţin cu ajutorul miezurilor­coaja.

Amestecul din care se executa cojile este alcătuit din nisip cuarţos de granulaţie fină având ca liant o răşină sintetică termoreactivă (bachelita, novolac ). Prin încălzire, la temperatura de 80­90°C aceste răşini se topesc iar la temperatura de 100­180°C trec ireversibil în stare solida.

Turnarea în forme­coji obţinute cu amestecuri termoreactive este un procedeu de turnare cu precizie ridicata, care prezintă următoarele avantaje: economie de materiale de formare, reducerea adaosurilor de prelucrare mecanica, suprafeţele pieselor turnate sunt foarte curate, iar precizia dimensionala mare, productivitatea ridicata.

Dezavantajele procedeului sunt: se pot turna numai piese cu masa mica si cu configuraţie simpla ( modelele pot avea numai o suprafaţa de separaţie, încât sa se permită montarea pe placi­model) se aplica numai în cazul producţiei de serie mare sau în masa, costul ridicat al liantului.

Executarea semiformelor­coji.

În figura 1 este prezentata succesiunea operaţiilor de executare a semiformelor­ coji; ­ placa­model 1, încălzită la 2500...300°C într­un cuptor, se aduce în contact cu un rezervor 2, cu amestec termoreactiv (fig. 1, a);

­ contactul (timp de 20­30 s) dintre placa­model si amestecul termoreactiv se realizează prin căderea libera a amestecului obţinută prin răsturnarea rezervorului (fig. 1, b) Prin topirea răşinii sintetice, pe suprafaţa plăcii­model se formează o coaja 3, cu grosimea de 4 ­15 mm.

Fig. 1. Schema procesului tehnologic de obtinere a formelor­coji cu liant termoreactiv.

­ prin readucerea rezervorului în poziţia iniţiala (fig. 1, c) coaja cruda rămâne pe placa­ model, iar amestecul care a fost la distanta mai mare de placa decât grosimea cojii, deci nu a reacţionat termic, cade în rezervor; ­ întărirea cojilor se face prin încălzirea 1a temperatura de 300 ­ 350°C timp de 2 ­ 8 minute introducându­se împreuna cu placa­model într­un cuptor ; ­ scoaterea cojilor de pe plăcile­model se face cu ajutorul unor tije extractoare 4 prevăzute pe placa­model.

Executarea miezurilor.

Pentru executarea miezurilor se folosesc cutii de miez, metalice, încălzite la 250°C, în care se sufla amestec termoreactiv.

Asamblarea, solidarizarea, împachetarea, turnarea.

Se aşează miezurile în semiformele­coji. Semiformele­coji sunt prevăzute cu dornuri, respectiv găuri de centrare pentru asamblare. Solidarizarea se face cu şuruburi, cleme elastice 5 sau prin lipire cu ulei (fig. 1,d).

Împachetarea semiformelor­coji se face în nisip sau alice de fonta cu scopul evitării spargerilor în timpul turnării (fig. 1, e). După împachetare urmează turnarea, dezbaterea si curăţirea pieselor obţinute.

TURNAREA ÎN FORME­COJI OBŢINUTE CU MODELE UŞOR FUZIBILE

Modelele uşor fuzibile sunt executate din materiale care se topesc la temperaturi scăzute (100 ­ 105°C) ca: amestec de stearina cu parafina, ceara de albine etc.

Turnarea în forme­coji obţinute cu modele uşor fuzibile este cunoscuta si sub denumirea de turnare de precizie.

Acest procedeu prezintă o serie de avantaje, dintre care mai importante sunt: se obţin piese turnate cu configuraţie complicata din orice material metalic turnabil; se reduc sau se elimina adaosurile pentru prelucrare mecanica; precizie dimensionala mare, calitate superioara a suprafeţelor pieselor; utilajul folosit este relativ simplu, productivitatea este mare.

Dezavantajele procedeului sunt: se toarnă numai piese cu masa mica (de la câteva grame până la câteva kg), matriţele pentru executarea modelelor au preţ de cost ridicat, materialele uşor fuzibile sunt scumpe.

Procesul tehnologic de obtinere a pieselor turnate prin acest procedeu consta din următoarele operaţii:

Executarea modelelor uşor fuzibile.

Aceasta consta din presarea amestecului fuzibil într­o matriţa, de obicei metalica, care conţine una sau mai multe cavităţi având configuraţia piesei. În figura 2, a este reprezentata matriţa pentru obţinerea modelelor fuzibile, identice cu piesa, reprezentata în figura 2, b. Modelul piesei este ataşat unui inel 1 care va servi la înciorchinare. După 1 ­ 2 minute de la terminarea presării, se deschide matriţa, se scot modelele, care se prezintă unite cu un gel si se introduc în apa rece, pentru întărire.

Fig. 2. Schema procesului tehnologic de obtinere a formelor­coji cu modele uşor fuzibile.

Înciorchinarea modelelor fuzibile.

Piesele obţinute prin procedeul de formare cu modele fuzibile fiind mici, se toarnă în ciorchine, asociindu­se la o reţea de turnare comuna. Modelele obţinute se asamblează, prin intermediul inelului central, pe o tija de înciorchinare 2 (fig. 2, c), executata din aliaje uşoare si prevăzută cu modelul pâlniei de turnare 3.

Executarea formelor­coji.

Aceasta cuprinde următoarele faze de lucru: ­ degresarea ­ introducerea ciorchinelui de modele fuzibile într­o baie de apa cu săpun ceea ce favorizează aderarea vopselei refractare pe modelele fuzibile; ­ cufundarea ciorchinelui într­o vopsea refractara, alcătuita din 50% nisip cuarţos fin măcinat si calcinat si 50% silicat de sodiu ca liant. La trecerea din stare lichida în stare solida, liantul formează un gel care prin întărire da rezistenta cojii; ­ presărarea cu nisip fin care împiedica scurgerea vopselei refractare de pe modele si ajuta la formarea crustei;

­ introducerea tijei cu ciorchinele într­o baie cu soluţie 24% NH4Cl, ceea ce duce la următoarea reacţie:

0 H 2NH 2NaC1 mSi0 C1 2NH mSi0 0 Na 2 3 2 4 2 2 + + + = + ⋅

Clorura de amoniu reacţionează cu silicatul de sodiu favorizând precipitarea silicei gel.

Ciorchinele de modele fuzibile s­a acoperit astfel cu un prim strat refractar Pentru a se realiza grosimea prescrisa a formelor­coji, ciorchinele se acoperă cu 3 ...6 straturi refractare, prin repetarea ultimelor trei faze de lucru. Formele­coji se lasă pentru întărire în aer 2 . . . 12 ore.

Eliminarea modelelor fuzibile din formele­coji.

Aceasta faza se executa după scoaterea tijei de înciorchinare, prin introducerea într­un mediu cald (aburi sau aer). Amestecul uşor fuzibil se recuperează.

Uscarea.

Formele coji se lasă pentru uscare timp de 2....3 ore la temperatura de 180 ... 200°C.

Împachetarea si calcinarea formelor­coji, turnarea.

Împachetarea se face pentru consolidare si consta din introducerea formelor coji în cutii metalice cu nisip de granulaţie mare, la fel ca la procedeul anterior (fig. 2, d). Calcinarea se face într­un cuptor la temperatura de 900°C în scopul arderii urmelor de amestec fuzibil si terminării operaţiei de întărire. Turnarea aliajului se face în formele deja calde (700°C). După răcire urmează dezbaterea şi curăţirea pieselor.

Turnarea oţelului in lingotiere

Turnarea oţelului în lingotiere reprezintă faza finală a elaborării acestuia; de

reuşita acestei operaţii depinde în măsură însemnată calitatea oţelului solidificat supus

prelucrărilor ulterioare. O parte din oţelul elaborat se toarnă în piese; dar cea mai mare

parte se toarnă în forme metalice numite lingotiere în vederea obţinerii semifabricatelor

pentru laminare şi forjare numite lingouri.

a ­ Utilajele turnării

Turnarea se face într­o hală special amenajata numita hală de turnare în care se

găsesc montate lingotiere. În vederea turnării se pregătesc în prealabil: jgheabul de

turnare, oala de turnare şi lingotierele.

­ jgheabul este confecţionat din tablă groasă, căptuşit cu materiale refractare, simplu sau

bifurcat, uneori demontabil.

­ oale de turnare, (fig. 3.), fiind cu o capacitate de 70 tone, consta dintr­o manta din

tablă de oţel căptuşită cu cărămizi din şamota. Oala este prevăzută cu fusuri solidare de

manta şi cu un sistem de blocare în timpul transportului. Pentru turnare are un orificiu

de fund astupat cu un dop refractar, comandat din exterior cu un sistem de pârghii,

protejat cu tuburi refractare. Axa de rotaţie a căldării în vederea descărcării este situată

deasupra centrului de greutate. După fiecare turnare, oala se repară, mai ales la orificiul

de fund (5) şi tija refractara (7,8); zidăria refractară (4) rezistă la 10­15 turnări.

Transportarea oalelor se executa cu ajutorul macaralelor.

­ lingotiera (fig. 4.) este forma metalică în care se toarnă oţelul topit în vederea obţinerii

lingourilor.

Constructiv lingotiera este un trunchi de piramidă cu secţiunea transversală

rotundă, pătrată, dreptunghiulara (pentru laminare) sau hexagonala, octogonală (pentru

forjare), colţurile secţiunilor fiind rotunjite.

Baza mare poate fi în jos (lingotiere direct conice) sau baza mare în sus

(lingotiere invers conice). Se pot construi cu sau fără fund, dintr­o bucată sau din mai

multe părţi, cu sau fără maselote. Pentru uşurinţa scoaterii lingourilor, înclinaţia sau

conicitatea este de 2,5­3,0% pentru examinare şi 3­4%, la lingourile pentru forjare.

Pentru a micşora retasura, la partea superioară se prevede o maselotă, adesea

exotermă, pentru a asigura alimentarea părţii interioare cu metal lichid un timp cât mai

îndelungat. Ca material, lingotierele se fac din oţel şi mai ales din fontă, in grosime de

perete de peste 25 cm, mergând până la 40 cm şi mai mult. In vederea turnării

lingotierele se montează pe patul de turnare din hala, special amenajat pentru modul de

turnare. După solidificare, lingotierele se extrag de pe lingouri, cu ajutorul unui

dispozitiv, numit striper, acţionat cu o macara pod rulant.

b ­ Metode de turnare a oţelului.

După calitatea oţelului şi mărimea lingourilor, turnarea cunoaşte două variante:

turnarea directă şi turnarea indirectă sau prin sifon.

­ la turnarea directă umplerea se face prin alimentare la partea superioară, cu orificiul

oalei pe axa centrala a lingotierei (fig. 5). Avantajele turnării directe sunt:

­ lingoul se solidifică repede, structura lingoului e mai densă şi cu o granulaţie mai fină;

­ retasura, mai puţin adânca, e concentrată în partea superioară a lingoului;

­ oţelul e mai curat; neintervenind impurităţile din căptuşeala sistemului de turnare prin

sifon.

Ca dezavantaj amintim :

­ ta turnare se produc stropi prin lovirea jetului de fundul lingotierei, acest lucru fiind cu

atât mai intens, cu cât înălţimea de cădere a metalului topit e mai mare;

­ posibilitate redusa de turnare cu viteză mică.

Ca urmare, metoda se foloseşte la turnarea oţelurilor de calitate şi speciale, şi

mai ales în turnarea de lingouri mari. În ce priveşte diminuarea stropirii şi potrivirea

umplerii pe axa lingotierei (pentru a nu spăla pereţii lingotierei), de regulă se interpune

între oală şi lingotiera o pâlnie special confecţionată prevăzută cu orificii potrivite de

umplere şi cu filtre de reţinere a zgurii şi de reglare, mai ales a vitezei de umplere.

­ la turnarea prin sifon umplerea lingotierei se face lent şi progresiv, începând de Ia

partea inferioară spre partea superioara. De regula, turnarea se face prin intermediul

unei sistem de alimentare centralizat, adică o pâlnie şi un picior de alimentare care

asigură, printr­un sistem de ramificaţii de canale de alimentare, umplere simultana a mai

multor lingotiere. În figura b, se dă o secţiune prin sistemul de turnare prin sifon.

Avantajele turnării prin sifon

­ durata de turnare scurta, gaura mica a dopului de turnare;

­ suprafaţa lingoului este curată, fără stropi ca la turnarea directa;

­ durabilitatea lingotierelor creşte cu 90% faţă de turnarea directă.

Ca dezavantaje remarcăm :

­ costul ridicat al pregătirii turnării;

­ oţelul iese mai impur, cu multe impurităţi, în special incluziuni nemetalice,

­ tendinţa de formare a retasurii secundare, oţelul fierbinte situându­se la partea

inferioara a lingotierelor;

­ capete pierdute prin canalele de alimentare.

Metoda e des utilizată, de regulă pentru obţinerea lingourilor mici şi cu suprafaţa curată.

c ­ Turnarea oţelului calmat, semicalmat şi necalmat

Prin oţel calmat se înţelege oţelul bine dezoxidat înaintea turnării, dezoxidare

care se face cu ferosiliciu introdus în cuptor; pe jgheab sau in oala de turnare; alteori

dezoxidarea se realizează prin adaos de aluminiu in baia de topire sau in lingotiera. O

buna dezoxidare duce ta îndepărtarea fierberii metalului in timpul solidificării după

turnare, insa timpul necesar dezoxidării, duce totodată ta dizolvarea unei mari cantităţi

de gaze in oţel, care nu mai are timp os la solidificare sa iasă din soluţii. Când cantitatea

de dezoxidant e mai mica decât cea necesara pentru completa calmare. se obţin oţeluri

semicalmate, iar când nu se adaugă deloc dezoxidanţi, avem oţelul necalmat.

În funcţie de calitatea dezoxidării, turnarea oţelului se face în diverse moduri şi

anume :

­ oţelul calmat se toarnă în lingotiere inverse conice, ca maselote pentru retasura;

­ oţelul necalmat sau semicalmat se toarnă în lingotiere direct conice şi întrucât în acest

caz nu se pot forma retasuri periculoase închise, nu se mai prevăd nici maselote.

Pentru a micşora pierderile de metal prin ajutajul maselotei, în ultima vreme se

aplica în turnătoriile de oţel, metode perfecţionate de turnare, dintre care amintim:

­ metoda scuturării sau vibrării lingotierei; în timpul procesului de solidificare, acţiunea

de agitare mecanica uniformizează frontul solidificării retasura rezultând mai mică şi

concentrată la partea superioară. Se aplică pentru turnarea lingourilor mici din oţel

calmat.

­ metoda termică sau electrotermică de menţinere un timp cât mai îndelungat a stării

lichide a metalului din maselota; conduce la viteze de răcire mici la partea superioară,

părţile inferioare având astfel posibilitatea sa­şi completeze golul de contracţie cu metal

lichid; de asemeni, menţinerea stării lichide un timp îndelungat la partea superioară,

duce la o uşoara eliminare a gazelor şi la ridicarea din baie a incluziunilor.

Metoda se aplica în general la turnarea de lingouri mari, când se interpune un arc

electric cu poziţie reglabila a electrodului, ca pe figura 7.

Realizarea efectului mai sus arătat se mai poate asigura şi cu ajutorul unor

maselote speciale, confecţionate din amestecuri, exoderme, care la contactul cu metalul

lichid, cedează cantitatea de căldură necesară pentru menţinerea stării lichide a

metalului maselotei.

d ­ Structura lingourilor de oţel

Condiţiile diferite de solidificare a oţelurilor in lingotiere duc la obţinerea de

lingouri cu structură neuniformă, atât in sensul secţiunii longitudinale, cât şi în sensul

secţiunii transversale, fig. 9, imediat sub crusta, la partea de sus a lingoului, uneori fiind

deschisa, dar poate să ia naştere şi o retasură secundară, pe axa lingoului, fiind cu atât

mai periculoasă, cu cât ea nu se poate depista uşor şi nici nu se poate şuta. Lângă

retasurile principale se localizează tot felul de incluziuni de zgură şi gaze.

În ce priveşte retasura secundară, ea se formează ca urmare a unei turnări rapide,

prea fierbinţi, aceasta conţinând gaze neevacuate din cauza punţilor de solidificare

formate pe axa lingoului; lanţul de retasuri secundare axiale sau de microstructuri se

mai numesc şi porozităţi axiale.

Suflurile reprezintă microgoluri in masa lingoului cauzate de următorii factori :

gaze absorbite de oţel în timpul elaborării; vapori de apa din atmosfera; insuficienta

degazare a oţelului înainte de turnare; utilizarea la elaborarea de materiale ruginite

umede etc. Mecanismul formarii suflurilor are la baza împiedicarea in procesul de

solidificare a evacuării gazelor din masa metalului, prin formarea rapida a unei cruste

exterioare. Pe de alta parte, odată cu răcirea, solubilitatea unor gaze in metal scade şi

surplusul iese din soluţie, dar nu poate ieşi în atmosfera, fiind oprit de zona solida deja

formată şi atunci aceste gaze se unesc în molecule şi se aglomerează în bule ce rămân în

masa lingoului. Ca amplasare suflurile pot fi: interioare sau superficiale. Suflurile

interioare nu au pereţi oxidaţi şi defectul dispare prin sudare la laminare. În ce priveşte

însă suflurile superficiale, de sub coaja lingoului, acestea sunt cu pereţi oxidaţi, nu se

mai sudează prin forjare, motiv pentru care înainte de laminare lingourile se decojesc

prin strunjire de degroşare sau cu flacăra.

Segregaţia este neomogenitatea lingoului din punct de vedere chimic. Cauza

segregaţiei este răcirea lenta, când din soluţia lichida a aliajului care se toarnă este timp

pentru ieşirea gazelor sau elementelor componente, cărora le scade procentul de

solubilitate cu descreşterea temperaturii. Procesul de licuaţie este un fenomen care duce

la formarea de segregaţii. În lingou, zona de solidificare mai târzie va fi mai bogată în

carbon, sulf şi fosfor decât zonele răcite mai rapid întrucât frontul solidificării împinge

impurităţile în lichidul din centrul şi capul lingoului, zone de altfel, unde se constată

practic prezenta segregaţiilor.

Incluziunile sunt materiale străine nemetalice, incluse în masa lingoului. Cauzele

incluziunilor pot fi : particule de zgura de elaborare, de materiale refractare desprinse de

oţel din căptuşeala cuptorului sau calei de turnare etc. Incluziunile nu se pot elimina

prin forjare, laminare, cele plastice se pot alungi, iar cele fragile se sfărâmă,

accentuându­se aspectul de textură, structură fibroasa a metalului deformat. Incluziunile

înrăutăţesc proprietăţile mecanice ale oţelului imprimându­i totodată şi un pronunţat

caracter de anizotropie, longitudinal şi transversal pe fibre.

Picăturile reci sunt globule sau stropi de oţel solidificat, care nu au fuzionat cu

masa de oţel topita, sunt cu suprafaţa dura, oxidata, periculoasă atât pentru procesul

deformării plastice a metalului, cat mai ales pentru scule aşchietoare. Cauza formarii lor

sunt stropii desprinşi din vana de oţel la turnare, din locul sau lovirea jetului de fundul

lingotierei ia turnarea directa etc., stropi care se răcesc înainte de a cădea din nou in

lingou şi la care descrierea traiectoriei prin aer se oxidează la exterior.

Crăpaturile sunt cauzate de tensiunile care iau naştere in metal la variaţiile de

temperatura şi depăşesc rezistenţa proprie la rupere a metalului în condiţiile respective.

Ele se produc atât la rece, cât şi mai ales la cald. Crăpăturile superficiale se numesc

cricuri, iar cele pătrunse, care uneori nu ajung la suprafaţă, se numesc şapuri. Cricurile

apar pe feţe iar şapurile de obicei la colţuri şi la muchii. Primele se pot îndepărta prin

cojire, pe când şapurile nu pot fi înlăturate. Ameliorarea acestor defecte se face

fabricând linii cu feţe concave şi muchii rotunjite.

Fulgii ­ sunt nişte fisuri filiforme cu pereţi rugoşi, argintii, orientaţi longitudinal

in lingou. Cauza acestor fisuri o constituie scăderea solubilităţii în oţel, cu scăderea

temperaturii. Atomii de hidrogen care ies din soluţie difuzează în defectele de reţea şi se

stabilizează formând molecule, care prin aglomerare duc la crearea de suprapresiuni,

capabile sa amelioreze microfisurarea şi formarea deci a defectului de fulg. Aspectul

diverselor defecte se da in figura 10.

DEFECTELE PIESELOR TURNATE

Generalităţi

În procesul de turnare a metalelor şi aliajelor care influenţează procesul, piesele pot rezulta

cu defecte datorită fie unor proprietăţi specifice materialului turnat, fie nerespectării tehnologiei de

turnare, fie unor cauze accidentale.

Defectele pieselor turnate sunt standardizate (STAS 782­64).Prin acest standard s­au stabilit:

­ denumirea defectelor, grupa şi categoria din care ele fac parte;

­ simbolizarea lor;

­ descrierea în vederea identificării.

Principalele defecte ale pieselor turnate pot fi încadrate în următoarele grupe: forme,

dimensiuni şi mase necorespunzătoare, defecte de suprafaţă, crăpături, goluri, incluziuni metalice

sau nemeta1ice, defecte de structură, defecte privind compoziţia chimică sau caracteristicile

mecanice şi fizice.

Cunoaşterea cauzelor care pot duce la apariţia defectelor asigură preîntâmpinarea acestora

prin adoptarea unor măsuri cu caracter tehnologic, constructiv etc.

În cele ce urmează se vor descrie câteva din cauzele apariţiei unor defecte foarte răspândite

precum şi măsurile de prevedere corespunzătoare.

Defecte cauzate de fenomenul de contracţie

În decursul răcirii metalelor şi aliajelor acestea suferă fenomenul de contracţie. Acest

fenomen se manifestă atât in stare lichidă cât şi în stare solidă a metalelor. În general contracţia

totală CT a unui metal sau aliaj aflat în stare lichidă şi supus răcirii până la atingerea temperaturii

mediului ambiant, se compune din:

F C ± + + = S LS L T C C C C

în care: CL este contracţia în stare lichidă în decursul scăderii temperaturii de la temperatura

de turnare T, la temperatura de topire Ttop;

CLS ­ contracţia la trecerea din stare lichidă în stare solidă;

CS ­ contracţia în stare solidă la scăderea temperaturii de la temperatura de topire

Ttop, la temperatura mediului ambiant, T0;

CF ­ contracţia şi dilatarea rezultată în decursul transformărilor de fază produse în

stare solidă.

Dintre termenii din membrul 2 al relaţiei, o valoare însemnată o are CLS. Principalele efecte

rezultând din existenţa fenomenului de contracţie şi care pot provoca apariţia defectelor sunt:

formarea retasurilor şi microretasurilor, apariţia tensiuni1or interne, apariţia crăpăturilor, apariţia

deformaţiilor.

Formarea retasurilor şi a microretasurilor

Retasura sau golul de contracţie se produce ca urmare a contracţiei metalului sau aliajului la

trecerea din stare lichidă în starea solidă. Dacă într­un vas tronconic cu baza mare sus se supune

răcirii o cantitate oarecare de metal lichid, în urma procesului de solidificare, ca urmare a faptului

că volumul solidului rezultat este mai mic decât cel al lichidului din care a provenit, se formează în

partea de sus un gol de contracţie denumit retasură (fig. 1). Volumul retasurii este cu atât mai mare

cu cât coeficientul de contracţie, al metalului respectiv este mai mare. O astfel de solidificare, având

ca rezultat formarea unei retasuri în partea superioară a piesei turnate se numeşte solidificare

dirijată. Dacă se consideră solidificarea unei cantităţi de lichid într­un vas cilindric (fig. 1,b), din

aceleaşi motive, solidificarea va avea ca rezultat formarea unei retasuri în partea centrală a piesei cu

o porozitate axială, rezultată din solidificarea ultimelor cantităţi de lichid. O astfel de solidificare cu

formarea unei retasuri concentrate şi a unei porozităţi axiale se numeşte solidificare simultană.

Solidificarea lichidului într­un vas de formă tronconică cu baza mare jos duce la formarea a

două retasuri(fig. 1,c); una principală în partea superioară şi alta secundară în partea centrală a

piesei.

Formarea retasurilor în timpul solidificării dirijate este de dorit deoarece ele pot fi

transferate în afara corpului piesei.

Fig. 1. Formarea golurilor de contracţie:

1 ­ retasură; 2 ­ porozitate axială; 3 ­ retasură secundară

Fig. 2. Noduri termice în piesele turnate

Golurile de contracţie apar în acele piese ­ prezintă fie grosime uniformă a pereţilor, fie

grosimi variabile care împiedică solidificarea dirijată. De exemplu porţiunea de piesă reprezentată

în fig. 2,a, datorită neuniformităţii grosimii pereţilor se va solidifica cu goluri interioare deoarece

există zone, în care se găsesc acumulări de lichid L ce se vor solidifica mai târziu decât restul piesei,

formând golurile de contracţie R.

Fig. 3. Formarea microretasurilor:

L ­ lichid; R ­ gol de contracţie

Aglomerările de metal înscrise în cercuri ce nu pot fi rostogolite în sus prin pereţii piesei

până la partea superioară, se numesc noduri termice. De altfel, metoda cercurilor înscrise în

diferitele porţiuni ale pereţilor piesei se folosesc pe scară largă la identificarea nodurilor termice

(fig. 2, b). În faţa retasurilor concentrate la partea superioară sau în nodurile termice şi a

porozităţilor axiale, golul de solidificare poate apare şi sub formă de microretasuri sau

microporozităţi ca urmare a împiedicării pătrunderii metalului lichid între dendritele orientate

arbitrar (fig. 3). Aceste defecte produc o micşorare însemnată a proprietăţilor mecanice şi o pierdere

a etanşeităţii. Microretasurilor apar în special la so1idificarea aliajelor cu interval mare de

so1idificare. Metalele pure şi aliajele eutectice produc numai retasură concentrată.

În general retasurile se produc la toate aliajele de turnătorie. În cazul fontelor cu grafit

lamelar, contracţia la solidificare este parţial sau total compensată de creşterea volumului fontei de

grafitizare. Ca urmare, tendinţa de formare a retasurilor concentrate sau microretasurilor este mică.

Prevenirea formării defectelor datorate golurilor de contracţie

Mijloacele de prevenire a formării defectelor cauzate de golurile de contracţie se împart în

măsuri tehnologice şi măsuri constructive.

Măsurile tehnologice constau din utilizarea maselotelor şi a acceleratorilor de răcire.

­ Maselotele sunt rezerve de metal lichid dispuse sub forma unor prelungiri ale piesei, în scopul

transferării retasurii din corpul piesei în afara ei. Modul de acţionare a maselotei este arătat în

fig. 4, a. Fără existenţa maselotei piesa ar fi prezentat după solidificare retasura 1. Prin solidificarea

cu maselotă, retasura este transferată în maselotă ocupând poziţia 2.

Fig. 4. Maselote

După dezbaterea piesei din formă, maselota se înlătură printr­un procedeu oarecare (tăiere

mecanică, termică etc.)

Maselotele amplasate deasupra piesei şi care sunt cele mai folosite, se numesc maselote

directe. În practică se utilizează însă şi maselote aflate în interiorul formelor în dreptul unor noduri

termice.

Pentru ca o maselotă să­şi îndeplinească rolul, trebuie să se asigure o solidificare dirijată a

peretelui piesei spre maselotă. Pentru aceasta pereţii pieselor se îngroaşă artificial prevăzându­se

adaosuri cu caracter tehnologic(fig. 4, b).

Zona de acţiune a unei maselote se întinde numai pe o anumită distanţă; rezultă că pentru o

piesă de o anumită configuraţie se prevăd, de la caz la caz, una sau mai multe maselote. De

exemplu, pentru piesa inelară din fig. 4, c s­au prevăzut patru maselote (M).

­ Acceleratorii de răcire denumiţi şi răcitori sunt corpuri metalice care servesc la accelerarea

răcirii şi solidificării nodului termic, înaintea de solidificarea porţiunilor învecinate. Răcitorii sunt

singurele mijloace care fac posibilă prevenirea formării retasurilor în nodurile termice de la

joncţiunea a doi pereţi şi la colţurile interioare ale pieselor. În practică se folosesc două tipuri de

răcitori : interiori şi exteriori.

­ Răcitorii interiori sunt corpuri metalice de aceeaşi compoziţie ca şi metalul care se toarnă şi se

introduc în nodul termic pentru a provoca prin absorbţie de căldură solidificarea nodului,

concomitent sau înaintea pereţilor subţiri învecinaţi (fig. 5). Răcitori interiori trebuie să fie resorbiţi

în masa aliajului care se toarnă, topindu­se sau sudându­se de acesta. Ei au diferite forme ca de

exemplu : spirale de sârmă, cuie, bare etc.

Fig. 5. Răcitori interiori

­ Răcitorii exteriori sunt plăci metalice de fontă sau oţel care se încorporează în peretele formei în

dreptul nodurilor termice (fig. 6). Răcitorii exteriori se pot folosi şi în scopul accelerării solidificării

unei anumite părţi a piesei pentru asigurarea solidificării unei anumite părţi a piesei pentru

asigurarea solidificării dirijate pentru a mări zona de acţiune a unei maselote.

Fig. 6. Folosirea răcitorilor exteriori

Prevenirea retasurilor din nodurile termice prin măsuri constructive se realizează prin

proiectarea judicioasă a piesei, sau dacă acest lucru nu s­a făcut la timp, prin modificarea

constructivă a piesei fără ca aceasta să dăuneze rezistenţei şi funcţionării ei. În fig. 7 sunt arătate

câteva soluţii constructive pentru evitarea nodurilor termice sau micşorării lor.

Fig. 7. Modificarea constructivă a pereţilor pieselor turnate

a – piese cu nod termic; b – piese fără nod termic sau cu nod termic mai mic

­ Combaterea formării microretasurilor se face prin exercitarea unei presiuni asupra metalului în

momentul solidificării (turnare sub presiune, centrifugală etc.)

Apariţia tensiunilor interne

În cursul răcirii, în piesele turnate pot apare trei feluri de tensiuni : termice, fazice şi de

contracţie.

­ Tensiunile termice se datoresc răcirii neuniforme a pieselor. Pereţii subţiri şi părţile mai

îndepărtate de punctul de intrare a metalului în formă se răcesc mai repede şi trec mai devreme din

zona de temperaturi în care metalul este plastic, în zona în care deformaţiile sunt elastice. Rezultă că

la un anumit moment o parte a piesei se află în stare plastică iar cealaltă, în stare elastică. Când şi a

două parte va atinge starea elastică ambele părţi se vor contracta diferit ceea ce face ca în ele să

apară tensiuni de întindere sau compresiune în funcţie de dimensiunile părţii respective (în părţile

groase ­ tensiuni de întindere, în părţile subţiri ­ tensiuni de compresiune).

Pentru exemplificare, se consideră o piesă turnată în formă de jug (fig. 8), cu două bare

subţiri S şi una groasă G, unite la capete prin două traverse rigide T. În timpul răcirii , barele subţiri

vor trece primele în stare elastică, scurtând­o. Atunci când şi aceasta va trece în stare elastică, ea va

continua să se contracte dar va fi împiedicată de baretele laterale. Această interacţiune duce la

apariţia în bara centrală a unor tensiuni de compresiune.

Fig. 8. Formarea tensiunilor interne în piesele turnate

­ Tensiunile fazice apar ca urmare a faptului că diferitele părţi ale piesei nu trec în acelaşi timp prin

transformările de fază. După cum se ştie, transformările de fază sunt însoţite de modificări ale

volumului specific ale constituenţilor structurali. Tensiunile produse pot provoca distrugerea piesei,

mai ales când efectul lor se suprapune peste cel al tensiunilor termice.

­ Tensiunile de contracţie se datoresc împiedicării contracţiei prin rezistenţa opusă de forme şi

miezuri. Spre deosebire de celelalte două categorii de tensiuni, acestea au caracter temporar şi

dispar în momentul înlăturării cauzei care provoacă frânarea contracţiei (dezbaterea piesei).

Tensiunile de contracţie sunt întotdeauna tensiuni de întindere, fapt care le face deosebit de

periculoase, mai ales că la temperaturi ridicate, rezistenţa materialului este scăzută.

Prevenirea şi combaterea tensiunilor interne

Tensiunile termice pot fi reduse printr­o serie de măsuri cu caracter constructiv ca de

exemplu, evitarea unor diferenţe mari între grosimile pereţilor piesei sau prin măsuri tehnologice ca:

­ accelerarea răcirii părţilor groase cu ajutorul răcitorilor;

­ răcirea foarte înceată a pieselor cu grosime uniformă, evidenţiindu­se diferenţele mari ale vitezei

de răcire între centrul peretelui şi suprafaţă;

­ eliberarea părţilor groase de amestecul de formare imediat după solidificarea lor etc.

Tensiunile fazice se pot evita asigurându­se o răcire a piesei astfel încât, punctele de

transformare să fie traversate cu viteză mai mică.

Tensiunile de contracţie se înlătură prin îndepărtarea cauzei care le­a produs: rezistenţa

opusă de formă sau miezuri, ceea ce reclamă o scoatere a presei din formă imediat după solidificare.

Piesele turnate grele şi de formă complicată prezintă întotdeauna tensiuni. Prin deformare o

parte din tensiuni dispar prin relaxare. Dacă însă relaxarea se face după intrarea în exploatare a

piesei respective, maşina îşi pierde din precizie putând deveni neutilizabilă.

Pentru a se elimina tensiunile interne din piesele turnate se aplică frecvent tratamentul

termic de recoacere de detensionare. Adeseori piesele de oţel turnat suferă o detensionare în timpul

recoacerii de omogenizare sau de normalizare la care aceste piese sunt întotdeauna supuse, fie

pentru îmbunătăţirea proprietăţilor mecanice, fie pentru uşurarea prelucrării ulterioare prin aşchiere.

Apariţia deformaţiilor

Ca o consecinţă a existenţei tensiunilor interne piesa turnată se deformează, funcţie de

configuraţia ei. Ştiind că tensiunile termice sunt de întindere în părţile groase şi de compresiune în

părţile subţiri, rezultă că părţile groase ale piesei au tendinţa de a­şi reduce lungimea, iar cele subţiri

de a şi­o mări. Cunoscând aceste lucruri se poate prevedea forma pe care o capătă piesa deformată.

Astfel, pentru o grindă turnată cu secţiune în formă de T, deformaţia ei depinde de dimensiunile

secţiunii (fig. 9, a şi b).

Cunoaşterea modului de deformare permite realizarea unor piese care să nu sufere

deformaţii (fig. 9, c).

Fig. 9. Deformaţii în piesele turnate

Atunci când nu este posibilă obţinerea unei piese turnate nedeformabile, se poate prevedea

execuţia unui model cu deformaţie contrară celei pe care o va primi piesa turnată.

Apariţia crăpăturilor

După temperatura la care se produc, crăpăturile piesei turnate pot fi crăpături la rece sau la

cald.

­ Crăpăturile la rece, ce apar în piesele turnate la temperatura ambiantă au la temperaturi joase sub

500°C deci în domeniul elastic de temperaturi se datoresc faptului că tensiunile de turnare ­ termice,

fazice şi de contracţie ­ însumate, depăşesc rezistenţa la rupere a materialului. Ele sunt drepte, puţin

deschise, uneori abia perceptibile, au întindere mare, cu tendinţă de a se propaga în continuare.

Ruptura este intercristalină, de culoare metalică, deschisă au uşor colorată (când s­a produs la

temperaturi peste 200°C) din cauza unui film de oxizi.

Crăpăturile la rece se produc fie în timpul răcirii piesei în formă, fie la dezbatere, fie

ulterior, la temperatura ambiantă.

­ Crăpăturile la cald se produc numai la răcirea în formă, au un traseu intercristalin, sunt mai largi,

de întindere mică, şerpuite şi fără tendinţa de a se propaga în continuare; ele sunt puternic colorate

în negru ca urmare a unei oxidări puternice.

Fig. 10. Apariţia crăpăturilor la cald şi combaterea lui

Crăpăturile la cald se produc la temperaturi înalte, deci in domeniul plastic. Tensiunile care

pot apare în acest domeniu sunt tensiunile de contracţie, deci crăpăturile la cald se datoresc acestor

tensiuni. În cazul oţelului peste aceste tensiuni se pot suprapune tensiunile fazice, datorate

contracţiei de volum produsă la transformarea γ→α.

În fig. 10, a, este arătat modul de producere a unor crăpături datorită împiedicării contracţiei

piesei de către formă.

La răcirea corpului piesei se produce contracţia la care este împiedicată de către peretele

formei ce apasă asupra flanşei 2, provocând apariţia unei crăpături în zona de maximă solicitare 3.

Crăpăturile la cald se produc mai ales în piesele din oţel turnat şi constituie, alături de

retasuri, cel mai frecvent defect de turnare.

Prevenirea apariţiei crăpăturilor la cald

Crăpăturile la cald pot fi prevenite prin masuri tehnologice şi constructive. Dintre măsurile

tehnologice se pot enumera:

­ asigurarea unei compresibilităţi sporite formei şi miezurilor;

­ folosirea răcitorilor exteriori în locurile în care se prevede apariţia crăpăturilor la cald, în scopul

măririi rezistenţei porţiunii respective, prin scăderea temperaturii ei.

Dintre măsurile constructive fac parte:

­ întărirea zonei periclitate cu nervuri de contracţie (fig. 10,b);

­ înlocuirea pereţilor plani cu pereţi curbi;

­ evitarea părţilor ieşinde, amplasate la distanţă mare etc.

Defecte cauzate de fenomenul de segregare

Fenomenul de segregare se poate manifesta la scara cristalelor (segregaţie minoră) cât şi la

scara peretelui piesei (segregaţie majoră).

Segregaţia minoră constă în apariţia diferenţelor de concentraţie într­un anumit element, în

cadrul unei faze în curs de solidificare. După cum se cunoaşte la temperatura t1 (fig. 11) faza

separată are concentraţia c1, la temperatura t2, concentraţia c2 şi aşa mai departe. Un cristal separat

liber în masa lichidului va avea deci zona axială mai bogată în component A iar zona marginală mai

bogată în componenta B.

Fig. 11. Apariţia segregaţiei minore

Prin procesul de difuziune ulterioară această eterogenizare chimică se atenuează într­o

anumită măsură dacă există condiţia favorabilă a menţinerii îndelungate la temperaturi ridicate.

­ Segregaţia majoră constă în existenta diferenţei de concentraţie chimică între diferitele zone ale

peretelui piesei turnate.

În cazul aliajelor feroase, primele cristale şi primu1 strat solidificat în contact cu peretele

formei sunt mai sărace în elemente solubile: C, Si, P etc. ca zonă centrală a piesei. Se observă că

incluziunile de tipul sulfurilor, oxizilor, silicaţilor din cauza punctului lor de topire scăzut, segregă

şi se acumulează în zona centrală a pieselor şi în special în zona învecinată retasurii.

Se consideră de asemenea ca fiind segregare majoră eterogenizarea chimică rezultată din

diferenţa de densitate dintre primele cristale separate şi lichid, ce duce la depunerea acestor cristale

în zonele inferioare ale pieselor.

Repartizarea neuniformă a componenţilor aliajelor în piesele turnate, ca urmare a procesului

de segregare, exercită o influenţă defavorabilă asupra proprietăţilor fizice, chimice şi mecanice ale

acestora. Fenomenul de segregare poate fi combătut printr­o serie de măsuri privind compoziţia

aliajului turnat şi tehnologii de turnare(de exemplu mărirea vitezei de răcire a piesei în forme

metalice).

Eterogenitatea chimică rezultată în urma fenomenului de segregare se poate înlătura

supunând piesele turnate unui tratament termic de recoacere de omogenizare.

Defecte cauzate de pătrunderea gazelor în metalul piesei

În metale şi aliaje, gazele se pot găsi sub formă de sufluri, straturi de gaze absorbite, soluţii

solide şi combinaţii chimice. Incluziunile de gaze constituie unul din cele mai răspândite defecte ale

pieselor turnate.

Gazele dizolvate, degajându­se din soluţii solide pot provoca crăpături ce se prezintă sub

formă a numeroase fisuri cu aspect de pete de culoare deschisă numite fulgi.

Suflurile sunt discontinuităţi în piese, care scad rezistenţa materialului prin micşorarea

secţiunii şi prin efectul lor de concentrare a tensiunilor. Suflurile se deosebesc de retasuri prin

aspectul şi culoarea cavităţii. Astfel, indiferent de provenienţa lor, suflurile prezintă o suprafaţă

netedă, de obicei neoxidată de culoare argintie, în timp ce retasurile prezintă o suprafaţă neregulată

şi de culoare neagră din cauza oxizilor formaţi.

Suflurile se pot datora atât metalului turnat cât şi formei.

Suflurile datorate metalului se obţin prin difuziunea gazelor în metalul lichid, fenomen

favorizat de existenţa temperaturilor înalte. Gazele care pot difuza în metalele şi aliajele lichide

sunt: N2, O2, H2 sau compuşi gazoşi H2O, SO2, CO etc.

Principalele surse de pătrundere a gazelor datorate formei sunt:

­ antrenarea aerului la curgerea metalului prin reţeaua de turnare;

­ dislocarea de către metal a aerului din cavitatea formei;

­ umiditatea şi aerul sau gazele din porii amestecului de formare;

­ existenţa unor componenţi ai amestecului de formare care produc gaze.

Prevenirea apariţiei suflurilor se poate realiza prin adoptarea unor măsuri tehnologice

corespunzătoare, care să elimine sursele de apariţie a gazelor în metal.

Alte defecte

În afara defectelor amintite, în piesele turnate se întâlnesc şi alte defecte cauzate de unele

fenomene cum ar fi :

­ eroziunea pereţilor reţelelor de turnare şi ai cavităţii formei de către metalul lichid aflat în mişcare;

­ reacţiile chimice produse între pereţii formei şi metalul turnat;

­ cauze accidentale (distrugerea pereţilor cavităţii, deplasarea semiformelor) etc.

4. PRELUCRAREA PRIN DEFORMARE PLASTICĂ

A MATERIALELOR METALICE

4.1. Generalităţi

Deformarea plastică este procedeul de prelucrare realizat prin deformare permanentă a

materialelor (aliajelor) în stare solidă (la cald sau la rece), cu scopul obţinerii unor piese fără fisuri,

având forma geometrică şi dimensiuni corespunzătoare.

Avantaje:

- proprietăţi mecanice bune datorită unei structuri omogene cu grăunţi fini, consum

redus de material

- operaţii simple de prelucrare

- preţ de cost redus faţă de aşchiere

Principalele procedee de prelucrare prin deformare plastica sunt : laminarea, tragerea,

extrudarea, forjarea liberă şi în matriţă, ambutisarea etc.

Sunt supuse solicitărilor prin deformare plastică aliajele Fe-C cu un conţinut scăzut de

carbon (sub 2,06%) respectiv oţelurile, majoritatea aliajelor neferoase.

Nu se pot prelucra prin deformare plastică fonta, bronzul, aliajele Al cu Mg fiind fragile şi

casante. Deformarea plastică se realizează prin deplasarea relativă a atomilor metalului (aliajului) în

poziţii noi de echilibru, la distanţe mai mari decât distanţele dintre atomi în reţeaua cristalină

respectivă. Întrucât la unele metale ca Pb, Al, Cu etc. această deplasare se realizează mai uşor,

metalele respective fiind considerate cu o plasticitate bună, ele pot fi prelucrate prin deformare

plastică la cald, întrucât prin încălzire creşte mobilitatea atomilor metalului respectiv, scade forţa de

deformare necesară, fiind mai redus pericolul apariţiei fisurilor şi a crăpăturilor. Ele apar în urma

ruperii legăturilor atomice, atomii respectivi neavând posibilitatea deplasărilor necesare în procesul

de deformare plastică .

Temperatura scăzută în timpul prelucrării prin deformare plastică mai provoacă şi o stare

specifică numită ecruisare care este rezultatul unei stări de tensiune datorită deformaţiilor elastice

acumulate producând o întărire respectiv o durificare nedorită a zonei respective.

Temperatura de încălzire a metalelor şi aliajelor supuse prelucrării prin deformare plastică

este cuprinsă între valori Qdef = (0,6-0,85), temperatura optimă fiind determinată în funcţie de natura

metalului (aliajului), de felul prelucrării, de gradul de deformare etc.

Încălzirea se poate face în cuptoare cu flacără, electrice. Încălzirea materialelor metalice în

cuptor are loc de la suprafaţă spre interior, căldura propagându-se în piesă în funcţie de

difuzibilitatea termică dată de relaţia:

γλ

θ ⋅=

cd ,

unde

λ - exprimă conductibilitatea termică a metalelor

c - căldura specifică

γ - greutatea specifică

Durata de încălzire se determină cu relaţia:

][ = sDDkt , unde:

D - diametrul semifabricatului

k - coeficientul determinat de natura materialului supus încălzirii

4.2. Legile deformării plastice

- legea volumului constant

- legea prezenţei deformaţiilor elastice în timpul deformărilor plastice

- legea rezistenţei minime

- legea apariţiei şi dezechilibrării eforturilor interioare suplimentare

- legea similitudinii

4.2.1. Legea volumului constant

Procesul de deformare are loc cu menţinerea constantă a volumului. Considerând x, y, z,

dimensiunile corpului înainte de deformare şi x1, y1, z1, dimensiunile corpului după deformare.

Fig. 4.1. Forma iniţială şi finală a unui

corp supus deformării

V = x·y·z = x1·y1·z1 = const.

Împărţind membru cu membru obţinem:

1111 =⋅⋅zz

yy

xx

Logaritmând :

0

0lnlnln 111

=++

=++

zyx

zz

yy

xx

δδδ

=> suma gradelor de deformare logaritmice după

cele trei direcţii este nulă.

Suma volumelor deplasate pe dir. x, y, z este egală cu zero.

0=⋅+⋅+⋅ zyx VVV δδδ

Dacă unul din gradele de deformare este nul, deformaţia va fi bidirecţională.

4.2.2. Legea prezenţei deformaţiilor elastice în timpul deformării plastice

Deformarea plastică este întotdeauna însoţită de o deformare elastică, legea se poate exprima

sub forma:

ε ε ε= +e p

ε- deformarea totală suferită de un corp;

εe-mărimea deformării elastice;

εp-mărimea deformării plastice.

De această lege se ţine cont mai ales la prelucrarea la rece, când ponderea deformării elastice

este destul de mare şi materialul are tendinţa de mărire a volumului după deformare.

4.2.3. Legea rezistenţei minime

În timpul deformării plastice a unui corp punctele materiale ale acestuia se vor deplasa după

direcţia de rezistenţă minimă.

Deplasarea punctelor corpului pe o suprafaţă perpendiculară pe direcţia forţelor exterioare

are loc după normala cea mai scurtă dusă la perimetrul secţiunii, ceea ce înseamnă că în corpul

deformat pe direcţii diferite fiecare punct se va deplasa în direcţia rezistenţei minime.

Fig. 4.2. Deformarea unui corp prin refulare după legea rezistenţei minime

4.2.4. Legea apariţiei şi echilibrării eforturilor interioare suplimentare

La orice schimbare a formei unui corp policristalin aflat în stare plastică apar în interiorul

materialului eforturi suplimentare ce se opun deformării relative şi care tind să se echilibreze

reciproc. Eforturile suplimentare apar datorită frecării dintre sculă şi semifabricat, neomogenităţii

compoziţiei chimice şi a proprietăţilor mecanice ale materialului , tendinţei de frânare a dislocaţiilor

în timpul deformării plastice. Funcţie de nivelul la care apar se pot clasifica:

- eforturi suplimentare care apar şi se echilibrează la nivel macroscopic;

- eforturi care apar şi se echilibrează între grăunţi;

- eforturi care apar şi se echilibrează în interiorul grăuntelui.

Eliminarea tensiunilor suplimentare se poate face prin tratamente termice.

4.2.5. Legea similitudinii

Forţa specifică de deformare este egală la corpuri din acelaşi material, cu formă geometrică

asemănătoare şi în condiţii de lucru asemănătoare.

3

11

2

1121 l

lLL ,

ll

FF ; ⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛== pp

Raportul forţelor de deformare este egal cu pătratul raportului mărimilor liniare, iar raportul

lucrului mecanic cheltuit pentru schimbarea formei este egal cu cubul raportului mărimilor liniare

ale corpului deformat.

4.3. Tehnologia laminării

4.3.1. Forţele şi condiţia de laminare

Laminarea este procedeul tehnologic de deformare plastică bazat pe maleabilitatea

materialelor la care semifabricatul încălzit este trecut prin spaţiul dintre doi cilindri ce se rotesc în

sens invers având distanţa între ei mai mică decât secţiunea semifabricatului (fig. 4.3).

Fig. 4.3. Schema de principiu a laminării

Datorită sensului de mişcare al cilindrilor semifabricatului primeşte o mişcare de înaintare.

În urma procesului de laminare secţiunea semifabricatului se micşorează (se reduce) iar

lungimea lui se măreşte ( lungire).

Raportul dintre lungimea finală lf şi lungimea iniţială li se numeşte coeficient de laminare

i

f

i

f

AA

ll==λ (4.1)

în care: Ai - este aria secţiunii iniţiale;

Af - este aria secţiunii finale.

Micşorarea secţiunii după fiecare trecere printre cilindrii exprimată în procente în raport cu

secţiunea iniţială se numeşte grad de laminare.

100A

A-A

i

fi ⋅=ϕ (4.2)

Materia primă utilizată la laminare este reprezentată în tabelul 4.1.

Tabelul 4.1

Denumirea materiei prime Schema secţiunii materiei Dimensiuni

pentru laminare prime Secţiunea

(mm2)

Lungimea

(m)

Blumuri

(blocuri prelaminate)

450x450

1-4

Brame

150x250 1-4

Ţagle

50x50 1-6

Platine

15x300 1-6

În timpul procesului de laminare, în fiecare punct de pe suprafeţele curbe de contact dintre

cilindrii de laminare şi semifabricat (A B şi A' B') apar forţe normale (radiale) N şi forţe tangenţiale

(T) perpendiculare pe forţa normală (N) (fig. 4.4)

Fig. 4.4. Elementele geometrice ale zonei de deformare

Considerând un sistem de axe de coordonate xAy şi făcând proiecţiile pe axe a forţelor

normală şi tangenţială se obţin relaţiile (4.3).

ANh = AN sin α

ATh = AT cos α (4.3)

ANv = AN cos α

ANh = AN cos α

unde α =22°...32° este unghiul de atac.

Din relaţiile ( 4.3 ) se constata că suma proiecţiilor pe axa verticală OZ exprimată prin

relaţia (4.4) dau o rezultantă AZ care exercită

ANv + ATv = AZ (4.4)

o compresiune asupra semifabricatului iar suma proiecţiilor pe axa orizontală exprimată prin relaţia:

ATh -ANh =AX (4.5)

este rezultanta AX.

Pentru ca semifabricatului să înainteze este necesar ca rezultanta AX să satisfacă condiţia:

AX > 0 (4.6)

respectiv: ATh -ANh > 0 (4.7)

sau: ATh > ANh (4.8)

Înlocuind în relaţia (4.8) expresiile din (4.3) se obţine:

AT cos α > AN sin (4.9)

sau ANATtg pα

αα

=cossin (4.10)

Întrucât forţa de frecare AT se exprimă prin relaţia :

ANAT ⋅= μ (4.11)

de unde : ANAT

=μ (4.12)

rezultă că: μα ≤tg (4.13)

unde μ este coeficientul de frecare.

4.3.2. Tipuri de laminare şi produse laminate

Utilajele pentru laminare (laminoarele) sunt clasificate după următoarele criterii (fig. 4.5):

- duo

- trio

- după numărul de cilindrii - quatro

- dubluduo

- cu mai mulţi cilindrii

- după sensul de rotaţie - ireversibili

al cilindrilor - reversibili

- degroşoare

- după gradul de laminare - intermediare

- finisare

Criterii de clasificare

a laminoarelor - după felul materiei - bluminguri

prime utilizată - slebinguri

- pentru table

- după produsele laminate - pentru benzi

- pentru ţevi

- pentru profile

- orizontale

- după poziţia cilindrilor - verticale

- universale

Fig. 4.5. Clasificarea laminoarelor

În tabelul 4.2 se prezintă schemele principalelor tipuri de laminoare iar în fig. 4.6 se prezintă

părţile principale constructive ale utilajului de laminare.

Fig. 4.6. Construcţia laminorului:

1. sursă motoare; 2. cuplajul; 3. reductor; 4. volant ; 5. angrenajul roţilor dinţate pentru antrenare;

6. manşoane de cuplare; 7. bare de cuplare; 8. suporţi; 9. semifabricat; 10. cilindrii de laminor;

Ansamblul compus din cilindri de laminare cu instalaţia corespunzătoare (bare de cuplare,

manşoane de cuplare) se numeşte cajă. Două sau mai multe caje formează o linie de laminare, iar

ansamblul alcătuit din mai multe linii de laminare se numeşte tren de laminare.

Tabelul 4.2

Nr. crt.

Tipul de laminor

Schiţa laminorului Nr. crt.

Tipul de laminor Schiţa laminorului

1 duo ireversibil

5 quatro

2 duo reversibil

6 pentru profile U

3 dublu duo

7 pentru

profile I

4 trio

8 periodic

Cilindrii de laminor sunt construiţi cu suprafaţa netedă utilizaţi la laminarea tablelor şi a

benzilor (fig.4.7,a) şi profilată utilizaţi la laminarea profilelor (fig. 4.7,b).

Fig. 4.7. Cilindri de laminor

Profilul cilindrilor profilaţi se numeşte calibru. Calibrele sunt: deschise (fig.4.7.c) şi închise

sau parţial închise (fig.4.7,d). Prin calibrare se înţelege calculul şi construcţia formelor secţiunilor

succesive ale calibrelor, astfel că plecând de la secţiunea iniţială a semifabricatului să se ajungă la

secţiunea produsului finit. Calibrarea este o operaţie foarte complexă şi importantă. O calibrare

greşită poate provoca rebuturi. Cele mai frecvente rebuturi sunt retasuri de contracţie, zone de

porozitate, segregaţii, fisuri, sufluri, bavuri, lipsa de metal, ovalizări, grosimi neuniforme,

deplasarea secţiunii, adâncituri etc. (fig. 4.8).

Fig. 4.8. Defecte de laminare

a-bavuri; b-deplasarea secţiunii; c - ovalizări.

4.3.3. Fabricarea ţevilor laminate

Ţevile laminate se obţin prin procedeul Mannesman şi Pellegrino introdus în tehnică în 1885

şi constă în trecerea ţaglei de oţel cu secţiune rotundă încălzită la temperatura de deformare

plastică, prin spaţiul dintre doi cilindri bitronconici care se rotesc în acelaşi sens şi a căror axe

formează între ele un unghi 2 α = 8...10° (fig. 4.9).

Fig. 4.9. Fabricarea ţevilor prin laminare

Semifabricatul va primi o mişcare de înaintare datorită forţei de avans Fa exprimată de

relaţia :

Fa = F cos α

şi o mişcare de rotaţie în sens invers rotaţiei cilindrilor de laminare datorită forţei Fr exprimată de

relaţia :

Fr =z F sin α

Procesul de autoperforare bazat pe principiul Mannesman şi Pellegrino se explică astfel

(fig. 4.9):

Semifabricatul(1) fiind introdus în spaţiul dintre cilindrii de laminare(2) care se micşorează

treptat este supus unor forţe crescânde datorită vitezelor periferice care apar la suprafaţa sa.

Întrucât semifabricatul se roteşte continuu, întreaga sa masă va fi supusă unor forţe

succesive interioare paralele şi de sens contrar, care generează o succesiune de cupluri ce solicită

materialul la răsucire producând astfel distrugerea legăturilor de coeziune interatomice şi

realizându-se în final cavitatea, la început ovală. Aducerea la forma perfect rotundă a suprafeţei

interioare a ţevii (calibrare) se realizează cu ajutorul dornului (3) ce se introduce cu scopul netezirii

acesteia.

Prin laminare se realizează ţevi cu diametre d = 20 ... 200 mm.

4.3.4. Laminarea bilelor de rulmenţi

Laminarea bilelor de rulmenţi (fig. 4.10) se realizează din bară cu secţiune rotundă încălzită

şi introdusă între cilindrii de laminare având suprafaţa prevăzută cu calibre elicoidale.

Bila se formează la o singură parcurgere completă a cilindrilor fiind antrenată către ieşirea

dintre cilindrii datorită profilului elicoidal al calibrelor acestora. Fazele procesului tehnologic de

laminare a bilelor de rulmenţi sunt: formarea bilei; calibrarea bilei; tăierea punţilor de legătură cu

bila următoare şi evacuarea bilei dintre cilindrii.

Prin acest procedeu se realizează bile cu diametre între 0,55...12,5 mm.

Fig. 4.10. Instalaţie de fabricare a bilelor de rulmenţi

4.4. Forjarea

4.4.1. Forjarea liberă

Acest procedeu se aplică fie în scopul îmbunătăţirii proprietăţilor mecanice ale metalelor şi

aliajelor turnate, fie pentru obţinerea din lingouri sau semifabricate a unor piese de configuraţii şi

dimensiuni date.

Procedeele de forjare liberă sunt foarte variate, dar ele nu reprezintă decât combinarea a

câtorva operaţii simple, numite operaţii de bază. Acestea sunt: refularea, întinderea, găurirea,

îndoirea, răsucirea şi sudarea.

Refularea este operaţia de forjare liberă prin care se realizează mărirea dimensiunilor

transversale ale semifabricatului pe seama micşorării lungimii sau înălţimii iniţiale a acestuia

(fig. 4.11).

Fig. 4.11. Refularea:

a – schema de principiu; b – cu o proeminenţă; c – cu două proeminenţe; d – elementele necesare determinării forţei şi lucrului mecanic la refulare.

Operaţia de refulare se execută în următoarele scopuri:

- pentru obţinerea unor piese cu secţiune transversală mare din semifabricate cu secţiune

transversală mică;

- pentru obţinerea pieselor de genul flanşelor, cu unul sau cu două cepuri axiale;

- pentru obţinerea pieselor de genul roţilor dinţate, discurilor etc.;

- ca operaţie prealabilă în vederea găuririi prin forjare.

Un element important ce trebuie luat în considerare la refulare este determinarea forţei şi a

lucrului mecanic la refulare. Aşa cum s-a văzut la refulare, secţiunea transversală a semifabricatelor

se măreşte şi odată cu aceasta creşte şi presiunea de deformare, datorită creşterii raportului d/h

(fig. 4.11, d.).

Evoluţia forţei de refulare poate fi stabilită luându-se în considerare legea volumului

constant:

(4.14) xx00 hShS ⋅=⋅

Dacă rezistenţa la deformare Rd se consideră constantă pe tot parcursul deformării, forţa

necesară refulării până la înălţimea hx va fi:

dx

00dxx R

hhSRSF ⋅⋅=⋅= (4.15)

Deoarece deformarea se realizează de la înălţimea h0 la h, relaţia devine:

d0

0 RhhSF ⋅⋅= (4.16)

Pentru un calcul mai exact al forţei de refulare, trebuie pe de o parte luată în seamă influenţa

vitezei de deformaţie asupra lui Rd, iar pe de altă parte influenţa coeficientului de frecare dintre

scule şi material. Ţinând cont de acestea, rezultă pentru forţa de refulare:

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ⋅

μ+⋅⋅=

hd

31R

hhSF d

00 (4.17)

În scopul micşorării forţei de deformare, precum şi al evitării defectelor de turnare, refularea

trebuie executată la temperaturi cât mai ridicate, adică la temperaturile de început de deformare. De

asemenea, în scopul uşurării efectuării operaţiei de refulare şi al micşorării neuniformităţii

deformaţiei, încălzirea trebuie să fie uniformă, iar suprafeţele de la capete să fie plane şi

perpendiculare faţă de axa longitudinală.

Pentru stabilirea lucrului mecanic necesar la refulare se consideră că pentru micşorarea

înălţimii h0 cu o valoare dx se va consuma un lucru mecanic elementar:

(4.18) xxxx dSpdFdL ⋅⋅=⋅=

în care p este presiunea de deformare.

Utilizând legea constanţei volumului V, se poate determina Sx:

xh

VS0

x −= (4.19)

Înlocuind în relaţia (5) şi integrând în limitele x =0 … (h0-h), rezultă:

hhlnVp

xhdVpL 0

hh

0 0

x0

⋅⋅=−

⋅= ∫−

(4.20)

Această relaţie serveşte la determinarea masei părţii căzătoare a ciocanelor pentru forjare.

Întinderea este operaţia prin care se măreşte lungimea iniţială a semifabricatului şi se

micşorează secţiunea transversală.

În funcţie de scopul urmărit şi configuraţia semifabricatului sau a piesei finite se deosebesc

mai multe variante:

- întindere simplă (fig. 4.12), folosită la piese de tipul plăcilor;

- întindere pe dorn (fig. 4.13), cu scopul de a mări lungimea şi de a micşora diametrul exterior al

unor piese cilindrice găurite;

- lărgirea inelului pe dorn (fig. 4.14) în copul măririi diametrului exterior şi interior al unor piese

goale la interior.

Fig. 4.12. Întinderea simplă

Fig. 4.13. Întinderea pe dorn: 1 – dorn; 2 – semifabricat.

Fig. 4. 14. Lărgirea inelului pe dorn.

Pentru determinarea forţei de întindere se utilizează relaţia:

(4.21) 00 blpF ⋅⋅=

iar pentru determinarea lucrului mecanic relaţia:

0lllnVpL ⋅⋅= (4.22)

în care p este presiunea medie la deformare, în daN/mm2.

Găurirea este operaţia de forjare prin care se urmăreşte obţinerea unei găuri străpunse sau

înfundate în semifabricatul sau piesa forjată. Operaţia de găurire se poate efectua cu perforatoare

pline, denumite dornuri (pentru găuri cu diametrul până la 400 mm). Înainte de găurire

semifabricatul se supune refulării. În fig. 4.15 se prezintă succesiunea forţelor de găurire cu

perforator plin (fig. 4.15.a) şi găurirea cu perforator tubular (fig. 4.15.b). Metoda de găurire cu

dornuri tubulare se aplică îndeosebi lingourilor, în vederea îndepărtării zonei centrale care conţine

cele mai multe impurităţi şi defecte. Înainte de găurire semifabricatul trebuie încălzit în întregul

volum, după care se aplică o refulare corespunzătoare diametrului 0d)5...3(D = . Pentru micşorarea

forţelor de frecare dintre dorn şi semifabricat se utilizează lubrifianţi.

Fig. 4.15. Găurirea:

a – cu dorn plin; b – cu dorn tubular.

Îndoirea este operaţia de prelucrare prin forjare prin care semifabricatul se curbează,

modificându-şi axa longitudinală (fig. 4.16) după conturul şi direcţia indicată în desenul piesei. Ca o

consecinţă a tensiunilor ce se creează în zona de curbare, secţiunea transversală a semifabricatului

se modifică, subţiindu-se în exterior şi îngroşându-se la interior, lucru important de ştiut la alegerea

semifabricatului. Aceste fenomene impun o pregătire tehnologică prealabilă a semifabricatelor.

Pregătirea constă pe de o parte în încălzirea corespunzătoare a materialului, iar pe de altă parte în

realizarea anticipată a unor surplusuri de material în zona care se îndoaie, astfel încât după

executarea îndoirii să rezulte secţiuni uniforme pe tot conturul.

Fig. 4.16. Îndoirea:

a – la 90°; b – la 120°; 1 – semifabricat; 2 – semifabricat îndoit; 3 – scula calapod; 4 – nicovala.

Pentru calculul forţei de îndoire trebuie plecat de la momentul de îndoire necesar învingerii

tensiunilor care apar în secţiunea semifabricatului. Ţinând cont şi de frecare se obţine în final

relaţia:

2sin)aR(

'SR43,1Fi

di α

+

⋅⋅⋅= (4.23)

în care Rd este rezistenţa medie la deformare; a – latura secţiunii semifabricatului; α - unghiul de

îndoire; Ri – raza interioară a zonei deformate; S’ – momentul static al jumătăţii de suprafaţă faţă de

axa orizontală (8a'S

3

= pentru pătrat; 12d'S

3

= pentru secţiuni circulare; 8

hb'S22 −

= pentru secţiuni

dreptunghiulare).

Prin acest procedeu se pot obţine piese ca: arbori cotiţi, cârlige, corniere, scoabe, suporturi,

culise, pârghii etc.

Răsucirea este operaţia de forjare liberă, cu ajutorul căreia o parte a semifabricatului se

roteşte în jurul axei longitudinale cu un unghi a cărui mărime este determinată de forma şi

configuraţia piesei (fig. 4.17). Operaţia de răsucire poate fi executată simultan pe întreaga porţiune

de răsucire a piesei (cazul burghielor spirale), sau în trepte (cazul arborilor cotiţi).

Fig. 4.17. Răsucirea:

1 – semifabricat; 2,3,4 – scule; 5 – aplicarea forţei de răsucire (Fr); 6 – maneton.

Tăierea este operaţia prin care semifabricatul ce se forjează se taie în piese, se taie numai

parţial, sau se separă o parte din semifabricatul pe conturul exterior sau pe cel interior (fig.4.1 8).

Fig. 4.18. Tăierea.

Sudarea este operaţia prin care pot fi îmbinate între ele capetele unei piese inelare, fie

diverse bucăţi din care se execută piesa respectivă. Prin forjare nu pot fi sudate decât oţelurile

nealiate şi cu conţinut redus de C (sub 0,35% C). Această operaţie se foloseşte actualmente foarte

rar în practică.

Întocmirea tehnologiei de forjare liberă. Stabilirea unei tehnologii de forjare liberă include în

primul rând cunoaşterea desenului piesei finite funcţionale. Tehnologia forjării cuprinde

următoarele operaţii principale:

- întocmirea desenului piesei brut forjate: se face plecându-se de la piesa finită pe care se adaugă

următoarele categorii de adaosuri: adaosurile pentru prelucrări mecanice şi adaosurile tehnologice.

Factorii care influenţează mărimea adaosurilor sunt mărimea şi forma piesei. Modul de aplicare al

lor este dat în fig. 4.19.a, în care: d – este dimensiunea piesei finite; D – dimensiunea nominală a

piesei forjate; Ad – adaosul de prelucrare; Dmin – dimensiunea minimă a piesei forjate; Td – abaterea

limită la dimensiunea D; Dmax – dimensiunea maximă a piesei forjate. Modul de aşezare al

adaosurilor de prelucrare la câteva tipuri de piese forjate este dat în fig. 4.19; pentru inele (fig.

4.19.b) şi pentru bucşe (fig. 4.19.c).

Fig. 4.19. Modul de aplicare al adaosurilor de prelucrare:

a – cazul general; b – cazul unui inel; c – cazul unei bucşe.

Tehnologia de forjare liberă nu permite în toate cazurile executarea conturului piesei finite

numai cu adaosuri de prelucrare. Sunt situaţii când pentru realizarea pieselor sunt necesare pe

anumite tronsoane şi alte adaosuri obligatorii, care de cele mai multe ori conduc la modificarea

conturului piesei finite, numite adaosuri tehnologice.

Astfel de adaosuri tehnologice sunt:

- adaosuri tehnologice care conduc la simplificarea conturului piesei finite;

- adaosuri tehnologice dintre tronsoanele învecinate;

- adaosuri tehnologice la tronsoanele conice;

- adaosuri tehnologice provenite de la înclinări de debitare.

Fig. 4.20. Modul de amplasare a adaosurilor de prelucrare şi tehnologice la:

a – arbore cilindric în drepte; b – arbore conic în trepte.

Modul de amplasare al adaosurilor de prelucrare şi tehnologice la câteva piese întâlnite în

practică este prezentat în figura 4.20;

stabilirea dimensiunilor semifabricatului iniţial; se face pornind de la masa piesei finite la care se

adaugă o serie de mase corespunzătoare diferitelor pierderi din timpul procesului tehnologic:

aptehgcadpsf mmmmmmmm ++++++= (4.24)

în care: msf este masa semifabricatului iniţial; mp – masa piesei finite; md – masa pierderilor prin

debitare; ma – masa pierderilor prin ardere [ma = (1,0…2,5%)msf]; mc – masa capetelor de prindere;

mg – masa pierderilor prin găurire; mteh – masa pierderilor prin adaosuri tehnologice; map – masa

pierderilor prin adaosuri de prelucrare. Pe baza masei semifabricatului se determină în ordine:

volumul semifabricatului şi, impunând o anumită formă a secţiunii, dimensiunile acesteia şi

lungimea semifabricatului;

ETAPE:

- alegerea succesiunii logice a operaţiilor şi fazelor de forjare;

- alegerea utilajului de lucru;

- alegerea şi stabilirea sculelor pentru forjare;

- stabilirea regimului pentru încălzire şi răcire;

- stabilirea operaţiilor suplimentare (control, prelucrări prin alte procedee etc.).

Pentru înţelegerea modului de realizare a unui proces tehnologic de forjare prin combinare

prin combinarea logică a diferitelor operaţii simple, se prezintă exemplele din tab. 4.3 şi tab. 4.4.

4.4.2. Forjarea în matriţă (matriţarea)

În comparaţie cu forjarea liberă, matriţarea prezintă următoarele avantaje: productivitate

ridicată, calitate a suprafeţei bună, precizie dimensională ridicată, permite obţinerea unor piese de

complexitate mare, consum redus de material, fapt ce a permis ca în ultimul timp procentul de piese

executate prin matriţare să crească.

Ea prezintă însă şi dezavantaje: masă limitată a pieselor ce se pot matriţa (0,01 … 1000 kg),

costul ridicat al matriţelor, necesitatea dotării atelierului de forjă cu utilaje specializate etc.

Tabelul 4.3

Fazele de obţinere prin forjare a unui rotor de generator şi a unei roţi de turbină Nr.

crt. Schiţa operaţiei Denumirea operaţiei Schiţa operaţiei Denumirea operaţiei

1.

alegerea lingoului

alegerea lingoului

2.

întinderea maselotei

pentru formarea capului

de manipulare şi

întinderea corpului la

diametrul de la picior

întinderea şi debitarea

3.

refularea la diametrul

egal cu înălţimea

refularea

4.

întinderea la fostul

diametru de la piciorul

lingoului

găurirea

5.

refularea la un diametru

egal cu înălţimea

lărgirea pe dorn

6.

întinderea la diametrul

superior tronsonului

mare al piesei

crestarea circulară

7.

întinderea tronsoanelor

din capete

întinderea zonei

marginale a discului

8.

întinderea la

dimensiunile finale

planarea şi ajustarea

Tab. 4.4. Succesiunea operaţiilor de forjare a unui arbore cotit şi a unui cârlig de macara

Nr.

crt. Schiţa operaţiei Denumirea operaţiei Schiţa operaţiei Denumirea operaţiei

1.

alegerea lingoului

crestarea şi întinderea

2.

întinderea capului de

manipulare şi crestarea

pentru dezaxare

întinderea tijei

3.

dezaxare

întinderea zonei care se

va îndoi

4.

întinderea primului

tronson de capăt

îndoirea

5.

întinderea celui de-al

doilea tronson de capăt

refularea zonelor de

îndoire aprofundată

6.

debitarea capetelor

îndoirea şi lăţirea zonei

îndoite

Alegerea modului de obţinere a unei piese prin forjare liberă sau prin forjare în matriţă, este

condiţionată în primul rând de numărul de piese, un rol hotărâtor avându-l mărimea şi configuraţia

piesei.

Piesele de dimensiuni foarte mari se pot obţine numai prin forjare liberă; cele de dimensiuni

medii şi mici se pot obţine fie prin matriţare, fie prin forjare liberă. La producţia de serie mică sau

unicate este economicoasă forjarea liberă.

Alegerea procedeului se va face pe baza calculului prealabil al costului de fabricaţie prin

cele două procedee (fig. 4.21).

N<Ncr N>Ncr

Matriţare

Forjare

Forjarerentabilă

Matriţarerentabilă

Preţ

ul, î

n le

i/buc

Fig. 4.21. Alegerea procedeului de forjare.

Fig. 4.22. Schema matriţării.

Schema de principiu a matriţării. Matriţarea are loc în cavitatea unei scule, numită matriţă,

alcătuită, de obicei, din două părţi denumite semimatriţe. În figura 4.22 este reprezentată schema

procesului de matriţare. Semifabricatul brut 1, debitat la dimensiunile necesare, încălzit la

temperatura optimă de deformare (cazul matriţării la cald) şi apoi aşezat în locaşul de deformare din

semimatriţa inferioară 2, este lovit sau apăsat cu o forţă mereu crescândă P, sub acţiunea căreia

metalul se deformează, până la umplerea locaşului matriţei. Semimatriţa superioară 3 se fixează pe

berbecul ciocanului cu ajutorul unei asamblări în coadă de rândunică şi al unor pene, iar semimatriţa

inferioară 2 se fixează în şabota ciocanului. În final rezultă piesa matriţată brută 4, prevăzută cu o

bavură 5, în planul de separaţie S-S, care se îndepărtează într-o operaţie ulterioară, rezultând piesa

matriţată finită 6.

Matriţele pot fi deschise (fig. 4.22) şi închise (fig. 4.23), ultimele fiind utilizate la matriţarea

pieselor fără bavuri. În fig. 4.23.a se prezintă o matriţă, închisă cu centrarea pe porţiunea de lucru,

ceea ce duce la o uzură prematură a acesteia, dezavantaj înlăturat de matriţa prezentată în fig.4.23.b.

În cazul obişnuit al folosirii matriţelor deschise, pentru a se obţine o umplere completă a

locaşului şi o piesă cât mai bine executată, volumul semifabricatului brut trebuie să fie ceva mai

mare decât volumul piesei finite, surplusul de metal fiind în canalul de bavură.

Rolul bavurii la matriţarea deschisă este de a forţa materialul ce se deformează să umple

cavităţile matriţei, de a colecta surplusul de metal care curge şi de a atenua loviturile semimatriţei

superioare asupra celei inferioare.

Fig. 4.23. Matriţe închise:

1 – semimatriţă superioară; 2 – semimatriţă inferioară;

3 – porţiune de centrare; 4 – spaţiu de siguranţă.

Fig. 4.24. Canale de bavură.

În fig. 4.24.a, b, c sunt prezentate câteva variante constructive ale canalului de bavură. Cea

mai corectă formă din punctul de vedere al curgerii metalului este arătată în fig.4.24.a. Materialul

semifabricatului este strangulat la ieşirea din locaşul de matriţare pentru ca să permită umplerea mai

întâi a acestuia şi numai după aceea este lăsat să curgă liber în canalul de bavură. Pentru a se evita

spargerea matriţei, trebuie ca surplusul de metal să nu umple decât 0,6…0,8 din volumul canalului

de bavură.

Diferite moduri de matriţare. În general, matriţarea pe ciocane (prin lovire) şi matriţarea pe

prese (prin presare) nu diferă esenţial, totuşi în ambele cazuri apar o serie de particularităţi rezultate

din modul de funcţionare al utilajelor folosite la matriţare. Astfel, la matriţarea pe prese se pot

executa în plus unele operaţii ce nu pot fi realizate pe ciocane, ca de exemplu: extrudarea,

perforarea precum şi unele operaţii combinate. Matriţarea pe prese în matriţe deschise prezintă o

serie de avantaje faţă de matriţarea pe ciocane şi anume:

- precizie mai mare datorită cursei rigide a berbecului;

- înclinaţii mai mici la pereţii cavităţii datorită prezenţei extractoarelor;

- posibilitatea mecanizării sau automatizării proceselor;

- consum mai mic de energie;

- zgomote şi trepidaţii mai mici;

- posibilitatea realizării unor operaţii ce nu pot fi realizate prin matriţarea pe ciocane;

- deservire uşoară şi sigură;

- productivitate ridicată.

Matriţarea prin perforare permite obţinerea de piese cave.

La matriţare prin extrudare deformarea decurge la fel ca la extrudarea clasică. În fig. 4.25

sunt prezentate fazele de obţinere a unei supape (extrudare + refulare).

Fig. 4.25. Obţinerea unei supape prin matriţare:

a – semifabricat; b – extrudarea cozii; c – refularea capului.

În fig. 4.26 se prezintă fazele de obţinere a unui ax planetar prin combinarea celor două

metode prezentate.

Fig. 4.26. Obţinerea unui ax planetar prin matriţare

Matriţarea prin extrudare prezintă multe avantaje în raport cu celelalte metode de prelucrare

prin deformare şi anume:

- se pot obţine deformaţii mari, în faze puţine, asigurându-se o productivitate ridicată a muncii;

- se pot obţine piese cu o formă foarte apropiată de cea finală şi cu o precizie ridicată;

- permite obţinerea de piese lungi, care pot fi pline sau găurite, piese de tipul flanşelor cu tija

dreaptă sau în trepte, piese cu bifurcaţie etc.

Tehnologia matriţării. Pentru ca un semifabricat să treacă de la forma iniţială (laminată sau

turnată) la cea finală (piesa matriţată), trebuie să se realizeze o serie de faze, care reprezintă o

succesiune tehnologică. În vederea realizării unei piese prin matriţare sunt necesare următoarele

operaţii:

- debitarea semifabricatelor prin aşchiere sau deformare plastică;

- încălzirea semifabricatelor la temperatura optimă de deformare;

- matriţarea propriu-zisă, dintr-o singură operaţie, sau dintr-o succesiune de operaţii, în funcţie de

mărimea şi complexitatea piesei;

- operaţii complementare (debavurare, tratament termic, curăţire, îndreptare, calibrare, control

tehnic etc.).

Obţinerea unei piese finite cu calitate şi precizie corespunzătoare depinde de proiectarea

corectă a piesei pentru matriţat. Pentru aceasta este bine să se respecte următoarele principii de

proiectare:

1°. Întocmirea desenului piesei matriţate se face plecând de la desenul piesei finite, la care

se consideră adaosurile de prelucrare, adaosurile tehnologice, înclinările necesare pentru scoaterea

uşoară a piesei din cavitatea matriţei.

Stabilirea adaosurilor de prelucrare se face ţinând cont de calitatea suprafeţelor, valorile

fiind stabilite în funcţie de dimensiunile principale H şi L sau D ale piesei matriţate, precum şi în

funcţie de clasa de precizie.

La stabilirea înclinărilor de matriţare trebuie să se aibă în vedere că, cu cât unghiurile de

înclinare sunt mai mari, cu atât mai uşor se pot extrage piesele din cavităţile matriţei. Pe de altă

parte însă, cu cât unghiurile de înclinare sunt mai mari, materialul urcă mai greu în cavităţile

adânci, iar consumul de material se ridică. De obicei este valabilă regula că înclinările interioare

(3 … 10°) sunt mai mari decât cele exterioare (1 … 7°), pentru a se evita blocarea piesei în matriţă

din cauza contracţiei la răcire.

Razele de racordare se execută cu două scopuri: să elimine muchiile ascuţite şi să ajute la

curgerea materialului în cavităţile matriţelor.

Modul de reprezentare a adaosurilor în desenele semifabricatelor forjate este reprezentat în

fig. 20.

Fig. 4.27. Modul de reprezentare a adaosurilor:

a – pe o porţiune din piesă; b – pe o piesă; c – piesa finită obţinută prin prelucrarea piesei forjate b.

2°. Alegerea planului de separaţie se face ţinând seama de următoarele principii de bază:

- pe cât posibil planul de separaţie este bine să împartă piesa în părţi simetrice şi egale;

- din punct de vedere al construcţiei sculelor este mai avantajos ca planul de separaţie să fie drept

(fig. 4.27.a);

- planul de separaţie să faciliteze o curgere uşoară a materialului;

- planul de separaţie trebuie astfel ales încât suprafeţele ce se vor aşchia să fie pe cât posibil

perpendiculare pe direcţia matriţării;

- alegerea poziţiei planului de separaţie trebuie astfel făcută încât curgerea materialului să asigure

un fibraj corespunzător realizării în anumite direcţii a unor proprietăţi mecanice superioare

(fig. 4.27.b).

Fig. 4.28. Principii de amplasare a planului de separaţie.

Fazele de întocmire a desenului tehnologic al unei piese matriţate sunt date în tabelul 4.5.

Tabelul 4.5

Fazele de întocmire a desenului tehnologic al piesei matriţate

Fazele de întocmire a desenului Desenul piesei în faza de stabilire a adaosului

Studiul piesei finite

Stabilirea direcţiei de matriţare şi a

adaosurilor tehnologice de

simplificare a configuraţiei

Stabilirea adaosurilor de prelucrare

pe suprafeţele care urmează să fie

aşchiate

Determinarea poziţiei planului de

separaţie, a grosimii membranei

găurii şi a înclinărilor de matriţare

Desenul piesei matriţate şi conturul

piesei finite.

3°. Determinarea masei semifabricatului iniţial (msm). Se pleacă de la masa piesei matriţate

mpm, luându-se în considerare materialul care trebuie să fie eliminat în timpul procesului sub formă

de bavură mb şi pierderile prin ardere ma. Relaţia de calcul utilizată:

abpmsm mmmm ++=

La stabilirea dimensiunilor semifabricatului iniţial, trebuie ţinut cont dacă se obţin piese de

rotaţie sau piese alungite.

Operaţii de finisare a pieselor matriţate. De obicei, în vederea obţinerii la piesa matriţată a

unei calităţi corespunzătoare a suprafeţelor sau a unei precizii dimensionale ridicate, după matriţare

se execută operaţii de finisare ca: debavurarea, îndreptarea, calibrarea şi curăţirea.

- Îndreptarea. În timpul procesului tehnologic de matriţare, a debavurării sau tratamentului termic

primar, piesele matriţate pot să rezulte cu deformări (turtiri locale, îndoituri), de aceea, foarte multe

dintre ele se supun unei operaţii de îndreptare. În funcţie de utilajul folosit şi de forma şi

dimensiunile pieselor matriţate, în practică se aplică: îndreptarea la cald (pentru piesele mari) şi

îndreptarea la rece (de regulă după tratamentul termic şi curăţire).

- Calibrarea. În principiu, calibrarea este o operaţie finală de deformare a piesei matriţate, în

vederea obţinerii unor dimensiuni mai exacte şi a unor suprafeţe mai netede.

Calibrarea se face în matriţe speciale de calibrare.

După modul de curgere al metalului, calibrarea poate fi plană sau în volum. Calibrarea plană

acţionează numai asupra unor anumite dimensiuni sau suprafeţe ale piesei matriţate, în timp ce

calibrarea în volum (mai puţin precisă) asupra întregii piese. În urma calibrării se pot forma mici

bavuri care se polizează după aceea.

La matriţarea precisă a bielei (fig. 4.29.a) simpla perforare nu este suficientă (fig. 4.29.b), ci

se execută şi o calibrare a găurilor perforate cu ajutorul unor poansoane de calibrare (4.29.c).

Calibrarea se poate face la cald (pentru piese mari) sau la rece (pentru piese mici sau pentru

obţinerea unor dimensiuni mai precise).

Fig. 4.29. Calibrarea unei biele

- Curăţirea. În urma procesului de matriţare-debavurare, dar mai ales în timpul încălzirii, piesele

matriţate rămân la suprafaţă cu arsuri şi alte defecte superficiale, fapt pentru care ele se supun

curăţirii. Pentru aceasta se folosesc următoarele procedee de curăţiri:

- curăţirea în tobă rotitoare – la piese mici şi mijlocii;

- sablarea, la piese de orice formă şi mărime, constând din lovirea pieselor cu un jet de nisip

cuarţos;

- curăţirea cu jet de alice – la piese de orice formă şi mărime;

- decaparea chimică, pentru piese de orice formă şi mărime;

- curăţirea cu perii rotitoare de oţel – la piese cu pereţi subţiri.

Metode speciale de matriţare. Alături de metodele clasice de matriţare, în prezent capătă o

dezvoltare tot mai mare metode speciale, care să corespundă mai bine dezideratelor calitative şi

economice. Dintre aceste metode, cea mai largă aplicabilitate o au următoarele: matriţarea metalului

lichid, matriţarea prin rotaţie, matriţarea roţilor dinţate, matriţarea în câmpuri magnetice impulsive,

matriţarea în câmp ultrasonic, matriţarea electrohidraulică, matriţarea prin explozie, matriţarea

orbitală şi matriţarea prin electrorefulare.

4.4.2.1. Utilaje folosite la forjare şi matriţare

Consideraţii generale. Maşinile-unelte folosite la forjare şi matriţare se împart în

următoarele categorii: ciocane mecanice, prese şi maşini speciale.

Ciocanele mecanice transmit brusc materialului ce se deformează energia cinetică a unei

mase aflate în mişcare. Acţiunea bruscă a ciocanelor asupra semifabricatului este însoţită de apariţia

zgomotelor, vibraţiilor şi căldurii. Timpul de lovire fiind scurt, presiunea de deformare nu are timp

să se transmită până în interiorul pieselor, mai ales la cele mari.

Pentru prelucrarea prin deformare a pieselor, în special de dimensiuni mici, s-au construit

prese, care acţionează asupra metalului în mod static, forţa de presare crescând lent, de la zero la

valoarea maximă. Presiunea de deformare în acest caz se transmite până în interiorul materialului.

Ciocanele şi presele sunt maşini cu caracter universal, pretându-se la prelucrarea prin

deformare plastică a unei game largi de piese, în ceea ce priveşte mărimea şi configuraţia lor.

Maşinile speciale sunt destinate unei game reduse de piese, cu o anumită configuraţie şi de o

anumită mărime; ele pot lucra fie prin presare, fie prin lovire.

Ciocanele mecanice. Un ciocan mecanic este compus, în general, din următoarele părţi

principale (fig. 4.30): batiul 1, berbecul 2 cu nicovala superioară 3, şabota 5, cu nicovala inferioară

4, mecanismele de acţionare şi diferite dispozitive şi accesorii (de comandă, de reglare, de siguranţă

etc.).

Masa părţii mobile active (masa căzătoare) formată din berbec, nicovala superioară şi o

parte a mecanismului de acţionare legată de berbec – exprimată în kg – caracterizează mărimea

ciocanului.

Berbecul constă dintr-un bloc de oţel de care se prinde, de obicei prin îmbinare în coadă de

rândunică şi fixare cu pană, nicovala superioară. Nicovala inferioară pe care se aşează

semifabricatele în timpul prelucrării se fixează în acelaşi mod ca şi cea superioară, pe un bloc din

oţel turnat, numit şabotă, aşezat pe fundaţie. Pentru ca inerţia şabotei să fie mare, suma maselor

nicovalei inferioare şi şabotei trebuie să fie de 10 … 20 ori mai mare decât masa berbecului. La

unele ciocane nicovala inferioară este fixată, uneori, de batiul ciocanului. În funcţie de mărimea

ciocanului, batiul poate avea o singură coloană sau mai multe (2;4).

Deformarea cu ajutorul ciocanelor se efectuează fie prin lovituri succesive fără pauze, fie

prin lovituri izolate, cu pauze în punctul mort superior sau în punctul mort inferior. Puterea loviturii

ciocanului se poate modifica după dorinţă, fie reducând valoarea forţei agentului energetic în timpul

cursei, fie reducând înălţimea de cădere a berbecului.

După operaţiile pe care le execută, ciocanele se împart în:

- ciocane pentru forjare liberă (fig. 4.30.a);

- ciocane matriţoare (fig. 4.30.b).

Fig. 4.30. Ciocane mecanice:

1 – batiu; 2 – berbec; 3 – ciocan; 4 – nicovală; 5 – şabotă.

Deşi schema de principiu şi modul de funcţionare sunt aceleaşi, între cele două tipuri de

ciocane există o serie de deosebiri cauzate de particularităţile operaţiilor executate, şi anume:

- pentru mărirea rigidităţii şi implicit a preciziei, ciocane matriţoare au şabota corp comun cu

batiul;

- pentru a crea posibilităţi de lucru mai variate, ciocanele matriţoare sunt prevăzute cu o reglare în

limite mai largi în ceea ce priveşte lungimea cursei şi puterea loviturii;

- pentru a se mări precizia de lucru ciocanele matriţoare au berbecul ghidat pe o distanţă mai

mare.

După felul acţionării, ciocanele mecanice se împart în: ciocane cu abur sau aer comprimat,

ciocane cu autocompresie (pneumatice), ciocane cu acţionare mecanică, ciocane cu gaz etc.

Ciocanele mecanice din primele două categorii sunt cele mai răspândite.

Ciocanele cu abur sau aer comprimat folosesc drept agent energetic aburul (presiune 7 … 9

daN/cm2) sau aerul comprimat (presiune 6 … 8 daN/cm2). Acţionarea ciocanului se face cu ajutorul

unui cilindru 1 şi al unui piston 2, pe care se fixează berbecul 3 (fig. 4.31.a). Dacă agentul energetic

este folosit numai pentru ridicarea părţilor mobile în poziţie superioară, urmând ca lovitura să se

realizeze prin căderea lor liberă, ciocanul este cu simplu efect. Dacă agentul energetic este folosit

atât pentru ridicarea părţilor mobile cât şi pentru accelerarea căderii lor, ciocanul este cu dublu

efect. Datorită puterii şi vitezei lor de lucru, ciocanele cu dublu efect sunt superioare celor cu

simplu efect.

Dirijarea aerului comprimat sau a aburului, la momentul oportun, deasupra sau dedesubtul

pistonului, se realizează cu ajutorul unui distribuitor cu sertăraş, asemănător principial celui folosit

la locomotivele cu abur.

Printr-o legătură convenabilă a celor două intrări în cilindru cu sursa agentului energetic şi

cu spaţiul atmosferic se pot realiza diferite scheme de lucru, cum ar fi: lovituri succesive, lovituri

izolate, menţinerea berbecului în poziţia superioară, menţinerea berbecului pe nicovala inferioară.

Aceste ciocane se construiesc frecvent cu o masă căzătoare de 1000 … 5000 kg.

Principalele dezavantaje ale ciocanelor cu abur sau aer comprimat constau în necesitatea

unui număr mare de etanşări şi a unor surse de abur (cazane de abur) sau aer comprimat

(compresoare).

Fig. 4.31. Schemele de funcţionare ale ciocanelor mecanice

Aerul comprimat în cilindrul de compresie trece în cilindrul de lucru prin trei robineţi ai

unui distribuitor (nefigurat în desen). Printr-o dirijare convenabilă a aerului comprimat din cilindrul

de compresie în spaţiul de deasupra sau dedesubtul pistonului de lucru sau în spaţiul atmosferic, se

pot realiza aceleaşi scheme de lucru ca în cazul ciocanelor precedente.

Presele. Principalele tipuri de prese utilizate la lucrările de forjare şi matriţare sunt: presele

hidraulice, presele cu fricţiune şi presele cu manivelă.

- Presele hidraulice. Principiul de funcţionare al preselor hidraulice se bazează pe legea propagării

presiunii în interiorul lichidelor în mod uniform. Presiunea creată prin apăsarea f cu un piston de

diametru mic d, este transmisă prin intermediul lichidului unui piston de diametru mare D, aflat

într-un cilindru de lucru (fig. 4.32). Se dezvoltă astfel o forţă de presare F, de atâtea ori mai mare,

de câte ori suprafaţa pistonului de lucru este mai mare decât a celui de presiune, adică:

2

2

1

2

dDf

AAfF ⋅=⋅= [MN]

Fig. 4.32. Schema de principiu a unei prese hidraulice

În realitate, cilindrul de presiune este o pompă cu piston ce dezvoltă o presiune p de ordinul

a 200 … 400 daN/cm2. Forţa dezvoltată de presă va fi:

p4DF

2

⋅⋅π

⋅η= [MN]

Randamentul presei η, are valoarea aproximativă 0,8 … 0,9. Forţa de presare F a preselor

hidraulice de forjare variază între 0,005 … 1500 MN.

Constructiv, presele hidraulice sunt prevăzute cu un număr de 2 sau 4 coloane pentru

ghidarea culisoului.

O problemă deosebită ce s-a cerut rezolvată la construcţia preselor hidraulice este problema

alimentării cu lichid (apă) sub presiune. Deoarece pompele cu piston nu produc un debit constant şi

o presiune uniformă, întrucât diametrul D al cilindrului de lucru este mare, fiind nevoie deci de

pompe cu debit foarte mare de apă, presele hidraulice sunt prevăzute cu acumulatoare de presiune.

Cel mai folosit este acumulatorul pneumohidraulic (fig. 4.33). Acesta permite uniformizarea

presiunii apei şi folosirea unor pompe al căror debit să corespundă cu consum mediu de apă şi nu

cel necesar pentru cursa de lucru.

Fig. 4.33. Acumulatorul pneumohidraulic

Acumulatorul pneumohidraulic, intercalat între presă şi pompă, se compune dintr-un

rezervor de apă 1 şi un număr de 3 … 4 recipienţi cu aer 2, alimentaţi cu aer sub presiune de la un

compresor. Tot timpul apa din rezervor se va găsi la presiunea aerului din butelii.

În timpul pauzelor necesare pentru schimbarea, manevrarea, măsurarea semifabricatului,

pregătirea sculelor, pompa debitează apa în rezervor, cantitatea mare de apă sub presiune necesară

efectuării cursei de lucru luându-se din rezervor. Acumulatoarele de presiune sunt prevăzute cu

aparatură automată de control şi distribuţie, ce întrerupe acţiunea pompei când apa din rezervor se

ridică la o anumită înălţime, sau nu permite alimentarea presei când apa scade sub un anumit nivel.

Pentru o mai bună utilizare a apei de înaltă presiune, coborârea pistonului şi ridicarea lui

împreună cu traversa mobilă se fac, de obicei, cu apă de presiune joasă, apa de înaltă presiune fiind

utilizată numai pentru presare.

În acest scop se prevăd rezervoare de apă la presiune joasă, realizată printr-o pernă de aer

dată de un compresor la presiunea de 6 … 12 daN/cm2. Schema de principiu a unei prese hidraulice

este dată în fig. 4.34.

Fig. 4.34. Schema de principiu a unei prese hidraulice cu acţionare deasupra nivelului solului:

1 – placă de bază; 2 – stâlpi verticali; 3 – piuliţe de fixare a stâlpilor; 4 – traversă fixă;

5 – piuliţe; 6 – cilindru principal; 7 – piston principal ; 8 – traversă mobilă;

9 – limitatoare; 10 – cilindru de retur.

- Presele cu fricţiune. Prin construcţia şi modul lor de funcţionare presele cu fricţiune sunt o formă

intermediară între ciocan şi presele propriu-zise. Funcţionarea lor se bazează pe transformarea

mişcării de rotaţie a unui volant 1 (fig. 4.35), în mişcare de translaţie, cu ajutorul unui mecanism

şurub-piuliţă 2, conducând la deplasarea berbecului 3 între ghidajele 4. Discurile verticale 5,

acţionate de motorul electric 6, se învârtesc tot timpul în acelaşi sens. Cu ajutorul pârghiei de

comandă 7, discurile 5 pot fi deplasate împreună cu axul 8, făcând posibilă cuplarea lor pe rând cu

volantul 1, în acest fel realizându-se coborârea sau ridicarea berbecului. Sistemul de comandă este

astfel conceput, încât cuplarea volantului pentru coborârea berbecului să se facă la comandă, iar

decuplarea să se facă automat, imediat ce semifabricatul a fost lovit.

Fig.4.35. Schema unei prese cu fricţiune

Caracteristic la aceste prese este faptul că viteza berbecului este variabilă în lungul unei

curse de lucru, ea fiind maximă jos (la lovire), deci şi energia cinetică va fi maximă tot la lovire.

În mod obişnuit presele cu fricţiune se construiesc pentru forţe de presare de 0,04 … 64MN.

- Presele cu manivelă sunt utilajele cele mai adecvate pentru matriţarea pieselor de serie mare şi

mijlocie, putând dezvolta forţe între 5 şi 100 MN. Productivitatea acestor maşini este cu 40 … 50%

mai mare decât a ciocanelor matriţoare şi necesită un consum de energie mai redus.

Presa cu manivelă (fig. 4.36) este o presă mecanică la care mişcarea alternativă a berbecului

se obţine prin intermediul unui mecanism bielă-manivelă. Ea este cunoscută şi sub numele de maxi-

presă. De la motorul electric 1 mişcarea se transmite la arborele 2 prin intermediul roţii dinţate 3,

volantul 4 şi cuplajului 5. De la arborele 2 mişcarea se transmite berbecului 6, prin intermediul

manivelei 7 şi bielei 8. Pentru oprirea berbecului în punctul mort superior se decuplează cuplajului

5 şi se acţionează frâna 9.

Fig. 4.36. Schema unei prese cu manivelă

Pe această maşină se pot executa următoarele operaţii: refulare, găurire pătrunsă sau

nepătrunsă, întindere, gâtuire, retezare, debavurare, îndoire etc.

- Presa cu genunchi. La această maşină se execută, de obicei, operaţii de finisare (calibrare,

debavurare). Schema cinematică de principiu a acestui tip de presă este prezentată în fig. 4.37.

Mişcarea de la agentul motor M este transmisă la berbecul 4 prin intermediul pârghiilor 1, 2 şi 3.

Fig. 4.37. Schema cinematică a presei cu genunchi

Maşini de matriţat cu viteze mari de deformare. Obţinerea unei piese de mare precizie din

aliaje refractare şi înalt aliate, necesare mai ales în industria aero-spaţială, presupune utilizarea unor

viteze mari de deformare. Mărirea vitezei de deformare se realizează actualmente prin patru metode

diferite, cu aplicabilităţi variate: prin dezvoltarea unor utilaje şi instalaţii mecanopneumatice,

electromagnetice, electrohidraulice sau prin folosirea substanţelor explozive.

În timp ce la deformarea pe prese sau ciocane convenţionale cea mai mare viteză realizată

până în prezent este de ordinul 7,2 m/s, prin metodele mecanopneumatice se obţin viteze de ordinul

a 30m/s; prin expansiune în urma exploziilor sau descărcărilor electrice până la 135 m/s, iar cu

substanţe explozive brizante se obţin prin intermediul mediilor de transmitere viteze de 500 …1500

m/s.

Câteva tipuri de utilaje mai des întâlnite sunt prezentate în tab. 4.6

Tabelul 4.6

Utilaje pentru matriţarea cu viteze mari de deformare

Denumirea utilajului Schema de principiu Descriere Ciocan cu energie înaltă, tip Dynapak

1 - batiu fix; 2 - cadru liber mobil; 3 – amortizoare pneumatice; 4

– berbec; 5 – pistoane de armare; 6 – pistoane de evacuare; 7 –

inel de etanşare; 8 – canal de introducere a aerului comprimat; 9 –

matriţă.

Este acţionat cu aer comprimat. Viteza berbecului se poate regla

între 12,5 şi 135 m/s, iar durata pentru un ciclu este de 10…100 s.

Se foloseşte la orice operaţii de matriţare a oţelurilor carbon sau

aliate, a aliajelor neferoase, a metalelor pure, sar mai ales a

aliajelor greu deformabile, precum şi la comprimarea pieselor din

pulberi metalice.

Ciocan cu două camere de compresie,

tip Hermes

1- berbec inferior; 2 – berbec superior; 3 – cilindri de lucru; 4 –

semimatriţă superioară; 5 – semimatriţă inferioară; 6 – camere de

compresie; 7 – piston de antrenare.

Este acţionat cu azot sub presiune. Forţa de deformare se aplică

prin şoc, iar agentul de lucru acţionează direct asupra părţilor

active. Are acelaşi domeniu de aplicabilitate ca şi ciocanul

Dynapak.

Ciocan acţionat cu pulbere

1 – berbec; 2, 4 – semimatriţe; 3 – plăci de bază; 5 – cilindri de

readucere; 6 – tiranţi; 7 – coloană de susţinere; 8 – cilindru; 9 –

membrană cu orificiu; 10 – cameră de ardere; 11 – capac; 12 –

piston; 13 – semifabricat; 14 – dopuri conice.

În urma arderii unei cantităţi de exploziv se dezvoltă o mare

cantitate de gaze la presiune ridicată, care, prin destindere, produc

o deplasare rapidă a berbecului, cu viteze ce depăşesc 150 m/s. Se

foloseşte la matriţarea materialelor greu deformabile.

Matriţarea pe aceste utilaje are o serie de avantaje: permite obţinerea de piese complexe la o

singură lovitură; toleranţele realizate sunt cuprinse între ±0,025 şi 0,125 mm; pierderile de metal

sunt minime; piesele sunt omogene din punct de vedere structural şi al proprietăţilor fizico-

mecanice; costul matriţelor este mic; viteza mare de lucru permite reducerea greutăţilor părţilor în

mişcare.

4.5. Ambutisarea

Constă în modificarea formei unui semifabricat, de la forma plană la cea cavă sau în mărirea

adâncimii unui semifabricat, cu sau fără modificarea grosimii pereţilor. Semifabricatului plan iniţial

pentru ambutisare se obţine, de obicei, prin decupare. În fig. 4.38.a este prezentată schema

ambutisării unui corp cilindric dintr-un semifabricat plan.

Fig.4.38. Schema ambutisării:

d – diametrul piesei ambutisate cilindric; D – diametrul semifabricatului plan (disc).

Deformarea materialului semifabricatului 1 se realizează prin trecerea lui forţată printr-o

matriţă 3, sub acţiunea unui poanson 2. Pentru ca semifabricatul să nu fie tăiat, atât poansonul cât şi

matriţa sunt prevăzute cu raze de racordare rp, respectiv rm. Semifabricatul iniţial este un disc.

Întrucât pentru formarea unui cilindru înfundat la unul din capete este necesar mai puţin material

decât cel existent în disc (fig. 38.b) surplusul de material (elementele a) tinde să provoace încreţirea

marginilor piesei ambutisate (fig. 38.c). La ambutisarea materialelor groase aceste cute sunt netezite

în jocul dintre poanson şi matriţă, în timp ce la semifabricatele subţiri (ambutisarea adâncă)

împiedicarea formării lor se face cu ajutorul unui inel de reţinere 1 (fig. 39), care apasă asupra

materialului în tot timpul deformării. Piesa ambutisată, astfel obţinută, are capătul deschis

neregulat, fapt pentru care după ambutisare se aplică o operaţie suplimentară de tăiere a capătului

piesei, operaţie denumită tundere.

Fig. 4.39. Utilizarea inelului de reţinere:

P0 – forţa de apăsare a inelului

Ambutisarea se poate realiza:

- fără subţierea pereţilor, cu o variaţie foarte mică a grosimii semifabricatului (cazul când între

poanson şi matriţă există un joc ≥ s);

- cu subţierea pereţilor, când grosimea pereţilor se micşorează (cazul când j < s).

În cazul ambutisării adânci, pentru ca în timpul deformării materialul să nu se rupă, este

necesar ca ambutisarea să se execute din mai multe treceri, după fiecare trecere micşorându-se

diametrul şi crescând înălţimea h a piesei ambutisate (fig. 4.40). Pentru fiecare trecere reducerea în

diametru se stabileşte cu ajutorul unui coeficient de ambutisare, definit ca fiind:

1n

n

ddm−

= (4.25)

în care: dn este diametrul piesei la o anumită trecere, în mm;

dn-1 este diametrul piesei la trecerea precedentă.

Fig. 4.40. Schema ambutisării adânci

Întrucât la fiecare trecere se produce o micşorare a diametrului piesei, rezultă de aici că

m < 1. Valoarea coeficientului de ambutisare depinde de natura şi grosimea materialului supus

deformării, de tipul sculelor şi utilajului folosit etc.

Dacă se notează cu D diametrul semifabricatului iniţial (disc) şi cu d1 … dn, diametrele

intermediare ale piesei – dn fiind şi diametrul piesei finite – atunci se poate stabili un coeficient total

de ambutisare mt, dat de relaţia:

Ddm n

t = (4.26)

Între coeficientul total de ambutisare mt şi coeficienţii de ambutisare la fiecare trecere

(m1 … mn) se poate stabili o legătură, ştiind că:

Ddm 1

1 = ; 1

22 d

dm = ; … 1d

dmn

nn −= (4.27)

Făcând produsul coeficienţilor de ambutisare se obţine:

tn1n21 mmm...mmm =⋅⋅⋅⋅ − (4.28)

Pe baza relaţiei (4.28) se stabileşte numărul de treceri, ştiind că m1 = 0,45 …0,60, iar

m2 = m3 = … = mn = m = 0,65…0,8, cu relaţia:

mlog

)Dmlog(dlog1n 1n ⋅−+= (4.29)

Folosind relaţiile (4.26) şi (4.27) se determină şi diametrele intermediare şi anume:

; ; … Dmd 11 ⋅= 112 dmd ⋅= 1nn dmd −⋅= (4.30)

Forţa de ambutisare Pa, se calculează în funcţie de efortul unitar radial total şi de secţiunea

peretelui piesei ambutisate. Pentru cazurile practice se recomandă utilizarea unei relaţii simple:

kRsdPa ⋅⋅⋅⋅π= [daN] (4.31)

în care: σr este rezistenţa convenţională de rupere în daN/mm2; d – diametrul piesei în mm; s –

grosimea semifabricatului, în mm; k – coeficient ce depinde de coeficientul de ambutisare (tab. 4.7).

Tabelul 4.7

Valorile coeficientului k din relaţia forţei de ambutisare

Ddm = 0,55 0,575 0,6 0,625 0,65 0,675 0,7 0,7 0,775 0,8

k 1,0 0,93 0,86 0,79 0,66 0,6 0,55 0,5 0,45 0,4

Exemplu: Să se calculeze forţa necesară pentru ambutisarea unei piese cilindrice cunoscând:

d = 20 mm; s = 1,0 mm; D = 33 mm; materialul OL50.

Rezolvare: Din tab. 4.6 se alege R = 50 daN/mm2. Se calculează coeficientul de ambutisare

m = d/D=20/33=0,6. Din tab.4. 7 se alege k = 0,86. Înlocuind apoi în relaţia (4.31) rezultă:

270086,05012014,3kRsdPa =⋅⋅⋅⋅=⋅⋅⋅⋅π= [daN] (4.32)

O problemă importantă ce trebuie rezolvată la stabilirea procesului de ambutisare este

determinarea formei şi dimensiunilor semifabricatelor iniţiale.

Pentru obţinerea pieselor cilindrice sau conice prin ambutisare se folosesc semifabricate de

forma discurilor. Pentru obţinerea unor piese de altă formă geometrică semifabricatele au un contur

ce depinde de forma pieselor respective.

Determinarea dimensiunilor semifabricatului pentru ambutisare se poate face prin metode

analitice, grafice şi grafo-analitice. Dintre metodele analitice se folosesc:

- metoda egalării ariilor, ce constă în determinarea diametrului D al semifabricatului din egalarea

ariei semifabricatului As cu aria piesei ambutisate Ap (cazul ambutisării fără subţierea pereţilor):

; ps AA = p

2

A4D

=⋅π ; pA13,1D ⋅= [mm] (4.33)

La ambutisarea pieselor de revoluţie mai complicate, care se pot descompune în mai multe

suprafeţe geometrice simple A1, A2, … An, diametrul semifabricatului se determină cu relaţia:

∑=

⋅=n

1iiA13,1D (4.33)

- metoda egalării volumelor, ce constă în egalarea volumului semifabricatului Vs cu volumul piesei

finite Vp (cazul ambutisării pieselor cu subţierea materialului), adică:

; ps VV = p

2

Vs4D

=⋅⋅π ;

sV

13,1D p⋅= [mm] (4.34)

şi corespunzător:

∑=

⋅=n

1i

i

sV13,1D (4.35)

- metodele grafo-analitice permit obţinerea formei şi dimensiunilor semifabricatului pornind de la

desfăşurata piesei finite. Aceste metode, deşi mai complexe decât cele precedente, sunt

indispensabile în cazul ambutisării unor piese de formă geometrică oarecare, ca de exemplu aripa

unui autocamion (fig. 4.41.a). În fig. 4.41.b sunt reprezentate câteva semifabricate folosite la

obţinerea unor piese de forma unor cutii cu secţiune pătrată, triunghiulară, ovală, etc. În această

figură s-au notat cu 1 porţiunile din semifabricat ce servesc la obţinerea pereţilor laterali, iar cu 2

cele necesare obţinerii capătului inferior.

Fig. 4.41. Piese ambutisate cu configuraţie complicată

Ambutisarea pieselor cave de formă conică. Procesul de ambutisare al pieselor conice decurge în

mod diferit în funcţie de înălţimea relativă, conicitatea şi grosimea relativă a materialului. Piesele

conice cu înălţime mare (adânci), având h >0,7D şi α ≤ 10° se ambutisează în mai multe etape. Se

porneşte de la un semifabricat plan, care se ambutisează succesiv în semifabricate cave cilindrice şi

conice (fig. 4.42).

Fig. 4.42. Ambutisarea pieselor conice.

Procedee speciale de ambutisare. Procedeele de ambutisare analizate se aplică foarte mult în toate

ramurile producţiei, fiind raţionale şi eficiente în producţia de serie mare şi masă, lucru datorat

costului relativ ridicat al matriţelor. De aceea, pentru producţia de serie mică şi mijlocie, precum şi

pentru unele materiale greu deformabile, au fost create procedee speciale de ambutisare ca:

ambutisarea cu ajutorul cauciucului, ambutisarea hidraulică, ambutisarea prin explozie, ambutisarea

electrohidraulică, ambutisarea magnetodinamică etc.

Câteva din cele mai des întrebuinţate procedee speciale de ambutisare sunt date în tab. 4.8.

Tab.4.8

Procedee speciale de ambutisare

Denumirea

procedeului Schema de principiu Descriere, funcţionare, utilizare

Ambutisarea cu

încălzirea

flanşei

1 – poanson; 2 – indicator; 3 – inel de apăsare; 4 – placa de

ambutisare; 5 – sistem de răcire; 6 – piesa ambutisată.

Datorită încălzirii la o temperatură optimă, rezistenţa la

deformare scade. Este singura metodă ce permite obţinerea

de piese ambutisate din aliaje de magneziu şi titan. Pot fi

ambutisate atât piese cilindrice, cât şi cutii dreptunghiulare

sau pătrate, precum şi piese complexe. Grosimea

materialului variază între 0,5 … 2,0 mm.

Ambutisarea cu

ajutorul

cauciucului

1 –împingător; 2 –bloc de cauciuc; 3 – matriţă; 4 –

semifabricat; P0 – forţa de strângere a semifabricatului.

Este o metodă de deformare a tablelor subţiri şi cu

plasticitate ridicată. Dă rezultate bune în producţia de serie

mică, pentru piese de adâncime mică şi configuraţie

simplă. Se face în condiţii bune până la presiuni de 100

bar. Dezavantaj: poansonul sau placa de cauciuc îşi pierd

elasticitatea după un anumit număr de piese.

Ambutisarea

hidraulică

1 – capac superior; 2 – husă de cauciuc; 3 – lichid; 4 –

matriţă; 5 – piesă; 6 – orificii de evacuare a aerului. Se

utilizează pentru ambutisarea pieselor complicate, de

formă conică, parabolică, sferică etc., într-o singură

operaţie. Presiunea de lucru se creează cu ajutorul unor

pompe sau prin deplasarea unui piston, ajungând la 15 …

200 bar. Procedeul este economic, nefiind necesare

poansonul şi utilajul de presare. Dezavantaje legate de

realizarea etanşării spaţiului de lucru.

Denumirea

procedeului Schema de principiu Descriere, funcţionare, utilizare

Ambutisarea

electro-

hidraulică

1- incintă; 2 – lichid; 3,4 – electrozi; 5 – matriţă; 6 –

semifabricat; 7 – piesă; E – eclator; C – baterie de

condensatori.

Energia de deformare se obţine datorită descărcării dintre

electrozi în mediul lichid. La apariţia scânteii se creează o

puternică undă de şoc, care se transmite spre semifabricat,

deformându-l în matriţa 5. Viteza de deplasare a undei de

presiune poate atinge 6000 m/s, iar presiunea maximă

realizată 6⋅103 bar. Metoda are un randament ridicat. Se

pot obţine piese din materiale greu sau imposibil de

deformat prin alte procedee. Se aplică în special la aliaje

de aluminiu şi oţeluri inoxidabile.

Ambutisarea

magneto-

dinamică

1 – matriţă; 2 – semifabricat; 3 – concentrator de câmp;

4 – solenoid (inductor).

Procedeul se bazează pe principiul descărcării instantanee

a unei baterii de condensatoare. Descărcarea se realizează

în inductor creând un câmp magnetic (impuls) de înaltă

tensiune. Acest câmp induce un curent de sens opus în

semifabricatul 2, executat din material bun conducător.

Prin interacţiunea celor două câmpuri se creează forţe ce

tind să îndepărteze semifabricatului de inductor,

deformându-l. Impulsul durează 10 … 20 μs şi creează o

presiune magnetică de până la 3,5 ⋅103 bar.

Ambutisarea

prin explozie

1- semifabricat; 2 – inel de apăsare; 3 – matriţă; 4 –

exploziv; 5 – lichid; 6 – orificiu de evacuare a aerului.

Procedeu de prelucrare cu viteze mari de deformare. Se

bazează pe efectul undei de şoc ce ia naştere în momentul

exploziei, efect ce se transmite prin mediul de contact până

la semifabricat, obligându-l să ia forma matriţei.

Explozivii întrebuinţaţi pot fi lenţi, dezvoltând presiuni de

ordinul 3 ⋅ 103 bar şi viteze de 300…2400 m/s (folosiţi la

piese mici) şi brizanţi care dezvoltă presiuni de ordinul

3⋅105 bar şi viteze de 1200 … 7500 m/s (folosiţi la piese

foarte mari, peste 10 m în diametru şi grosimi mai mari de

35 mm). Ca medii de lucru se folosesc aerul, apa (cel mai

des) şi nisipul.

Denumirea

procedeului Schema de principiu Descriere, funcţionare, utilizare

Ambutisarea în

câmp ultrasonor

1 – semifabricat; 2 – matriţă; 3 – concentrator de energie

ultrasonoră; 4 – flanşă nodală; 5 – transductor magneto-

strictiv; 6 – generator de ultrasunete.

Suprapunerea energiei ultrasonore în timpul procesului de

deformare conduce la creşterea gradului de deformabi-

litate, reducerea frecării şi îmbunătăţirea netă a calităţii

suprafeţelor deformate. Se aplică în cazul suprafeţelor

deformate. Se aplică în cazul unor materiale greu sau

imposibil de ambutisat clasic. Oscilaţiile ultrasonore pot fi

introduse în sculă, în matriţă sau în ambele, simultan.

Creşte productivitatea prelucrării, se reduce uzura sculelor

şi se îmbunătăţeşte calitatea produselor.

f. Operaţii de fasonare a pieselor din tablă. În această categorie intră acele operaţii care schimbă

forma semifabricatului din tablă, prin deformare locală, grosimea lui rămânând practic constantă.

Operaţiile cele mai frecvent întâlnite sunt: reliefarea, răsfrângerea, umflarea, gâtuirea, fasonarea pe

strung, îndreptarea etc.

– Reliefarea – constă în executarea unei deformaţii de mică adâncime (ambutisarea locală de

adâncime) în vederea obţinerii unor inscripţii, desene, efigii sau pentru executarea nervurilor de

rigidizare. Exemple caracteristice de reliefare sunt:

– executarea nervurilor de rigidizare a bosajelor (fig.4. 43.a);

– executarea pieselor cu configuraţie complexă şi nesimetrică de forma deschisă (fig. 4.43.b);

– executarea ornamentelor.

Fig. 4.43. Piese prelucrate prin reliefare.

Operaţia este folosită foarte mult în industria constructoare de automobile, avioane, aparate,

în radiotehnică etc.

– Răsfrângerea – este operaţia de fasonare a marginii unui semifabricat având drept scop:

– formarea unui guler, la găuri;

– mărirea rigidităţii sau formarea unei suprafeţe de asamblare, la marginile exterioare ale

semifabricatului;

– formarea unei flanşe, la ţevi.

Răsfrângerea marginilor găurilor se execută cu rază mică de rotunjire şi înălţime mare a

bordurii (fig. 4.44.a) la găurile ce urmează a fi filetate sau în care se vor presa capetele unor axe. În

diverse ramuri industriale (electronică, mecanică fină, electrotehnică) sunt necesare piese care au

găuri cu pereţi cilindrici de înălţime mare, de aceea se face răsfrângerea marginilor cu subţierea

pereţilor (fig.4.44.b). Această operaţie se execută cu poansoane în trepte, la prese cu dublă acţiune,

în condiţiile unei ungeri abundente cu un lubrifiant vâscos.

Fig.4.44. Răsfrângerea marginilor.

– Umflarea (ambutisarea transversală) constă în lărgirea pieselor cave sau a semifabricatelor din

ţeavă, realizată prin întinderea materialului în direcţie radială, din interior spre exterior (fig. 4,45.a).

Pentru executarea operaţiei se folosesc, de obicei, următoarele tipuri de matriţe:

– cu poanson de cauciuc (fig. 4.45.b);

– cu lichid în loc de poanson (fig. 4,45.c);

– cu sectoare extensibile care se deplasează sub acţiunea unei pene.

Fig. 4.45. Schema operaţiei de umflare

1 – semifabricat; 2 – bloc de cauciuc; 3 – matriţă; 4 – produsul obţinut.

– Gâtuirea este operaţia prin care se micşorează secţiunea transversală a ţevilor sau a capetelor

pieselor cave prin presarea materialului din exterior şi micşorarea diametrului.

Gâtuirea se realizează prin apăsarea pe partea frontală a semifabricatului I şi prin împingerea

lui în orificiul conic al matriţei 2 (fig. 4.46).

Fig. 4.46. Schema operaţiei de gâtuire

– Fasonarea (ambutisarea) pe strung. Se aplică în producţia de unicate sau serii foarte mici. Ea

constă în modificarea semifabricatelor plane pe modele a căror configuraţie reprezintă negativul

produsului ce trebuie realizat. În fig. 4.47 este prezentată schema executării diverselor operaţii de

fasonare pe strung sau pe maşini specializate. Semifabricatul 1 este prins între modelul 2 şi

tamponul de fixare 3, fiind apoi deformat cu ajutorul unor role profilate 4.

Fig. 4.47. Fasonarea pe strung.

Croirea materialelor în vederea ştanţării. În cadrul proiectării unui proces tehnologic de obţinere

a unor piese prin procedeele prezentate mai sus sunt necesare a fi rezolvate câteva probleme foarte

importante ca:

- croirea cea mai economică şi stabilirea dimensiunilor minime ale semifabricatului;

- stabilirea felului, numărului şi succesiunea operaţiilor;

- stabilirea operaţiilor şi numărului de piese care se execută simultan.

Prin croire se înţelege amplasarea judicioasă pe semifabricat a produselor cu forme

tehnologice determinate, astfel încât să rezulte o cantitate minimă de deşeuri.

Metoda de croire este determinată de forma piesei, care trebuie aleasă în aşa fel ca pierderea

de material (deşeuri) să fie cât mai mică şi de modul de obţinere a semifabricatului (direcţia de

laminare – croire longitudinală, croire transversală şi combinată). Se alege întotdeauna varianta care

conduce la coeficientul de economicitate η (coeficient de utilizare a materialului) maxim. Acest

indice se calculează cu relaţia:

o

u

SS

=η [%] (36)

în care: Su este suprafaţa utilă a pieselor obţinute dintr-un semifabricat (foaie de tablă, bandă);

So – suprafaţa iniţială a semifabricatului.

Datorită formei variate a produselor care ştanţează prin operaţii succesive, pentru fiecare

produs va fi economică un anumit plan de croire.

4.6. Ştanţarea

Scule folosite la prelucrarea tablelor subţiri. După caracterul operaţiilor tehnologice

executate, sculele folosite se împart în două categorii: ştanţe şi matriţe.

Ştanţele sunt scule utilizate pentru operaţiile de tăiere; denumirea lor se completează cu

numele operaţiilor respective, ca de exemplu: ştanţe pentru decupat, ştanţe pentru perforat, ştanţe

pentru retezat etc.

Matriţele sunt scule utilizate pentru operaţiile de deformare, ca de exemplu: matriţă pentru

ambutisat, matriţă pentru îndoit etc.

După numărul operaţiilor, de acelaşi fel sau diferite pe care le pot executa, ştanţele sau

matriţele pot fi simple (pentru o singură operaţie) sau combinate (pentru mai multe operaţii).

Denumirea ştanţelor sau matriţelor combinate se alcătuieşte din denumirile operaţiilor executate, ca

de exemplu: ştanţă combinată pentru decupat şi perforat, ştanţă (sau matriţă) combinată pentru

retezat şi îndoit, ştanţă sau matriţă combinată pentru decupat şi ambutisat etc.

După modul în care se execută în timp operaţiile respective, ştanţele sau matriţele combinate

pot fi:

- cu acţiune succesivă;

- cu acţiune combinată.

Schemele tehnologice prezentate în fig. 4.48 arată modul în care se pot obţine piesele de

tipul şaibelor, pentru care sunt necesare două operaţii: una de perforare şi una de decupare.

Fig. 4.48. Schemele tehnologice de fabricare a şaibelor.

Dacă se lucrează cu o ştanţă cu acţiune succesivă (fig. 4.48.a), prelucrarea se realizează în

două tacte: în primul se execută perforarea, iar în al doilea decuparea; la fiecare cursă a culisoului

presei se obţine o şaibă în forma finală. Pe o ştanţă cu acţiune simultană (fig.4.48.b) ambele operaţii

se execută printr-un singur tact şi, de asemenea, la o cursă a culisoului presei se obţine o şaibă în

forma finală.

Constructiv, ştanţele sau matriţele combinate cu acţiune succesivă, sunt mai simple, însă în

acelaşi timp mai voluminoase, decât cele cu acţiune simultană.

Ştanţele şi matriţele oricât de diferite ar fi în ceea ce priveşte rolul lor tehnologic, prezintă

unele elemente constructive comune. Ştanţele şi matriţele se compun în general din două părţi: una

fixă şi cealaltă mobilă. În timpul lucrului, din interacţiunea acestor părţi si acţiunea lor comună

asupra semifabricatelor, rezultă piesele prelucrate.

După rolul pe care-l îndeplinesc în ştanţe şi matriţe elementele componente se pot grupa în:

- elemente active: poansoane, plăci de tăiere, plăci active etc.;

- elemente de ghidare: plăci de ghidare, coloane de ghidare etc.;

- elemente de imobilizare a semifabricatelor: inele de reţinere, cuţite laterale etc.;

- elemente de conducere a semifabricatelor: jgheaburi, rigle, opritori, cuţite laterale, ştifturi de

poziţie etc.;

- elemente de desprindere şi aruncare a semifabricatelor sau pieselor prelucrate: aruncătoare,

extractoare etc.;

- elemente de sprijin: placă de bază, plăci portpoansoane, plăci de capăt etc.;

- elemente de asamblare şi auxiliare: cozi, şuruburi, ştifturi, arcuri.

Pentru exemplificare, în fig. 4.49 se prezintă o ştanţă combinată cu acţiune succesivă, de

construcţie simplă, folosită pentru obţinerea unor lamele cu găuri. Operaţiile necesare obţinerii unei

piese sunt perforarea şi retezarea, conform schemei tehnologice alăturate ştanţei. Semifabricatul

utilizat este o bandă având lăţimea egală cu lăţimea piesei.

Fig. 4.49. Ştanţa combinată pentru perforat şi retezat.

Construcţia ştanţei este următoarea: pe placa de bază 1, ce joacă şi rol de placă de tăiere,

este centrată placa de ghidare 2, prin care trec poansoanele rotunde 3 şi poansonul profilat 4.

Poansoanele sunt prinse în placa de prindere 5 şi se sprijină cu capetele lor pe placa de capăt 6,

confecţionată dintr-un material dur. Poansoanele, împreună cu cele două plăci, sunt prinse pe placa

portpoanson 7, antrenată în mişcare alternativă verticală de către coada 8, prinsă în culisoul presei.

Partea fixă a ştanţei alcătuită din placa de bază şi placa de ghidare este prinsă pe masa

maşinii.

Semifabricatul 9 este împins în ştanţă prin fereastra 10, practicată în placa de ghidare, atunci

când poansoanele se află în poziţia de sus, până când se află în poziţia de sus, până când se sprijină

pe opritorul 11. Atunci când partea mobilă execută cursa de coborâre, poansoanele rotunde

perforează două găuri, iar poansonul profilat retează o piesă în partea dreaptă a semifabricatului;

piesa re

u se agaţe de poansonul 3 în timpul ridicării acestuia, ştanţa se completează cu

un alt extractor 7.

tezată alunecă pe planul înclinat 12, căzând într-un buncăr.

În fig. 4.50 este reprezentată schematic o ştanţă multiplă cu acţiune simultană pentru

decupat şi ambutisat. Schema tehnologică după care lucrează această ştanţă cuprinde o decupare a

unui disc, urmată de o ambutisare, în vederea obţinerii unei piese cave. Obţinerea unei piese

decurge în felul următor: din semifabricatul 1 este decupat un disc cu ajutorul poansonului 3 şi al

plăcii de tăiere 2; în continuare, discul este împins în jos peste poansonul 4 şi ambutisat în interiorul

poansonului 3, care acum joacă rolul de matriţă. Pentru ca piesa ambutisată să nu rămână blocată pe

poansonul 4 sau în matriţa 3, ştanţa este prevăzută cu extractoarele 5 şi 6. Este interesant faptul că

extractorul 5 este folosit în timpul ambutisării ca inel de reţinere a materialului. Pentru ca

semifabricatul să n

Fig.4.50. Ştanţă (matriţă) combinată pentru decupat şi ambutisat

nt

presele

bţiri sunt presele cu excentric care sunt executate în diverse

variant

şcare

principală – mişcare rectilinie alternativă – mişcare executată de culisoul presei (berbecul).

Maşini-unelte folosite la prelucrarea tablelor subţiri. Pentru ştanţarea şi matriţarea la rece

se folosesc, în funcţie de condiţiile de lucru, diferite tipuri de utilaje, dintre care mai răspândite su

. Întrucât caracteristicile constructive şi tehnologice ale maşinilor sunt deosebit de variate.

O parte din aceste utilaje au fost studiate (v. prelucrarea prin forjare). Cele mai răspândite

prese pentru prelucrarea tablelor su

e constructive şi funcţionale.

Pentru efectuarea operaţiilor de prelucrare presele trebuie să execute o singură mi

4.7. Tragerea

4.7.1. Definire şi schema de principiu

Tragerea este procedeul de prelucrare prin deformare plastică ce constă în trecerea forţată a

materialului, prin deschiderea unei matriţe a cărei secţiune este mai mică decât secţiunea iniţială a

materialului, sub acţiunea unei forţe de tracţiune. Semifabricatul iniţial 1 este introdus în matriţa 2,

ce se găseşte în suportul 3 şi este tras cu ajutorul forţei de tracţiune F (fig. 4.11). În urma tragerii se

produce o reducere a secţiunii materialului, ΔS=A0-A1 şi o lungire Δ1=l1-l0. Indicele 0 şi 1 se referă

la dimensiunile iniţiale şi respectiv finale ale materialului. Tragerea se poate face la rece sau la cald.

La tragere modificarea secţiunii semifabricatului se produce în principal sub acţiunea forţelor

transversale (de compresiune) exercitate de pereţii filierei. La început se deformează numai acei

grăunţi care au planele de alunecare în direcţia forţelor exercitate de pereţii matriţei, iar pe măsură

ce înaintează, întreaga masă a materialului se deformează plastic şi ceilalţi grăunţi indiferent de

orientarea planurilor de alunecare. Rămânerea în urmă a straturilor de la margine se datorează

forţelor de frecare (fig. 4.51).

Fig. 4.51. Schema tragerii.

4.7.2. Materiale iniţiale folosite şi produse obţinute

Prin tragere se prelucrează diverse semifabricate din oţel şi aliaje neferoase ca de exemplu:

Cu şi aliaje de Cu, Al şi aliaje de Al, Zn şi aliaje de Zn etc. Se trag în general materialele care au un

grad ridicat de maleabilitate la rece, de aceea oţelurile cu un conţinut ridicat de carbon (C >0,25a/o)

se recoc în vederea înmuierii.

Produsele obţinute prin tragere sunt (fig. 4.52):

Fig. 4.52. Produse trase

- barele - trase dintr-un produs laminat la cald;

- sârmele - până la diametru de 5 mm, când laminarea şi extrudarea nu sunt avantajoase; ele sunt

trase din semifabricate laminate cu diametre cuprinse între 5 şi 16 mm;

- profilele simple şi complexe;

- profilele speciale - care nu mai necesită prelucrări prin aşchiere;

- penele, ghidaje, arbori canelaţi, suporţi, spiţe etc.;

- ţevile cu pereţi subţiri - din semifabricate tubulare;

- barele calibrate la rece cu dimensiuni precise şi calitate bună a suprafeţei.

În urma tragerii, materialul se ecruisează puternic conducând la mărirea durităţii odată cu

scăderea proprietăţilor de plasticitate.

Pentru înlăturarea efectului ecruisării se recomandă executarea unui tratament termic de

recoacere de recristalizare.

4.7.3. Scule şi utilaje pentru tragere

Principala sculă folosită în procesul de tragere este matriţa (filiera), de ea depinzând atât

calitatea produsului tras cât şi randamentul maşinii de tras. Matriţele sunt confecţionate din oţel de

scule, aliaje dure, iar pentru obţinerea sârmelor cu d < 0,5 mm, din materiale extradure sau diamant.

Fig. 4.53. Scule pentru tragere: Fig. 4.54. Banc de tragere 1 – con de prindere; 2 – con de ungere; 3 – con de cu acţionare mecanică deformare; 4 – cilindru de calibrare; 5 – con de degajare 6 – con de ieşire; d – diametrul matriţei

Dacă tragerea se execută asupra semifabricatelor cu diametrul mai mic decât 10 mm,

produsele obţinute fiind de tipul sârmelor, procedeul se numeşte trefilare, iar scula folosită - filieră.

Partea principală a filierei o constituie conul de deformare 3 şi cilindrul de calibrare 4

(fig. 4.53, a).

Dacă tragerea se execută asupra barelor şi ţevilor la care diametrul iniţial este mai mare

decât 10 mm, atunci scula pentru tragere se numeşte matriţă (fig. 4.53, b) şi are o construcţie

modificată. Duritatea suprafeţei orificiului de tragere trebuie să fie de circa 60-70 HRC.

Tragerea se realizează pe bancuri de tragere (pentru bare, diverse profile, ţevi etc.) şi pe

instalaţii de trefilare (pentru sârme).

Bancurile de tragere pot fi: cu lanţ, cu cremalieră, cu acţionare hidraulică şi cu cap revolver.

Bancul de tragere cu lanţ este reprezentat schematic în figura 4.54. Semifabricatul iniţial 1

este tras prin matriţa 2 cu ajutorul unui dispozitiv de prindere 3, montat pe căruciorul 4, ce se

deplasează pe patul S, fiind antrenat la rândul său de lanţul 6, pus în mişcare de roata de antrenare

în stea, 7. Lungimea produsului este limitată de lungimea activă a lanţului Gall. Bancurile de tragere

au o lungime până la 12 m.

Forţa de tragere este de 1,5 ... 2,0 MN - ceea ce permite tragerea barelor cu diametrul iniţial

≤ 150 mm şi a ţevilor cu φ 200 mm. Se pot trage simultan mai multe bare (până la 10).

Bancurile de tragere moderne sunt acţionate hidraulic. În figura 4.55 este reprezentată

schema de funcţionare a unui astfel de banc. Semifabricatul 1 este trecut prin matriţa 2, fiind tras de

mandrina 4 şi 5, ce acţionează succesiv asupra produsului tras 3. Mandrinele execută o mişcare

alternativă de translaţie I-II. La cursa I mandrina 5 strânge materialul trăgându-1 în direcţia de

tragere A, în timp ce mandrina 4 este liberă, deplasându-se în sens invers. La cursa II rolul

mandrinelor se schimbă. Pentru mărirea productivităţii bancurilor de tragere, acestea se prevăd cu

un cap revolver, ce permite încărcarea maşinii în timpul tragerii.

Fig. 4.55. Funcţionarea mandrinelor Fig. 4.56. Instalaţii de trefilare.

Instalaţiile de trefilare se pot clasifica după numărul filierelor (deci şi al trecerilor) în:

- simple, cu o singură filieră (fig. 4.56);

- multiple, cu mai multe filiere.

La instalaţia de trefilare simplă semifabricatul 1, sub formă de colac, se desfăşoară de pe

tamburul 2 şi trece prin vasul de ungere 3 şi filiera 4, înfăşurându-se pe tamburul de trefilare 5, care

este acţionat prin intermediul angrenajului conic 6, cuplajul 7 şi reductorului 8, de către motorul

electric 9.

În cazul când gradul de deformare este mare, sunt necesare mai multe trageri succesive,

instalaţia fiind asemănătoare cu cea din figura 4.56 având însă până la 20 filiere.

În cadrul acestor instalaţii sunt amplasate cuptoare de încălzire în vederea tratamentului

termic de recoacere, necesar după un anumit număr de treceri

4.7.4. Particularităţi tehnico-economice ale procedeului

Tragerea permite obţinerea unor bare sârme, ţevi şi profile mult mai economic decât prin

laminare sau extrudare, datorită următoarelor avantaje:

- productivitatea este ridicată (viteza de tragere este de 90 ... 120 m/min la oţel

şi de 15 . . . 300 m/min pentru Cu);

- precizia dimensională este ridicată, iar netezimea suprafeţelor bună;

- utilajul este relativ simplu;

- calificarea redusă pentru muncitori.

4.8. Extrudarea materialelor metalice

Extrudarea este procedeul tehnologic de deformare plastică ce se realizează prin presarea

forţată a semifabricatului (oţel, aliaje neferoase) în stare caldă printr-un spaţiu cu o secţiune mai

mică decât secţiunea sa iniţială (fig. 4.57).

1 - materialul semifabricatului

2 - matriţă

3 - poanson

4 - produs

5 - direcţia de avans

6 - solicitările pentru un volum

de material Fig. 4.57. Schema procesului de extrudare

Procesul de extrudare are loc în patru faze distincte (fig. 4.58)

Fig. 4.58. Stadiile procesului de extrudare

I - se presează semifabricatul până la umplerea completă a matriţei (fig. 4.58 b): forţa necesară

creşte brusc până la o valoare maximă necesară curgerii plastice (fig. 4.59).

II, III - începutul şi curgerea metalului prin orificiul matriţei (fig. 4.58 c, d), forţa este la început

constantă după care începe să crească uşor.

IV - la încheierea cursei pistonului semifabricatului este complet deformat forţa revenind la zero.

Forţa cu care se face extrudarea se calculează cu formula

[ ]F p A = ⋅ daN

p - presiunea la deformarea materialelor, A - aria transversală a părţii active a poansonului fiind

influenţată de: rezistenţa la deformare a materialelor; gradul de reducere pentru o singură cursă,

valoarea forţei de extrudare, tipul extrudării, complexitatea piesei, forma şi dimensiunile iniţiale ale

semifabricatului.

Extrudarea se execută pe prese cu pârghii, prese cu genunchi, prese cu excentric, prese cu

şurub, prese hidraulice.

4.8.1. Tipuri de extrudare

Principalele tipuri de extrudare sunt prezentate în fig. 4.59.

Fig. 4.59. Tipuri de extrudare

4.8.2. Scule pentru extrudare

Extrudarea se realizează de obicei într-o matriţă cu ajutorul unui poanson.

Matriţele pentru extrudare sunt:

- pentru extrudare directă (fig. 4.60 a)

- pentru extrudare indirectă (fig. 4. 60 b)

Fig. 4.60. Matriţe pentru extrudare

Unghiul α se alege funcţie de material la cele cu plasticitate ridicată 2α = 90-130° iar cele

cu plasticitate redusă 2α < 90°.

Poansoanele au forma şi zonele prezentate în fig. 4.61, iar forma părţii active a acestora este

prezentată în fig. 4.62 a,b şi 4.63.

1. zonă de prindere 2. corpul poansonului 3. zona activă

Fig. 4.61. Poanson pentru extrudare

Zona activă a poansonului este în funcţie de modul de extrudare. Ea poate fi plată sau conică

la extrudarea directă fig. 4.62, sau de forme specifice care să permită curgerea mai uşoară în cazul

extrudării inverse fig. 4.63.

Fig. 4.62. Forma zonei active la extrudarea directă:

a. conică b. plată

Fig. 4.63. Forma zonei active la extrudarea inversă

Pentru un poanson de extrudare indirectă geometria recomandată este cea redată în fig. 4.64.

Fig. 4.64. Geometria poansonului pentru extrudarea inversă

Materialele utilizate la fabricarea poansoanelor sunt oţeluri de scule obişnuite pentru

extrudarea materialelor cu o plasticitate foarte ridicată şi oţeluri rapide cu Mo sau carburi metalice

pentru materiale cu plasticitate redusă.

Tehnologia procesului de extrudare cuprinde fazele :

- execuţia semifabricatului;

- pregătirea pentru extrudare (profilare, recoacere, curăţire, fosfatare, lubrefiere);

- extrudarea propriu-zisă;

- operaţia de completare (retezare, găurire, calibrare);

- control tehnic de calitate.

Prelucrarea prin ambutisare

Ambutisarea este procedeul tehnologic de prelucrare prin deformare plastică la

rece a tablelor subţiri şi la cald a tablelor groase prin presarea acestora cu ajutorul unui

poanson şi a unei matriţe, obţinându-se piese cave (fig. 1).

Fig.1. Ambutisarea tablelor

Principiul ambutisării se bazează pe proba Ericksen (fig. 2).

Fig. 2. Proba Ericksen

a – principiul ambutisării b – semifabricat tablă

Astfel, sub acţiunea forţei F, poansonul 1 apasă asupra tablei 2 aşezată pe matriţa 3,

până se obţine piesa cavă.

Pentru ca tabla să nu scape de sub poanson, respectiv să nu se formeze cute sau

crăpături se utilizează inelul de siguranţă (4) si este necesar sa se respecte condiţiile tehnice

prezentate în tabelul 1.

Pentru micşorarea frecării între suprafeţele semifabricatului, ale poansonului

matriţei şi ale inelului de siguranţa se utilizează un lubrifiant (ulei mineral, ulei cu pulbere

de grafit sau emulsii de săpun).

Tabelul 1. Denumirea condiţiei Formule de calcul Observaţii

Egalitatea razelor de racordare a poansonului rr şi a matriţei rm

hrr mp )10...5(== h = grosimea tablei

Valoarea jocului J dintre poanson şi matriţă

hJ )3,1...1,1(=

Valoarea coeficientului de ambutisare Ka.

pa d

DK = D = diametrul tablei dp = diametrul poansonului

Valoarea forţei de apăsare Fa ( )qdDFa 4

22 −= q = 0,3...0,4 daN/mm2

este presiunea specifică Verificarea împotriva formării cutelor

hdD p 18 =

Ambutisarea se aplică în proporţie de 90% în industria constructoare de maşini, de

automobile, de tractoare, aviatică, electrotehnică, energetică, electronică, automatică etc.

Astfel, în industria electroenergetică se construiesc cazane termice şi funduri de

cazane, cutii, capace şi scuturi pentru maşinile electrice, transformatoare de putere şi

intensitate, toate pentru rotorii motoarelor electrice, stâlpi pentru liniile electrice aeriene

(LEA) de 110-400 KV.

În tabelul 2 se prezintă operaţiile principale de prelucrare prin ambutisare a tablelor,

benzilor şi ţevilor.

Tabelul 2.

Denumirea operaţiei Schema operaţiei

Îndoirea cu poansonul

Îndoirea cu role

Rularea filetului

Curbarea cu valţuri

Fasonarea

a) umflarea ţevilor

b) strangularea ţevilor

Borduirea ţevilor

În ultima vreme au apărut metode speciale de ambutisare precum: ambutisarea

hidraulică, electrohidraulică, cu pernă de cauciuc, prin explozie, cu ultrasunete etc.

Ambutisarea hidraulică (fig. 3) se foloseşte drept poanson forţa lichidului sub

presiune. Prin acest procedeu se obţin piese cilindrice, sferice, conice, etc.

Fig. 3. Ambutisarea hidraulică 1,1` semimatriţe, 2 ţeavă, 3 table

Ambutisarea electrohidraulică (fig. 4) se realizează datorită descărcării electrice

de înaltă tensiune între electrozii 1 din camera de amorsare 2 în care se găseşte apa 3

producând astfel unde de presiune (a căror viteză poate atinge 7000 m/s) asupra tablei 4

aşezată pe matriţe 5 prevăzută cu canale de aerisire 6 care ia forma matriţei.

Fig. 4. Ambutisarea electrohidraulică

Ambutisarea prin explozie (fig. 5) se aplică tablelor şi ţevilor şi constă în

utilizarea formei de apăsare produsă de acţiunea apei, uleiului, nisipul (fără contact)

datorită unei surse de explozie (dinamită, trotil) exercitată asupra tablei (ţevi) aşezată într-o

matriţă.

a) b)

Fig. 5. Ambutisarea prin explozie a) cu apă asupra tablelor (fără contact), b) cu nisip asupra ţevilor (fără contact)

1- sursa explozivă, 2 – fitil, 3 – semifabricatul, 4 – apă (nisip), 5 – matriţă

Ambutisarea cu ultrasunete (fig. 6) se bazează pe acţiunea oscilaţiilor ultrasonore

aplicate asupra tablei 1 de către sursa 2 montată la un concentrator de energie ultrasonică 3

conectat la transductorul 4 ce converteşte oscilaţiile electrice ale generatorului de înaltă

frecvenţă GIF 5 în oscilaţii mecanice.

Fig. 6. Ambutisarea cu ultrasunete cu frecvenţă de 20...40KHz şi amplitudini mici

Umflarea (ambutisarea transversală) constă în lărgirea pieselor cave sau a

semifabricatelor din ţeavă, realizată prin întinderea materialului în direcţie radială, din

interior spre exterior (fig. 7.a).

Pentru executarea operaţiei se folosesc, de obicei, următoarele tipuri de matriţe:

• cu poanson de cauciuc (fig. 7.b)

• cu lichid în loc de poanson (fig. 7.c)

• cu sectoare extensibile care se deplasează sub acţiunea unei pene.

a)

b) c)

Fig. 7. Umflarea

5. SUDAREA MATERIALELOR METALICE

5.1. Generalităţi

SUDAREA este un procedeu tehnologic de asamblare a două sau mai multe piese, prin

difuzia reciprocă a atomilor în zona îmbinării. Sudarea se realizează printr-un aport de energie din

exterior, capabil să scoată din echilibrul termodinamic atomii marginali ai pieselor de sudat şi să-i

apropie până la distanţe de ordinul de mărime al parametrilor reţelelor cristaline ale materialelor

acestora, astfel încât să se realizeze un amestec intim al materialelor de îmbinat, pe baza forţelor de

coeziune interatomică.

Energia necesară sudării se introduce în zona îmbinării cu ajutorul unor maşini, instalaţii şi

echipamente de sudare.

Ansamblele şi subansamblele îmbinate prin sudare se numesc structuri sudate, iar materialul

pieselor componente ale îmbinărilor sudate se numeşte materialul de bază, sau metal de bază.

Odată cu energia de sudare, în foarte multe cazuri se introduce în zona îmbinării şi o

anumită cantitate de material suplimentar, numit material de adaos sau metal de adaos, căruia îi

revine (în cazul când este folosit) rolul principal de realizare a difuziei cu metalul de bază al

componentelor îmbinării sudate.

Spaţiul dintre suprafeţele care participă efectiv la realizarea îmbinării se numeşte rost.

Forma secţiunii transversale a rosturilor faţă de direcţia longitudinală a îmbinărilor sudate,

elementele geometrice definitorii ale acesteia, ca şi mărimea acestora este reglementată în foarte

multe cazuri prin standarde de stat, în funcţie de procedeele de sudare utilizate şi de dimensiunile

pieselor de sudat (în special în funcţie de grosimea metalului de bază).

Rezultatul îmbinării prin sudare, respectiv îmbinarea sudată, se numeşte pe scurt sudură.

Zona îmbinării sudate în care au acţionat efectiv forţele de coeziune interatomică se numeşte

cusătură sudată, sau uneori cordon de sudură.

În apropierea cusăturii sudate există de regulă o zonă a metalului de bază având proprietăţi

mecanice diferite de cele ale restului piesei, ca urmare a transformărilor structurale în stare solidă

suferite în timpul sudării. Aceasta poartă numele de zonă influenţată termic, notându-se adesea

prescurtat ZIT.

5.2. Clasificarea procedeelor de sudare

Există numeroase criterii de clasificare a procedeelor de sudare, dintre care se vor discuta

doar două, mai generale.

Introducerea energiei de sudare în zona de realizare a îmbinării se face fie prin încălzirea

locală accentuată a acestei zone, fie fără a se apela la încălzirea sensibilă a acesteia, astfel că

sudarea se execută în acest caz “la rece”, prin aplicarea unor forţe.

Încălzirea pieselor în procesul de sudare modifică local proprietăţile metalului de bază, îl

aduce în stare plastică sau chiar îl topeşte local, împreună cu metalul de adaos.

Procedeele de sudare la care se utilizează topirea locală a metalului de bază se numesc

procedee de sudare prin topire, iar acelea la care îmbinarea se execută cu menţinerea metalului de

bază în stare solidă se numesc procedee de sudare prin presiune, deoarece în aceste cazuri de regulă

energia de sudare se introduce prin presarea locală a pieselor de sudat.

După energia primară de la care provine în final energia termică necesară încălzirii locale,

aceasta poate fi:

- mecanică, căldura fiind generată prin lovire, frecare sau ca urmare a deformării elastice

sau plastice;

- termochimică, căldura rezultând în urma unor reacţii exoterme de combustie (sudare cu

flacără de gaze) sau de înlocuire (sudare cu termit);

- electrică, căldura producându-se pe baza efectului Joule (sudare cu arc electric, prin

rezistenţă electrică, prin inducţie);

- radiantă, căldura rezultând în urma localizării energiei radiante într-un spaţiu redus

(sudare cu laser, cu fascicul de electroni).

Procedeele de sudare sunt clasificate pe larg în STAS 8325-69.

Dintre procedeele de sudare, amintite mai sus, în tehnica actuală, cea mai mare răspândire o

are sudarea prin topire cu arc electric, apoi sudarea electrică prin rezistenţă, prin presiune, urmată de

sudarea prin topire cu flacără de gaze şi celelalte procedee.

5.2.1. Clasificarea îmbinărilor sudate

Îmbinările sudate se pot clasifica după mai multe criterii, dintre care unele constituie

obiectul unor standarde de stat.

Un criteriu de clasificare foarte important este cel al poziţiei reciproce a elementelor

îmbinate. După acest criteriu, îmbinările sudate prin topire pot fi (fig. 5.1).

Fig. 5.1. Îmbinări sudate prin topire

- cap la cap: - pe o parte (a);

- pe ambele părţi (b);

- prin suprapunere: - frontală (c);

- laterală (d);

- înclinată (e);

- în colţ: - interioară (f);

- exterioară (g);

- în T (h);

- în cruce (i);

- în găuri (j);

- în muchie (k).

La rândul lor, îmbinările prin presiune pot fi:

- cap la cap (fig. 5.2); - prin suprapunere: - în puncte (fig. 5.2);

Fig. 5.2. Îmbinări sudate prin presiune

Din fig. 5.2 a, b şi c rezultă că sudurile pot fi continue sau discontinue, în funcţie de

condiţiile funcţionale impuse şi de particularităţile procedeelor de sudare utilizate.

Există numeroase alte criterii de clasificare. Unele aspecte ale acestor clasificări vor fi

lămurite în mare parte în cadrul subcapitolelor tratate în continuare.

5.3. Modul operator al procedeelor de sudare

Orice procedeu de sudare se caracterizează printr-o serie de particularităţi privind

necesitatea sau inutilitatea folosirii materialului de adaos, forma sub care se prezintă acesta,

numărul şi tipul mişcărilor relative ale metalului de adaos faţă de piesele de sudat, caracteristicile

mişcării sursei de căldură în lungul cusăturii sudate etc.

Toate acestea constituie atribute ale unui ansamblu de condiţii în care se desfăşoară procesul

de sudare şi care definesc modul operator al procedeelor de sudare, sau tehnica operatorie a

acestora.

În cele ce urmează se vor trata elementele ce stau la baza procedeelor de sudare mai des

utilizate în tehnica actuală, insistându-se, în special, asupra modului operator al fiecăruia dintre

acestea şi asupra criteriilor ştiinţifice pentru stabilirea parametrilor regimurilor de sudare.

5.4. Sudarea prin topire cu arc electric

5.4.1. Arcul electric pentru sudare

Arcul electric este o descărcare de durată între doi electrozi executaţi din materiale

conducătoare electric, în condiţiile existenţei unei diferenţe de potenţial suficientă pentru a asigura

un înalt grad de ionizare a spaţiului dintre aceştia. Arcul poate avea acţiune directă sau acţiune

indirectă.

În primul caz (fig. 5.3) arcul se stabileşte între un electrod 1, fuzibil (metalic) sau nefuzibil

(din cărbune sau wolfram) şi piesa de sudat 2, care joacă rolul celui de al doilea electrod. Sursa de

curent 3, poate debita curent continuu sau alternativ.

În cazul utilizării electrodului metalic fuzibil acesta are o compoziţie chimică asemănătoare

cu cea a metalului de bază şi se topeşte sub influenţa căldurii arcului electric, care realizează şi

transportul particulelor de metal din electrod spre cusătura sudată. Dacă se foloseşte electrod

nefuzibil, pentru umplerea rostului dintre piesele de îmbinat este necesar material de adaos, sub

forma unei vergele sau sârme de compoziţie chimică asemănătoare cu cea a materialului de bază. In

cazul utilizării arcului cu acţiune indirectă (fig. 5.3, b) arcul electric se realizează între doi electrozi

nefuzibili 1, legaţi la sursa de curent de sudare 3, fiind întotdeauna necesar materialul de adaos 4.

Fig. 5.3. Arcul electric pentru sudare. Fig. 5.4. Structura arcului electric.

În practică cel mai des se utilizează arcul cu acţiune directă.

În cazul utilizării curentului continuu, pentru amorsarea şi menţinerea arcului cu acţiune

directă este importantă polaritatea utilizată. Situaţia în care piesa este legată la anod, iar electrodul

la catod, se denumeşte polaritate directă, iar situaţia contrară se numeşte polaritate inversă.

Structura arcului electric pentru sudare (fig. 5.4) cuprinde coloana arcului 1, aureola 2, pata

anodică 3 şi pata catodică 4. Temperatura arcului depăşeşte 5 000°K în coloană, petele având

temperaturi variabile, funcţie de natura electrodului (2.500 ... 3.700°K pentru pata catodică,

2.600 ... 4.250 °K pentru pata anodică). Încălzirea mai puternică a anodului se explică, în principal,

prin faptul că pentru emisia electronică în pata catodică se cheltuieşte lucru mecanic de ieşire, în

contul electrodului, iar prin intrarea electronilor în anod se restituie această energie. De aceea,

polaritatea directă se utilizează la sudarea pieselor mai groase, în general, când este necesar să se

încălzească mai tare piesa de sudat, iar polaritatea inversă va fi utilizată mai ales la sudarea pieselor

subţiri, sau la utilizarea unor electrozi relativ groşi.

Fenomenul de producere a arcului se numeşte amorsarea acestuia şi se realizează prin

atingerea electrodului pe piesă (scurtcircuitarea acestora), urmată de îndepărtarea electrodului până

la o distanţă aproximativ egală cu diametrul electrodului.

Pentru amorsarea arcului este necesară o anumită valoare a tensiunii, denumită tensiune de

amorsare (55 ... 60 V), care depăşeşte valoarea tensiunii necesară arderii arcului (Ua = 15 ... 40 V).

Se constată că tensiunea arcului Un, variază liniar cu lungimea lui l, conform relaţiei:

lbaUa ⋅+= (5.1)

în care : a este un coeficient reprezentând suma căderilor de tensiune de pe cele două pete ale

arcului, iar b căderea specifică de tensiune în lungul arcului (a = 10 ... 15V ; b = 2 ... 3 V/mm).

Rezultă de aici că cu cât lungimea arcului creşte, cu atât creşte tensiunea de ardere.

Legătura între tensiunea arcului Ua şi curentul de sudare, IS este o funcţie Ua = f(IS), iar

reprezentarea ei grafică, denumită caracteristica statică w arcului, prezintă 3 zone: 1 - zona

coborâtoare ; 2 - zona rigidă (constantă) şi 3 - zona urcătoare (fig. 5.5).

Fig. 5.5. Caracteristica statică a arcului electric.

Zona rigidă începe de Ia valori de circa 100 A, când Ua nu mai depinde practic de IS, iar

apoi, la valori mari ale curentului de sudare, se constată o creştere a tensiunii la creşterea curentului.

Ultima parte a zonei 1 şi prima a zonei 2 sunt avantajoase şi se utilizează Ia sudarea manuală

cu arc electric descoperit, iar a doua jumătate a zonei rigide şi cea urcătoare sunt utilizate la sudarea

sub strat de flux şi în mediu protector de gaze.

Caracteristica statică a arcului electric corespunde unei anumite lungimi a arcului electric

(v. relaţia 1). Dacă lungimea arcului se schimbă, de exemplu crescând la l2 > l1, atunci se modifică

şi poziţia caracteristicii statice care se deplasează mai sus.

Stingerea arcului electric se poate produce în două situaţii : 1° - când lungimea arcului l

creşte atât de mult încât tensiunea necesară depăşeşte valoarea maximă pe care o poate asigura sursa

de curent ; 2° - când lungimea arcului devine nulă şi între electrod şi piesă se creează o punte de

metal continuă.

5.4.2. Surse de curent pentru sudare

Spre deosebire de sursele de curent cu altă destinaţie, sursele de curent pentru sudarea cu arc

trebuie să îndeplinească următoarele condiţii :

1°. Tensiunea la bornele sursei la mersul în gol trebuie să fie suficient de mare, pentru a da

posibilitatea amorsării arcului;

2°. Curentul de scurt-circuit să nu depăşească prea mult curentul de sudare, pentru a se

preveni avarierea sursei şi a circuitului de sudare, datorită încălzirii excesive a acestora;

3°. Intensitatea curentului debitat să aibă valori mari pentru a obţine un efect termic ridicat.

Pentru a realiza acest deziderat este necesară folosirea unei tensiuni scăzute, care însă nu poate fi

redusă sub valoarea tensiunii necesară menţinerii arcului electric. Folosirea unor tensiuni scăzute

îmbunătăţeşte condiţiile de lucru micşorând pericolul de electrocutare a muncitorului;

4°. Variaţia curentului de sudare IS să fie limitată în cazul când tensiunea arcului variază

datorită variaţiei lungimii arcului (cauzată de exemplu de topirea mai rapidă sau de ridicarea

(electrodului).

Relaţia dintre tensiunea dată de sursă Ud, în funcţie de curentul de sudare IS, se numeşte

caracteristica externă (statică) a sursei de curent şi are, de obicei, o alură coborâtoare

(fig. 6, curba CE).

Fig. 5.6. Caracteristica externă a sursei de curent pentru sudare (CE).

Punctul de intersecţie a curbei cu axa absciselor dă valoarea curentului de scurtcircuit ISC,

care nu depăşeşte cu mai mult de 1,5 ori valoarea curentului de mers în regim (realizarea condiţiei

2°).

Dacă se suprapune peste caracteristica externă a sursei, caracteristica statică a arcului

electric se obţin două puncte de intersecţie: unul A, reprezentând punctul de amorsare, iar celălalt B,

punctul de ardere stabilă a arcului electric.

Condiţia 4° este realizată atunci când caracteristica externă a sursei este puternic

coborâtoare. De exemplu, dacă lungimea arcului electric creşte de la valoarea l la l1 (l1>l), atunci

punctul de ardere stabilă al arcului se schimbă din B în B', ceea ce înseamnă o variaţie a curentului

de sudare cu valoarea ΔI = IB - IB' (fig. 5.6). Pentru ca unei modificări a lungimii arcului egală, cu

Δl = l1 - l să-i corespundă o valoare Δl cât mai mică, este necesar ca în triunghiul dreptunghic B'BC,

unghiul a (panta curbei) să fie cât mai mare (apropiat de 90°).

Majoritatea surselor de curent pentru sudare pot realiza mai multe caracteristici externe,

dintre care, la reglarea iniţială a sursei, se alege caracteristica cea mai convenabilă pentru cazul dat,

funcţie de condiţiile concrete de sudare.

După felul curentului debitat sursele de curent pentru sudare pot fi :

- surse de curent continuu: generatoarele de curent continuu pentru sudare (convertizoare

pentru sudare), acţionate de un motor electric asincron sau de un motor cu explozie şi redresoarele

de curent pentru sudare, înzestrate cu celule redresoare din siliciu;

- surse de curent alternativ: transformatoarele de curent pentru sudare, mono sau trifazate,

alimentate de la reţeaua de curent alternativ.

Datorită stabilităţii mai mici a arcului electric la sudarea în curent alternativ, este necesar ca

pe lângă condiţiile generale impuse tuturor surselor de curent pentru sudare, sursele de curent

alternativ să îndeplinească şi următoarele condiţii suplimentare:

- În circuitul de sudare să existe o reactanţă suficient de mare care să creeze un defazaj între

tensiune şi curentul de sudare, adică în momentul când IS = 0, Ua să aibă o valoare suficient de mare

pentru menţinerea în continuare a arcului şi invers. Această proprietate este caracteristică surselor

cu stabilitate dinamică mare, adică acelor surse care permit de fiecare dată creşterea bruscă a

curentului la anularea frecventă a tensiunii şi invers.

- Tensiunea de mers în gol, necesară amorsării arcului, să fie mai mare decât cea

corespunzătoare surselor de curent continuu.

- Panta caracteristicii externe să fie mai mare decât cea corespunzătoare surselor de curent

continuu.

În ţara noastră se fabricau diverse tipuri de surse de curent pentru sudare ca: generatoare de

curent continuu, redresoare pentru sudare şi transformatoare de sudare.

În principiu, utilizarea unui tip de sursă sau a altuia este legată de unele avantaje şi

dezavantaje. Sursele de curent alternativ, în comparaţie cu cele de curent continuu rotative, prezintă

următoarele avantaje: au greutăţi şi gabarite mici, au randament mai mare, se uzează foarte puţin în

cursul exploatării, necesită o întreţinere minimă, dar prezintă şi unele dezavantaje, ca: stabilitatea

mai mică a arcului, în special la curenţi mici, încărcarea nesimetrică a reţelei de alimentare şi factor

de putere mai mic.

5.5. Sudarea manuală cu electrozi înveliţi

5.5.1. Echipamentul de sudare.

Acesta este alcătuit din: sursa de curent pentru sudare, clema de contact, portelectrodul,

cablurile circuitului de sudare şi echipamentul de protecţie.

Sursa de curent pentru sudare este, de regulă, un transformator sau un generator de curent

pentru sudare, ce asigura curenţi nominali de ordinul a 200 … 350 A şi tensiuni de mers în gol

Ua = 55 ... 80 V.

Cablurile pentru sudare sunt multifilare şi se execută din cupru. Ele au, în mod frecvent,

secţiuni cuprinse între 25 mm2 şi 125 mm2.

Portelectrodul este un cleşte standardizat de construcţie specială, care serveşte la prinderea

electrodului şi la conectarea lui în circuitul de sudare. El trebuie să fie uşor şi să asigure în acelaşi

timp un contact bun cu electrodul, pe o suprafaţă suficient de mare. Portelectrodul trebuie să aibă un

mâner bine izolat.

Clema de contact realizează o legătură strânsă între piesă şi conductorul legat la sursa de

curent de sudare.

Echipamentul de protecţie. Pentru protejarea sănătăţii sale sudorul foloseşte următorul

echipament de protecţie:

- măşti prevăzute cu filtru executat din sticlă specială, opacă la radiaţiile ultraviolete şi

infraroşii;

- şorţ, mănuşi şi ghete sau jambiere din piele;

- ochelari cu sticlă securit pentru protejarea ochilor în timpul curăţirii cusăturii sudate.

Purtarea echipamentului de protecţie complet este obligatorie, atât pentru sudor, cât şi pentru

toţi cei din cabina sau boxa în care se găseşte postul de lucru.

În afară de cele descrise mai sus, sudorul foloseşte un ciocan special pentru spargerea crustei

de zgură formată în timpul sudării şi o perie de sârmă pentru curăţirea cusăturii şi a marginilor

tablelor de îmbinat.

5.5.2. Electrozi înveliţi pentru sudarea manuală cu arc electric.

Electrozii utilizaţi curent sunt nişte vergele metalice, acoperite cu un înveliş fuzibil care are

rolurile principale de a uşura amorsarea arcului electric de a asigura arderea stabilă a acestuia şi de a

contribui la procesele metalurgice din baia de sudare.

Diametrele standardizate ale vergelelor electrozilor cei mai utilizaţi sunt: 2,5; 3,25; 4; 5 şi 6

mm, iar lungimile sunt de 300, 350 şi 450 mm.

Caracteristicile mecanice ale metalului depus şi ale îmbinării sudate, ca şi compoziţia

chimică a metalului depus la sudarea oţelurilor, trebuie să corespundă, de asemenea, unor condiţii

standardizate.

O importanţă deosebită în realizarea unei cusături de calitate o prezintă alegerea raţională a

învelişului electrozilor. Învelişul se compune dintr-un amestec de substanţe naturale sau prelucrate,

măcinate fin şi amestecate omogen. Acestea se pot grupa în 9 categorii, după funcţia lor în înveliş,

aşa cum rezultă din tabelul 5.1.

Tabelul 5.1

Materiale componente ale învelişului electrozilor

Nr crt.

Categorii de substanţe Denumirea materialelor

Ionizanţi Carbonat de calciu (cretă, marmură şi calcită). Bioxid de titan (rutil, ilmenit) Carbonat de potasiu (potasă, cenuşă) Oxizi şi săruri ale metalelor alcalino-pământoase.

Zgurifianţi Minereuri de titan, mangan şi fier (rutil, ilmenit, rodomit, hematită, magnetită). Silice şi silicaţi naturali (cuarţ, feldspat, mică, caolină). Carbonaţi naturali (calcită, dolomită, magnezită)

Dezoxidanţi Feroaliaje (feromangan, ferosiliciu, ferotitan, ferocrom), aluminiu, grafit.

Componenţi de aliere Feroaliaje Fluidifianţi Sărurile şi oxizii metalelor alcalino-pământoase, bioxid de titan,

fluorină. Gazeifianţi Substanţe organice: amidon, dextrină, celuloză, rumeguş.

Substanţe minerale: carbonaţi de calciu, magneziu şi bariu. Lianţi Silicaţi lichizi de potasiu şi sodiu, dextrină. Plastifianţi Bentonită, dextrină, amidon, ciment etc. Componenţi de adaos Pulbere de fier, pulbere de nichel.

Substanţele care formează învelişul unei anumite mărci de electrozi conferă cusăturii sudate

proprietăţi caracteristice, datorită faptului că ele influenţează direct procesele de oxidare şi

dezoxidare din baia de metal topit la sudare.

În conformitate cu STAS 7240-79, electrozii obişnuiţi pot avea învelişul: acid, bazic,

celulozic, oxidant, rutilic, titanic sau cu alt caracter. Acest standard precizează compoziţia

învelişului şi dă indicaţii de utilizare pentru fiecare tip de înveliş.

Menţionăm că electrozii bazici, utilizaţi de regulă la sudarea otelurilor cu peste

0,2 ... 0,25%C, se folosesc numai în curent continuu cu polaritate inversă, iar toate celelalte tipuri

de electrozi se folosesc fie în curent alternativ, fie în curent continuu cu polaritate preferenţial

directă.

Electrozii bazici trebuie preîncălziţi la 200 ... 250 °C înainte de utilizare, deoarece au

învelişul higroscopic, ceea ce conduce la pericolul introducerii în cusătură a hidrogenului, iar acesta

micşorează rezilienţa cusăturilor sudate.

Conform STAS 7240-79, electrozii pentru sudarea manuală cu arc electric se notează

simbolizat, spre exemplu astfel :

E.50.24.13 / R.m.1.1

În această marcă, E reprezintă simbolul general al electrozilor, iar numerele şi literele indică

în ordine, următoarele elemente: rezistenţa la rupere a metalului depus - 50 daN/mm2; alungirea

specifică la ruperea acestuia – 24 %; rezilienţa metalului depus - 13 daJ/cm2; înveliş rutilic - R;

având grosime medie - m; poziţii de sudare posibile - simbol 1 (indiferent); utilizabil fie în curent

continuu, indiferent de polaritate, fie în curent alternativ - simbol 1.

În cazul general, se mai pot întâlni următoarele elemente simbolizate: - grosimea învelişului,

în funcţie de raportul între diametrul electrodului învelit (D) şi diametrul vergelei (d), se

simbolizează prin următoarele litere:

s - înveliş subţire, cu raportul D/d ≤ max. 1,4;

m - înveliş mediu, cu raportul D/d = 1,4 ... 1,55;

g - înveliş gros, cu raportul D/d = 1,55 ... 1,7;

fg - foarte gros, cu raportul D/d ≥ peste 1,7;

- poziţiile de sudare în care poate fi utilizat electrodul se simbolizează în felul următor:

1 - toate poziţiile (indiferent);

2 - toate poziţiile, exceptând poziţia verticală de sus în jos;

3 - poziţia orizontală, orizontală în jgheab şi uşor înclinată;

4 - orizontală şi orizontală în jgheab;

- caracterul curentului de sudare se simbolizează astfel:

1 - curent continuu sau alternativ;

2 - curent continuu, în mod obligatoriu;

- caracteristicile tehnice speciale ale electrozilor pentru sudarea oţelurilor carbon şi slab aliate se

simbolizează prin următoarele litere, adăugate la sfârşitul simbolului:

H - electrozi cu conţinut redus de hidrogen;

P - electrozi cu pătrundere adâncă;

Fe - electrozi care conţin pulbere de fier, minimum 150%. Pentru sudarea oţelurilor carbon

uzuale se recomandă alegerea mărcilor de electrozi metalici înveliţi, conform tabelului 5.2.

Tabelul 5.2

Recomandări pentru alegerea electrozilor

Nr.

crt. Marca metalului de bază Tipul electrodului recomandat

1

2

3

4

5

6

7

OL 32

OL 34

OLT 35; OLC 10

OL 37

OL 42

OL 44

OL 52

E.44.22.9/T.g.2.1

E.44.22.9/C.m.1.1

E.42.26.13/B.g.2.2

E.44.22.9/T.g.2.1

E. 42.26.13/B.g.2.2

E. 50.24.13/B.g.2.2

E 52.22.13/B.g.2.2

Alegerea diametrului şi a lungimii electrodului se face în funcţie de grosimea tablelor de

sudat şi intensitatea curentului utilizat. Indicaţiile referitoare la acestea sunt notate de producătorul

electrozilor pe cutiile de ambalaj ale acestora.

5.5.3. Pregătirea pieselor în vederea sudării.

Această categorie de lucrări cuprinde următoarele operaţii: prelucrarea marginilor pieselor

de sudat, curăţirea acestora de oxizi şi grăsimi, asamblarea pieselor într-o poziţie corectă, eventual

preîncălzirea pieselor sau deformarea prealabilă a acestora în zona ce va fi influenţată termic, în

vederea compensării deformaţiilor ce vor rezulta în urma procesului tehnologic de sudare.

De cele mai multe ori, la sudarea oţelurilor cu puţin carbon, pregătirea pieselor în vederea

sudării cuprinde numai o parte a operaţiilor enumerate mai sus. În scopul obţinerii unor cusături de

calitate, marginile tablelor se prelucrează, dându-li-se o formă corespunzătoare alcătuirii rostului, în

funcţie de grosimea lor şi de tipul îmbinării sudate. Prelucrarea se face conform STAS 662-62. În

figura 5.7 se prezintă elementele principale ale unor rosturi utilizate la sudarea cu electrozi înveliţi.

Fig. 5.7. Exemple de rosturi ale pieselor ce urmează a se suda.

5.5.3.1. Poziţia de sudare

La sudarea prin topire există unele dificultăţi în transferul metalului topit de pe electrod spre

piesă, dacă rostul cusăturii nu este astfel plasat faţă de arcul electric, încât acest transfer să fie

favorizat de forţele de gravitaţie. Acest fenomen a determinat necesitatea standardizării poziţiilor de

sudare, definite în STAS 7365-74 prin intermediul unor parametri unghiulari, care exprimă atât

înclinarea longitudinală a cusăturii ce se realizează la un moment dat, cât şi înclinarea planului

median al băii de metal topit fală de verticală. În figura 5.8 se prezintă unele poziţii particulare de

sudare, rezultate din prevederile acestui standard.

Fig. 5.8. Principalele poziţii de sudare

Cel mai mare grad de dificultate la sudare îl prezintă sudarea pe plafon. Pentru realizarea

acestor suduri, cât şi a celor verticale, în cornişă sau înclinate, sunt necesare măsuri tehnologice

speciale, care să conducă la micşorarea volumului băii de metal topit existent la un moment dat şi la

scăderea fluidităţii acestuia, în vederea prevenirii fenomenelor de scurgere a băii sub influenţa

forţelor de gravitaţie.

5.5.3.2. Sudabilitatea materialelor metalice

Prin sudabilitate se înţelege proprietatea tehnologică a unui material metalic de a se putea

suda printr-un procedeu uzual de sudare, astfel încât îmbinarea să corespundă condiţiilor impuse de

exploatare.

Ca şi alte proprietăţi tehnologice, sudabilitatea este o noţiune relativă, fiind condiţionată de

o serie de factori ca :

- metalul de bază (compoziţie chimică, proprietăţi, structură, prelucrări anterioare);

- procedeul de sudare aplicat şi tehnica sudării (tratament preliminar şi final, regimul de sudare,

succesiunea depunerii straturilor de metal etc.);

- configuraţia şi dimensiunile ansamblului sudat şi a cusăturilor pe ansamblu.

Dată fiind multitudinea de factori care influenţează sudabilitatea este normal să nu existe o

metodă unică, cantitativă, de apreciere a sudabilităţii. Din acelaşi motiv sudabilitatea nu se exprimă

prin valori numerice bine determinate, ci prin calificative obţinute pe baza unor indici realizaţi în

urma unor încercări de sudabilitate.

Astfel, oţelurile se pot grupa în funcţie de sudabilitatea lor, aşa cum se arată în tabelul 5.3,

reprodus după STAS 7194-65.

Tabelul 5.3

Gruparea oţelurilor după stabilitate

Gruparea oţelurilor din

punctul de vedere al

sudabilităţii

Calificativul

sudabilităţii

Garantarea

sudabilităţii

Observaţii

a Bună

necondiţionată

da Oţeluri cu sudabilitate bună

garantată fără condiţii speciale.

I

b Bună condiţionată da Oţeluri cu sudabilitate garantată

cu condiţia respectării unor

măsuri stabilite în prealabil.

II Posibilă nu Oţeluri cu care se pot obţine

îmbinări sudate de calitate

corespunzătoare. Condiţiile de

sudare le stabileşte beneficiarul.

III Necorespunzătoare nu Oţeluri nerecomandate pentru

construcţii sudate, cu care în

mod normal nu se obţin îmbinări

sudate de bună calitate.

Pentru aprecierea sudabilităţii diferitelor categorii de materiale există prescripţii şi criterii de

apreciere care diferă de la ţară la ţară. Institutul Internaţional pentru Sudare (I.I.S.), recomandă

peste 120 de metode de apreciere a sudabilităţii.

5.5.3.3. Gruparea oţelurilor după sudabilitate

Încercarea sudabilităţii se poate face prin două mari grupe de metode: directe şi indirecte.

Metodele directe se diferenţiază după scopul urmărit, în următoarele grupe:

- încercări de sudabilitate tehnologică, care evidenţiază posibilităţile de realizare a

asamblării prin diferite procedee;

- încercări de sudabilitate metalurgică sau locală, prin care se pun în evidenţă transformările

fizico-chimice ale metalului de bază sub influenţa ciclului termic ce are loc la sudare;

- încercări de sudabilitate constructivă sau globală, care pun în evidenţă proprietăţile de

ansamblu ale structurilor sudate, reflectând în special sensibilitatea la fisurare a unei anumite

structuri sudate executată dintr-un anumit metal de bază.

Metodele indirecte de studiu permit aprecierea sudabilităţii metalelor pornind de la studiul

compoziţiei chimice a acestora.

Pentru oţeluri, care sunt materialele cele mai frecvent supuse sudării, în general,

sudabilitatea scade odată cu creşterea conţinutului de carbon. Ţinând seamă că şi celelalte elemente

aflate în compoziţia chimică a oţelului influenţează într-un sens sau altul sudabilitatea, influenţa lor

se raportează la cea a carbonului, prin intermediul unei relaţii empirice de forma:

s0024,015Ni%

13Cu%

5Cr%

40M%

2P%C%Ce% ++++++= (5.2)

în care : Ce este conţinutul de carbon echivalent iar s - grosimea materialului de sudat, în mm.

Dacă se consideră indicele de sudabilitate într-o scară oarecare de la 1 la 10, comportarea la

sudare a oţelurilor în funcţie de carbonul echivalent este ilustrată în figura 5.9. O sudabilitate bună

este asigurată pentru un Ce < 0,4 ... 0,5 %. Cu măsuri tehnologice speciale se pot suda şi oţeluri cu

Ce > 1%. În construcţiile sudate însă, se evită utilizarea oţelurilor cu un conţinut de carbon ridicat.

Pentru a se obţine rezistenţe ridicate se preferă utilizarea unor oţeluri aliate cu un procent mic de

carbon ( ≤ 0,25%), majorând conţinutul în elemente de aliere.

- În cazul fontelor sudabilitatea este în general nesatisfăcătoare. Cu măsurile speciale pentru

evitarea albirii în timpul răcirii (preîncălzirea pieselor, alierea băii de sudare cu elemente

grafitizante), este posibilă sudarea fontelor cenuşii, a celor cu grafit nodular şi a celor maleabile.

- În cazul materialelor metalice neferoase sudabilitatea este condiţionată de anumite proprietăţi

specifice acestor materiale. Astfel, cuprul se sudează bine dacă nu conţine O2 mai mult de 0,004%

şi dacă se iau măsuri pentru evitarea pierderilor mari de căldură, datorate conductibilităţii termice

foarte bune.

Măsuri similare trebuie adoptate şi în cazul sudării aluminiului şi aliajelor sale, în plus

sudabilitatea este redusă din cauza tendinţei puternice de oxidare la temperaturi ridicate.

Alama se sudează greu din cauza zincului care este uşor oxidabil, iar bronzul are influenţe

asupra sudabilităţii oţelului din cauza segregaţiei puternice.

Fig. 5.9. Influenţa compoziţiei chimice

La materialele cu sudabilitate scăzută, cu cât energia introdusă în unitatea de timp în

unitatea de bază în procesul sudării este mai mare, cu atât creşte şi pericolul măririi zonei de

supraîncălzire a marginilor pieselor de sudat, ca şi pericolul apariţiei unor tensiuni interne

remanente periculoase sau a unor deformaţii termice mari, ca urmare a echilibrării reciproce a

tensiunilor interne.

Energia introdusă în unitatea de timp într-o anumită zonă a pieselor de sudat variază direct

proporţional cu puterea consumată la sudare şi cu randamentul transferului de căldură de la sursa de

căldură spre metalul de bază şi invers proporţional cu viteza de sudare.

La procedeele de sudare electrică se defineşte, în acest sens, o mărime denumită energie

liniară El:

S

Sal v

IU36E ⋅⋅= (5.3)

în care η reprezintă randamentul transferului căldurii spre metalul de bază, variind la diferite

procedee de sudare cu are electric, între 0,6 şi 0,95.

În relaţia (5.3) tensiunea Ua se introduce în V, curentul de sudare IS în A, iar viteza de

sudare vS în m/oră.

Energia liniară şi randamentul termic au valori particulare specifice atât procedeelor de

sudare utilizate, cât şi condiţiilor concrete în care se face sudarea.

Din relaţia (5.3) şi conform celor arătate anterior, rezultă că la sudarea materialelor cu

sudabilitate scăzută, este în general necesară folosirea unor energii liniare cât mai mici concretizate

în sudarea cu arc scurt, cu curenţi mici şi deci şi cu electrozi subţiri, deci în mai multe treceri (la

sudarea pieselor groase) şi cu viteze de sudare cât mai mari.

5.5.4. Modul operator la sudarea cu electrozi înveliţi

După fixarea în poziţia dorită a tablelor de sudat, pregătite în prealabil, sudorul echipat

corespunzător, ţine (de obicei) în mâna stângă masca de protecţie, iar în dreapta portelectrodul în

care a fixat un electrod şi loveşte uşor piesa de sudat cu capătul liber al electrodului. Apoi acest

capăt este îndepărtat la o distanţă faţă de piesă, egală aproximativ cu diametrul electrodului, căutând

să menţină cât mai constantă această distanţă, în tot timpul lucrului.

Întrucât arcul electric formează la capătul electrodului un crater, rezultat din topirea mai

rapidă a metalului electrodului faţă de arderea iniţială a învelişului acestuia, de cele mai multe ori

menţinerea la o lungime optimă a arcului se face prin rezemarea uşoară a învelişului electrodului pe

metalul de bază.

La sudarea tablelor în poziţie orizontală electrodul trebuie să fie în permanentă înclinat în

direcţia de sudare, cu un unghi de 15...30° faţă de verticală, variabil în funcţie de forma cusăturii

prescrisă în desen şi de grosimea tablelor şi a învelişului electrodului.

Odată cu înaintarea în lungul cusăturii (cu viteza de sudare vs) şi cu compensarea topirii

capătului electrodului (cu viteza va), electrodul se şi pendulează uneori transversal pe direcţia de

sudare, cu viteza vP Forma acestor pendulări depinde de gradul de încălzire pe care vrem să-1 dam

uneia sau ambelor piese de sudat, mai ales în cazul sudării tablelor groase.

Poziţia şi deplasările electrodului sunt prezente în figura 10, a. În figura 5.10, b se dau

câteva traiectorii ale pendulărilor cele mai uzuale utilizate pentru încălzirea suplimentară a ambelor

sau, mai ales, a uneia din tablele de sudat.

Calitatea sudurii executate depinde într-o foarte mare măsură de execuţia uniformă şi

sincronizată a celor trei mişcări prezentate în figură.

În linii mari, amorsarea arcului de sudare este similară (ca tehnică operatorie) cu aprinderea

unui chibrit, iar tehnica mânuirii electrodului, la sudarea în poziţie orizontală, este similară cu

tehnica scrisului.

Evident, există diferenţe esenţiale în ceea ce priveşte masele obiectivelor manevrate în

aceste scopuri, în ceea ce priveşte traiectoriile imprimate acestora şi în ceea ce priveşte vitezele de

mişcare.

Fig. 5.10. Modul operator la sudarea cu electrozi înveliţi bară

Sudarea în poziţie verticală se poate executa de sus în jos sau de jos în sus, în ambele cazuri

electrodul făcând un unghi de 40 ... 50° cu verticala, aşa cum rezultă din figura 5.11.

Fig. 5.11. Poziţia şi deplasarea electrodului la sudarea pe verticală

La sudarea cusăturilor orizontale pe perete vertical, trebuie evitată încălzirea excesivă a

marginii piesei inferioare, ceea ce ar conduce la apariţia pericolului scurgerii băii. Arcul se

amorsează pe piesa inferioară, iar apoi este condus pe cea superioară unde se menţine până la

scurgerea picăturii de metal topit (fig. 5.12).

Fig. 5.12. Deplasarea arcului electric la sudarea orizontală pe perete vertical.

În cazul sudării pe plafon, arcul se menţine foarte scurt, executându-se mânuiri rapide ale

electrodului, pentru amorsarea şi susţinerea unei băi de sudare cât mai mici în volum (fig. 5.13).

Pentru executarea cusăturilor suficient de lungi se recomandă fixarea la capete a tablelor între ele,

cu ajutorul unor plăcuţe sudate. Întrucât la amorsarea şi stingerea arcului se produc cratere, se

recomandă ca acestea să se execute pe plăcuţele de fixare reciprocă a pieselor de sudat.

Fig. 5.13. Deplasarea arcului electric la sudarea pe plafon.

Fig. 5.14. Deplasarea arcului la sudarea în pas de pelerin

Fig. 5.15. Deplasarea arcului la sudarea în salturi

În cazul amorsării arcului în continuarea unei cusături efectuate anterior, se recomandă

reamorsarea lui cu 15 ...20 mm înainte de locul întreruperii. Pentru micşorarea craterelor de la

întreruperea arcului, electrodul trebuie ridicat cât mai lent.

Pentru micşorarea deformaţiilor termice ale pieselor se recomandă sudarea cusăturilor

relativ lungi prin realizarea sectorului Sv "în pas de pelerin" sau "în salturi", prezentate în figurile

5.14 şi 5.15.

În acelaşi scop, sudarea tablelor groase din oţeluri cu sudabilitate scăzută se realizează din

cât mai multe treceri succesive, depunându-se la fiecare trecere câte un rând sau strat, cât mai

subţire, astfel încât să se inducă în structura sudată tensiuni termice cât mai mici.

După fiecare întrerupere a arcului se lasă un interval de timp pentru solidificarea zgurii,

după care sudura se ciocăneşte cu ciocanul special şi apoi se curăţă cu peria de sârmă.

5.5.5. Stabilirea parametrilor regimului de sudare

Stabilirea regimului de sudare constă în alegerea tipului şi a diametrului electrodului, a

felului, polarităţii, intensităţii şi tensiunii curentului ca şi a vitezei de sudare.

a. Tipul electrodului se alege dintre mărcile standardizate, în funcţie de calitatea materialului de

bază, poziţia de sudare şi condiţiile generale de lucru (tipul sursei de curent disponibile, locul unde

se desfăşoară lucrarea, condiţiile de depozitare şi uscare etc.) în conformitate cu cele prezentate în

subcapitolul 5.5.2. Marca electrodului precizează caracteristicile mecanice ale metalului

electrodului depus în cusătură, eventualele elemente de aliere ale acestuia, ca şi caracterul

învelişului. Caracteristicile mecanice ale metalului depus sunt obligatoriu înscrise pe cutia de

ambalaj a electrozilor. Pe ambalaj mai sunt date şi unele indicaţii de utilizare a electrozilor

respectivi, privind tipul curentului, polaritatea acestuia, intensitatea în funcţie de grosimea ma-

terialului de bază şi altele.

De obicei diametrul se alege pe baza grosimii materialului de sudat (tabelul 5.4).

Tabelul 5.4

Alegerea diametrului electrozilor la sudarea manuală cu are electric descoperit

Grosimea materialului

de bază în mm

1…2 2…4 4…6 6…8 peste 8

d electrod,

în mm

2 2,5; 3,25 3,25; 4 4; 5 5; 6

b. Stabilirea valorii curentului de sudare se face corelat cu alegerea diametrului electrodului,

în funcţie de grosimea metalului de bază supus sudării.

De obicei, pentru sudarea oţelurilor cu conţinut mic de carbon, se folosesc relaţiile empirice:

]A[ CCd40I pSS ⋅⋅⋅= (5.4)

sau :

pSS CC)5d(d)5...4(I ⋅⋅+⋅⋅= (5.5)

În aceste relaţii, IS reprezintă intensitatea curentului de sudare, d - diametrul sârmei

electrodului (mm), CS este un factor de corecţie ce ţine cont de corelaţia dintre grosimea tablei s şi

diametrul sârmei electrodului d, iar CP este un factor ce ţine cont de poziţia de sudare.

Dacă se execută cusături la care 1,5 d ≤ s ≤ 3 d, se utilizează valoarea CS = 1.

La sudarea pe table verticale relaţia de mai sus se micşorează cu 10...15 %, prin introducerea

unui coeficient de corecţie CP = 0,9 ... 0,85, iar la sudarea pe plafon cu 15 ... 20 %, prin acordarea

valorii corective CP = 0,85 ...0,8.

Există şi alte metode şi relaţii de calcul al intensităţii curentului de sudare. Pentru toate

cazurile, rezultă în sârma electrodului, având secţiunea Ae, densităţi de curent:

]/[ 30...8 2mmAAI

Ie

S == (5.6)

Valorile orientative ale curentului recomandat pentru fiecare marcă şi dimensiune de

electrozi sunt indicate, de regulă, de producători pe cutiile în care sunt ambalaţi electrozii la livrare.

Orice valoare a curentului de sudare implică o anumită tensiune a arcului, stabilită în fiecare

moment prin intermediul caracteristicii externe a sursei de curent şi a lungimii momentane a

arcului.

c. Alegerea polarităţii se face ţinând cont că polul pozitiv se încălzeşte mai tare decât cel

negativ. De aceea, polaritatea directă se va utiliza de obicei la sudarea tablelor groase, iar polaritatea

inversă la sudarea tablelor subţiri, cu electrozi relativ, groşi, sau la sudarea cu electrozi bazici a

oţelurilor cu conţinut mai mare de carbon sau de impurităţi.

La stabilirea polarităţii se va ţine cont, în mod obligatoriu, de indicaţiile date de

producătorul electrozilor utilizaţi, înscrise pe cutiile de ambalaj ale electrozilor.

d. Alegerea vitezei de sudare se face astfel încât forma şi dimensiunile secţiunii transversale

a cusăturii să corespundă cu cele prescrise, iar productivitatea sudării să fie maximă.

Forma secţiunii transversale a cusăturii (fig. 5.16) trebuie să respecte anumite condiţii, atât

în ceea ce priveşte lăţimea cusăturii B sau înălţimea acesteia H, cât şi în ceea ce priveşte raportul Cf,

denumit coeficient de formă:

HBCf = (5.7)

Fig. 5.16. Dimensiunile secţiunii transversale a sudurii

În caz contrar, rezistenţa structurii sudate poate fi periclitată.

Corelarea corectă a parametrilor regimului de sudare şi constanţa lor sunt foarte importante

pentru realizarea unei cusături fără defecte de structură sau de natură geometrică.

Se constată că geometria secţiunii transversale a sudurii (fig. 5.16) este influenţată de

valorile parametrilor regimului de sudare, astfel :

- lăţimea B a sudurii creşte odată cu creşterea tensiunii arcului şi scade odată cu creşterea

vitezei de sudare ;

- adâncimea de pătrundere h, supraînălţarea h1 şi deci şi înălţimea cusăturii H cresc odată cu

creşterea intensităţii curentului şi scad odată cu creşterea tensiunii şi a vitezei de sudare.

La sudarea oţelurilor de construcţie având conţinut mic de carbon, energia liniară calculată

cu relaţia (5.3) trebuie să aibă valorile orientative :

El = 7.000 . . . 11.000 J/cm la folosirea electrozilor cu diametrul d = 3,25 mm,

El = 9.000 . . . 13.000 J/cm pentru d = 4 mm,

El = 11.000 ... 18.000 J/cm pentru d = 5 mm, şi

El = 13.000 ... 20.000 J/cm pentru d = 6 mm.

Corelarea corectă a intensităţii cu diametrul şi tipul electrodului, cu poziţia de sudare şi cu

polaritatea au implicaţii şi în ceea ce priveşte eficacitatea transferului de metal de la electrod spre

piesă, deci în ceea ce priveşte randamentul sudării şi al folosirii energiei consumate la sudare.

Cantitatea ml de metal topit de arcul electric este direct proporţională cu intensitatea IS a

curentului de sudare şi cu timpul de menţinere al arcului, t :

]g[ tICm Sll ⋅⋅= (5.8)

În condiţiile exprimării curentului de sudare în A şi a timpului de sudare în ore, coeficientul

de proporţionalitate Ct din relaţia (5.8) se exprimă în g/A·oră şi se numeşte coeficient de topire al

metalului la sudare.

De multe ori interesează numai masa netă a electrodului topit în arcul electric. Pentru aceste

cazuri se ia în consideraţie un coeficient de topire al electrodului Ct;

tICm Sll ⋅⋅= (5.9)

Metalul topit din electrod este înglobat în cusătura sudată. Masa metalului depus md este, de

asemenea, proporţională cu timpul şi cu intensitatea curentului de sudare:

(5.10)

rezultând un coeficient de topire al metalului la sudare C

]g[ tICm Sdd ⋅⋅=

d, astfel încât:

]hA/g[ tI

mCS

dd ⋅

⋅= (5.11)

În general, la sudarea cu arc electric se poate considera că există relaţiile:

(5.12)

(5.13)

Diferenţele dintre masa electrodului topit şi masa metalului depus constituie pierderi

prin stropiri, prin vaporizare sau prin componente evacuate în zgură.

lte C)85,0...6,0(C ⋅=

ted C)99,0...85,0(C ⋅=

Din relaţia (5.13) rezultă că pierderile de metal au valorile ψ = 1 … 15% din totalul

metalului de adaos topit, întrucât:

[%] 100)mm(100)CC( detdld ⋅−=⋅−=ψ (5.14)

La sudarea cu electrozi înveliţi pierderile sunt maxime în cazul folosirii unor curenţi de

sudare mari şi, mai ales, la realizarea cusăturilor de poziţie.

5.5.6. Dezavantajele procedeului şi metode de combatere a acestora

Sudarea manuală cu arc electric prezintă dezavantajul unei productivităţi scăzute, mai ales în

cazul sudării tablelor groase, când sunt necesare mai multe treceri.

Pe lângă aceasta, calitatea scăzută a cusăturii sudate şi dependenţa ei de calificarea,

conştiinciozitatea şi starea muncitorului, sunt alte dezavantaje, la care se adaugă un coeficient mare

de pierderi de metal prin stropi, în cazul utilizării curenţilor mari, din dorinţa creşterii productivităţii

sudării.

Pentru combaterea acestor dezavantaje ale sudării clasice cu electrozi înveliţi, în cazurile în

care este posibil, se apelează fie la utilizarea procedeului de sudare automată sub strat de flux sau în

mediu protector de gaze, fie la variante semiautomate de sudare cu electrozi înveliţi, aşa cum este

de exemplu sudarea cu electrod culcat (fig. 5.17).

Fig. 5.17. Sudarea cu electrod culcat :

1 - piesele de sudat ; 2 - electrod ; 3 - placă de cupru răcită cu apă.

5.6. Sudarea cu arc electric sub strat de flux

5.6.1. Modul operator la sudarea sub flux

Sudarea cu arc electric sub strat de flux se caracterizează prin următoarele elemente

(fig. 5. 18):

- arcul electric este acoperit de un material fuzibil granular, denumit flux pentru sudare şi

având compoziţii chimice asemănătoare cu cele ale învelişului electrozilor folosiţi la sudarea

manuală cu arc ;

- electrodul este continuu, fiind practic, o sârmă-electrod, înfăşurată sub formă de colac, care

este pusă în mişcare de avans de către un mecanism cu role, ce o obligă să treacă printr-o bucşă de

contact electric cu circuitul de sudare;

- deplasarea relativă a arcului faţă de piesele de sudat (în lungul cusăturii) se realizează, de

regulă automat şi uneori manual, astfel că sudarea se poate face automat, respectiv semiautomat,

folosindu-se în acest scop un cap de sudare automată (respectiv semiautomată) pentru sudarea sub

strat de flux;

- nu se utilizează mişcări de pendulare a arcului ( 0vP = ).

Fig. 5.18. Modul operator la sudarea sub flux:

1 - sârma-electrod; 2 - capul de sudare sub flux; 3 - caseta sârmei-electrod;

4 - role pentru realizarea mişcării de avans, având viteza va ; 5 - bucşa de contact electric ;

6 – rezervor (buncăr) cu flux ; 7 – metalul de bază ; 8 - sursa de curent pentru sudare.

Fig. 5.19. Formarea cusăturii sudate sub flux

Modul de realizare a cusăturii sudate este prezentat în figura 5.19. Arcul electric 1 topeşte

simultan metalul de bază 2, sârma-electrod 3 şi o parte din fluxul 4. Se formează o bulă de gaze 5,

străbătută de particulele metalului topit. Acestea realizează o baie lichidă 6, acoperită de zgura 7, ce

provine atât din topirea fluxului, cât şi din reacţiile de dezoxidare din baia de metal topit, similare

cu cele ce au loc la elaborarea oţelului în cuptoare cu arc electric.

Prin solidificarea treptată a băii 6 se formează cusătura sudată 8, acoperită de un strat de

zgură solidificată 9. Baia de metal topit este susţinută şi protejată, la rădăcină, de o garnitură

metalică 10, executată din cupru sau oţel.

5.6.2. Sisteme de reglare a lungimii arcului.

Pentru realizarea unei cusături de calitate, la sudarea sub flux este necesară asigurarea unei

constanţe cât mai mari a lungimii arcului electric. În funcţie de lungimea arcului variază tensiunea

de sudare, iar în funcţie de aceasta variază intensitatea curentului de sudare. Variaţiile în timp ale

curentului de sudare se traduc imediat în variaţii ale cantităţii de metal topit în unitatea de timp, deci

în variaţii ale formei şi dimensiunilor secţiunii transversale a cusăturii realizate.

Există două tipuri principale de instalaţii, în funcţie de sistemul de reglare a lungimii

constante a arcului, astfel:

- instalaţiile de sudare automată cu viteză de avans constantă (fig. 5.20, a) realizează avansarea

sârmei cu ajutorul unui motor electric asincron (având turaţie constantă) MEA, prin intermediul

unui reductor de turaţie R şi al unor roţi dinţate de schimb RS. La o modificare a lungimii arcului l,

de exemplu la creşterea ei de la l1 la l2, (fig. 5.20 b), se produce următoarea serie de interacţiuni

între aceasta şi tensiunea de sudare Ua, curentul de sudare IS, căldura degajată în arc Q şi viteza de

topire a sârmei vT.

l Ua IS Q vT l şi invers.

Se obţine aşadar un efect invers al fenomenului iniţial, în sensul că dacă lungimea arcului a

crescut la un moment dat, prin autoreglare ea revine rapid la valoarea iniţială. Pentru a se obţine un

efect de autoreglare cât mai rapid, se folosesc surse de curent cu caracteristică externă cu pantă mai

mică, astfel încât pentru o anumită valoare a lungimii arcului să corespundă o valoare mare a

variaţiei de intensitate ΔI.

Fig. 5.20. Reglarea automată a lungimii arcului, cu viteza constantă a sârmei :

a - componenţa instalaţiei; M.E.A. - motor electric asincron; R - reductor; R.S. - roţi de schimb

(interschimbabile) ; l - lungimea arcului ; b - variaţia vitezei de topire a sârmei vT,

corelată cu lungimea arcului t şi cu viteza de avans va.

- Instalaţiile de sudare automată cu viteză de avans variabilă realizează avansarea sârmei cu ajutorul

unui motor electric de curent continuu MCC, (cu turaţie variabilă), alimentat de un generator de

curent continuu GCC, care are o înfăşurare de excitaţie IE legată în paralel cu arcul electric

(fig. 5.21). Turaţia motorului MCC este variabilă în funcţie de valoarea tensiunii la bornele

înfăşurării de excitaţie, deci, variaţiile lungimii arcului sunt percepute de această înfăşurare ca

variaţii de tensiune şi transformator în variaţii de viteză de avans, care restabilesc lungimea arcului,

după schema:

l Ua va l şi invers.

Pentru a obţine o sensibilitate mare a sistemului de reglare se folosesc surse de curent pentru

sudare având caracteristică externă cu pantă mare, astfel încât pentru o anumită variaţie a lungimii

arcului să corespundă o variaţie cât mal mare a tensiunii arcului ΔU.

5.6.3. Materiale utilizate la sudarea sub strat de flux.

Fig. 5.21. Schema reglării automate a lungimii arcului folosind viteza de avans variabilă

Sârma-electrod utilizată la sudarea oţelurilor se fabrică din oţel carbon sau slab aliat, având

conţinut mic de carbon şi fiind cuprată în vederea îmbunătăţirii contactului electric în circuitul de

sudare. Ea este standardizată prin STAS 1126-80 în mai multe mărci comerciale.

Fluxul este un amestec granular de substanţe naturale, prelucrate industrial sau în condiţii de

laborator, conţinând în esenţă substanţele minerale întâlnite în compoziţia electrozilor: MnO,

CaCO3, CaF2, FeO, Fe2O3, Al2O3, MgO, TiO2, ca şi eventuale elemente de aliere şi de adaos.

Fluxul are un rol foarte important asupra caracterului acid sau bazic al proceselor

metalurgice din baia de sudare. Acest caracter este determinat, mai ales, de compoziţia chimică a

fluxului, ce poate fi: acidă, neutră sau bazică. De aici rezultă o anumită capacitate de dezoxidare a

băii, cât şi o anumită capacitate de eliminare în zgură a impurităţilor.

Cel mai des se folosesc două feluri de fluxuri, deosebite prin modul de fabricare: fluxurile

topite şi fluxurile aglomerate. Primele au o răspândire mai largă în industrie. Ele au culoare brună în

diverse nuanţe şi aspect sticlos, fabricându-se pe baza topirii împreună a componentelor şi a

granulării amestecului solidificat, după răcire. Fluxurile ceramice se produc de obicei în cantităţi

mici prin amestecarea mecanică a componentelor măcinate în prealabil, prăjirea fără topire a

amestecului şi granularea lui, la fel ca şi în cazul aglomerării minereurilor. În procesul de fabricare

li se pot adăuga în compoziţie elementele de aliere dorite. Fluxurile ceramice au culoarea

cenuşiu-deschis, cu aspect mat.

În cazul sudării oţelurilor aliate, pentru compensarea pierderilor de elemente de aliere prin

ardere, între tipul fluxului şi cel al sârmei folosite există o legătură directă şi anume :

- dacă se sudează cu flux topit, sârma este aliată;

- dacă se sudează cu flux ceramic, conţinând elemente de aliere, sârma este din oţel carbon.

Tabelul 5.5

Indicaţii privind alegerea cuplului sârmă-flux

Nr.

crt.

Tipul oţelului Tipul sârmei Tipul fluxului Observaţii

1 Oţel carbon sau slab, cu

sudabilitate bună

necondiţionată (de ex.

marca OLC 10).

Oţel carbon sau oţel slab

aliat cu Mn (de ex. marca

S 10 Mn 2)

Flux acid, neutru,

bazic (de ex.

marca FSM 37)

-

2 Oţel carbon sau slab

aliat, cu sudabilitate

bună condiţionată (de

ex. marca OCS 58)

Oţel carbon sau slab

aliat, cu sudabilitate bună

condiţionată (de ex.

marca S 10 Mn 1 Ni 1)

Flux neutru sau

bazic (de ex.

marca FB 20).

Se recomandă la

sudarea tablelor

groase în mai

multe straturi.

3 Oţeluri carbon sau

aliate (inclusiv oţeluri

de scule) cu sudabilitate

scăzută.

Oţel aliat (de ex. marca S

40 Cr Mn 1 Si 1)

Flux bazic (de ex.

marca FB 10)

Sudarea sub flux

nerecomandată.

Se preferă

sudarea în mediu

protector de gaze,

în straturi subţiri.

În tabelul 5.5 se dau unele indicaţii privind alegerea cuplului sârmă flux pentru sudarea

câtorva mărci de oţeluri.

5.6.4. Particularităţi tehnologice.

Pregătirea marginilor pieselor de sudat se practică la sudarea manuală cu arc electric dar

diferă faţă de aceea care se practică la sudarea manuală cu arc electric descoperit, în sensul că la

prelucrarea lor se ţine seama că pătrunderea este mult mai mare datorită posibilităţii utilizării

curenţilor mai mari, astfel că rosturile au unghiuri mai mici, de regulă cuprinse între 35° şi 55°, iar

rosturile în I se utilizează în mod frecvent la grosimi de table de peste 10 ... 11 mm.

De cele mai multe ori se utilizează sudarea pe o singură parte, dintr-o singură trecere, ceea

ce asigură obţinerea unei productivităţi foarte ridicate în comparaţie cu sudarea manuală.

În plus, se obţin importante economii de material de bază şi de adaos, datorită necesităţii

umplerii unor rosturi cu secţiuni transversale relativ mici faţă de grosimea tablelor de sudat, ca şi

datorită pierderilor neglijabile prin stropi. În schimb, piesele trebuie poziţionate foarte precis, de

regulă cu ajutorul unor dispozitive, astfel încât să fie diminuate la limită orice denivelări ale

marginilor.

Pentru protecţia rădăcinii cusăturilor şi pentru susţinerea băii de metal topit pe partea opusă

aceleia în care arde arcul electric se plasează anticipat fie garnituri (fig. 5.19, şi fig. 5.22, c), fie

perne de flux (fig. 5.22, a şi b).

Fig. 5.22. Realizarea protecţiei rădăcinii cusăturilor sudate :

1 - piesele de sudat ; 2 - flux ; 3 - profile ; 4 - tub flexibil ; 5 - garnitură din oţel sau cupru.

Îmbinările realizate prin sudare automată sub strat de flux sunt îmbinări cap la cap sau în

unghi, situate în plan orizontal. Volumul relativ mare al băii de metal topit nu permite realizarea

unor cusături cu o înclinaţie mai mare de 10°. O excepţie o face realizarea unor suduri circulare în

plan vertical, lucrare întâlnită frecvent la sudarea virolelor şi capacelor recipienţilor cilindrici

utilizaţi în industria chimică sau la construcţia vagoanelor cisternă (fig. 5.23). Întrucât de obicei

tablele au grosimi relativ mari, se face o sudare pe ambele părţi, cu pregătire în X.

5.6.5. Stabilirea parametrilor regimului de sudare

Alegerea parametrilor regimului de lucru la sudarea automată sub strat de flux are o

importanţă deosebită în obţinerea unei calităţi superioare a îmbinării sudate. După alegerea lor,

parametrii se verifică, de obicei prin încercări de laborator.

Fig. 5.23 Sudarea recipienţilor din tablă :

a - recipient ; b - schema sudării ; 1 – virolă ; 2 - capace ; 3 - suduri circulare ; 4 - role de antrenare.

a. Cuplul sârma-flux. Sârma electrod şi fluxul se aleg dintre mărcile şi dimensiunile de

fabricaţie uzuale, în conformitate cu cele precizate la subcapitolul 5.4.3. De obicei, compoziţia

chimică este asemănătoare cu cea a materialului de bază, dar stabilită astfel ca rezistenţa cusăturii să

fie cel puţin egală cu cea a metalului de bază. Diametrul se alege în funcţie de grosimea pieselor de

îmbinat, conform tabelului 5.6.

Tabelul 5.6

Alegerea diametrului sârmei-electrod la sudarea automată sub strat ce flux

Grosimea tablei

s, în mm. 2 … 4 4 … 10 6 … 14 14 … 20 Observaţii

2 3 4 5 La sudarea cu regimuri normale Diametrul sârmei-

electrod, în mm. 3 4 5 6 La sudura cu regimuri dure

b. Înălţimea straturilor de metal depus. De cele mai multe ori sudarea se face dintr-o

singură trecere, sau din două treceri, pe o parte sau pe ambele părţi.

Înălţimea HS a fiecărui strat se calculează astfel (fig. 5.24 a).

- pentru sudarea dintr-o parte:

]mm[ sKHS ⋅= (5.15)

în care :

K = 1,05 ... 1,1 pentru sudarea pe pernă de flux sau garnitură de cupru;

K = 0,75 ... 0,9 pentru sudarea fără pernă;

Fig. 5.24. Stabilirea regimului de sudare :

a - elementele geometrice ale secţiunii cusăturii; b - alegerea curentului de sudare corelat

cu diametrul sârmei-electrod; c - alegerea curentului de sudare corelat cu

diametrul sârmei şi viteza de topire a acesteia.

- pentru sudarea din ambele părţi :

]mm[ )3...2(2sHS += (5.16)

c. Intensitatea curentului de sudare IS se poate stabili ştiind că pentru fiecare 1 mm

pătrundere sunt necesari circa (70 ... 80) amperi :

]A[ H)80...70(I SS = (5.17)

Intensitatea curentului de sudare se corelează cu diametrul sârmei-electrod, folosind

diagrama din figura 5.24 b, sau diagramele din figura 5.24 c, în care se prezintă variaţiile reciproce

ale curentului de sudare, diametrului sârmei-electrod şi vitezei de topire a sârmei. Se recomandă

intensităţi care asigură densităţi de curent în sârma-electrod de 50÷100A/mm2.

Coeficientul de formă CF, al secţiunii transversale a cusăturii sudate variază invers

proporţional faţă de intensitate.

d. Viteza de avans a sârmei este aproximativ egală cu viteza de topire a acesteia şi se poate

alege din diagrama prezentată în figura 5.24, c. Ea influenţează adâncimea de pătrundere şi este în

legătură strânsă cu tensiunea de sudare. În momentele când viteza de avans a sârmei este mai mică

decât viteza de topire, lungimea arcului creşte şi invers (v. subcapitolul 5.4.2.).

e. Tensiunea arcului, corelată cu viteza de topire a sârmei, permite controlarea stabilităţii

arcului electric. Totodată ea influenţează asupra adâncimii de pătrundere, care are o variaţie în sens

contrar cu tensiunea arcului.

De obicei, la stabilirea tensiunii de sudare sub flux Ua, se utilizează relaţia:

]V[ I02,022U Sa ⋅+= (5.18)

Creşterea tensiunii de sudare conduce la scăderea pătrunderii şi la creşterea cantităţii de flux

topit, însoţită de o uşoară lăţire a cusăturii.

f. Viteza de sudare influenţează direct asupra productivităţii sudării, ca şi asupra formei

cusăturii sudate. Cu cât viteza de sudare este mai mică lăţimea cusăturii este mai mare.

Viteza de sudare influenţează şi adâncimea de pătrundere, mai ales pentru valori până la

40 m/oră; în prima jumătate a intervalului pătrunderea creşte cu 5 ... 6 %, iar de la 20 la 40 m/h

pătrunderea scade cu 5 ... 6 %.

Uzual, pentru sudarea tablelor cu grosimi de 2 ... 8 mm se folosesc viteze de sudare cuprinse

între 50 şi 25 m/oră, iar pentru table de 8...40 mm se folosesc viteze de sudare de circa

25 ... 15 m/oră.

Cu cât grosimea tablelor creşte, cu atât viteza de sudare scade, avându-se în vederea

asigurării unei anumite energii degajate pe unitatea de lungime şi astfel, să se asigure o anumită

pătrundere, înălţime şi lăţime a cusăturii sudate.

Pe baza acestor considerente, se ajunge la noţiunea de energie liniară E dată de relaţia (5.3),

în care randamentul transferului de căldură spre metalul de bază η = 0,85 ... 0,9.

Această energie trebuie să aibă următoarele valori: 30.000 ... 40.000 J/cm pentru oţeluri

carbon, 20.000 ... 30.000 J/cm pentru oţeluri slab aliate şi 15.000 ... 20.000 J/cm pentru oţeluri

sensibile la fisurare (cu mult carbon sau cu elemente de aliere ce măresc călibilitatea).

În cazul în care energia liniară calculată nu se încadrează în limitele prescrise, trebuie

modificaţi în mod corespunzător parametrii regimului de sudare.

Fig. 5.25. încărcarea prin sudare cu bandă-electrod :

M - motor electric ; R - reductor ; C - cuplaj ; R.A - roţi de acţionare ; BE - bandă-electrod ;

SCS - sursa de curent pentru sudare ; vS – viteza de sudare : va - viteza de avans a benzii.

5.6.6. Procedee de sudare sub flux, cu productivitate mărită.

Dintre aceste procedee remarcăm următoarele :

- sudarea cu bandă-electrod prezentată în figura 5.25 se utilizează, mai ales, ca procedeu de

încărcare prin sudare, în scopul obţinerii unor piese placate cu straturi superficiale din materiale

speciale sau în scopul recondiţionării unor suprafeţe uzate ale pieselor. Banda este laminată la rece,

la secţiuni de 50x0,5 mm sau 25x0,5 mm.

Uneori se folosesc două benzi, dintre care numai una joacă şi rol de electrod în arcul

electric:

- sudarea cu mai multe arce (fig. 5.26). În scopul măririi productivităţii sudării se pot utiliza mai

multe arce simultane, lucrându-se după una din următoarele scheme: cu arce separate (a), cu arce

lucrând în aceeaşi cavitate în serie – (b) sau independente – (c), sau cu arce gemene (d).

Fig. 5.26. Sudarea cu mai multe sârme-electrod :

a - sudarea cu arcuri separate ; b - sudarea cu sârme (cu arcuri) în serie ; c - sudarea cu arcuri

independente in aceeaşi baie; d - sudarea cu arcuri gemene; S, S1, S2 - surse de curent ;

MB - metalul de bază ; vS - viteza de sudare ; va1, va2 - vitezele de avans ale sârmelor.

5.6.7. Sudarea semiautomată sub flux.

Modul operator al sudării semiautomate sub flux este dat în figura 5.27, a.

Sudarea semiautomată sub flux se foloseşte la cusături de lungimi mai mici, în locuri greu

accesibile sau cu traiectorii curbe. Se folosesc sârme cu diametrul de 1,2; 1,6; 2 mm şi densităţi

mari de curent, rezultând curenţi de sudare IS = 350 ... 600 A. Se pot realiza îmbinări cap la cap sau

în unghi. În general, pentru a se uşura observarea zonei de formare a cusăturii se utilizează "sudarea

spre înapoi", cu ajutorul unui cap semiautomat de sudare sub flux, dirijat de sudor cu viteza de

sudare Sv . Sârma-electrod este împinsă spre capul de sudare printr-un tub flexibil multifuncţional,

având construcţia dată în figura 5.27, b.

Fig. 5.27. Sudarea semiautomată sub flux :

a - tehnica operatorie ; b - tubul flexibil multifuncţional ; MB - metalul de bază :

MA - metalul de adaos ; RF - rezervor de flux ; M - mâner de dirijare ;

CM - cablu multifuncţional ; K - întrerupătorul mişcării de avans ;

va - viteza de avans ; v - viteza de sudare ; 1 - sârma-electrod; 2 - are elicoidal; 3 - izolaţie;

4 - conductoarele circuitului de sudare; 5 - conductoarele circuitului de comandă

a mişcării de avans; 6 - izolaţia exterioară.

Procedeul prezintă dezavantajul imposibilităţii observării directe a băii de metal topit, în

condiţiile neasigurării unei viteze de avans constante, ceea ce poate duce la apariţia unor defecte în

cusătura sudată.

5.6.8. Sudarea sub flux pe verticală

Rezolvarea acestei probleme se face prin măsuri cu totul speciale, privind susţinerea băii de

sudare si a fluxului, cu ajutorul unor garnituri metalice şi al unor role, care îmbracă de jur împrejur

rostul, în momentul sudării.

În figura 5.28 se prezintă alte soluţii ale acestei probleme: utilizarea unei sârme tubulare, din

bandă îndoită, conţinând flux la interior (a) sau folosirea unui flux magnetic metalo-ceramic (b),

care se magnetizează şi se strânge în jurul sârmei-electrod, la trecerea prin aceasta a curentului de

sudare. Aceste fluxuri se topesc şi în cea mai mare parte ard în arcul electric asigurând practic

protecţia arcului prin intermediul gazelor rezultate din ardere.

Sudarea sub strat de flux se aplică pe o scară foarte largă în producţia de serie a structurilor

sudate din table groase, mai ales la lungimi relativ mari ale cusăturilor. Ea foloseşte instalaţii relativ

scumpe, dar care asigură o calitate foarte bună a sudurii şi o productivitate, în unele cazuri, de peste

10 ori mai mari decât cea a sudării manuale cu electrozi înveliţi, la preţuri avantajoase.

Fig. 5.28. Materiale speciale pentru sudarea sub flux :

a - sârmă-electrod tubulară cu flux în interior ; b - sârmă acoperită local cu flux magnetic;

1 - sârma; 2 - fluxul.

Fig. 5.29. Schema sudării cu hidrogen atomic.

Fig. 30. Schema sudării cu arc electric în mediu de CO2

5.7. Sudarea cu arc electric în mediu protector de gaze

5.7.1. Clasificare

Aceste procedee utilizează energia termică a unui arc electric ce arde într-o atmosferă

gazoasă protectoare, care împiedică pătrunderea în cusătură a oxigenului şi azotului.

În acest scop se folosesc fie gaze active (H2, CH4, CO2), fie gaze inerte (Ar, Ne). Gazele

sunt trimise cu suprapresiune în jurul arcului electric.

În funcţie de felul gazului protector folosit şi al materialului electrodului (fuzibil sau

nefuzibil), rezultă următoarea clasificare a procedeelor de sudare cu are electric în mediu protector

de gaze :

- în gaze active

- sudare cu electrod fuzibil - în gaze inerte (şi amestecuri)

- cu hidrogen atomic

- sudare cu electrod nefuzibil - în gaze inerte (şi amestecuri)

5.7.1.1. Sudarea cu hidrogen atomic (arc-atom).

Se foloseşte ca gaz protector hidrogenul ce protejează un arc electric cu acţiune indirectă

produs între doi electrozi din wolfram 1 (fig. 5.29).

Pentru alimentarea arcului se foloseşte curentul alternativ cu tensiune mare (220 ... 300 V la

amorsare şi 30 ... 120 V în timpul sudării) şi intensitate relativ mică: 10 ... 70 A.

Din cauza tensiunilor ridicate de lucru şi a costului ridicat al gazului şi instalaţiei, folosirea

procedeului este limitată, utilizându-se relativ rar; la sudarea sau repararea unor piese din aliaje

neferoase sau oţeluri bogat aliate.

5.7.1.2. Sudarea cu arc electric în mediu protector, cu electrod fuzibil

Gazele protectoare folosite pot fi: bioxidul de carbon sau argonul.

a. Sudarea cu arc electric în mediu de bioxid de carbon. Procedeul, cunoscut şi sub denumirea

de procedeu MAG (Metal Activ Gas) foloseşte schema de principiu din figura 5.30. Arcul electric

cu acţiune directă, produs între sârma-electrod 1 şi metalul pieselor 2, este protejat de către bioxidul

de carbon ce iese din ajutajul 3. Sudarea se realizează în curent continuu cu polaritate inversă.

La temperatura înaltă atinsă în arcul electric bioxidul de carbon se disociază altfel:

2CO CO + ½ O2 (5.19)

Oxigenul atomic rezultat din disocierea bioxidului de carbon are o puternică acţiune

oxidantă asupra elementelor componente ale materialului sudat. În baia de metal topit se vor

produce pe lângă reacţiile de oxidare şi reacţii de reducere a oxizilor formaţi. Compuşii rezultaţi pot

ieşi în aer (CO) sau trec în zgură (MnO, SiO2). Întrucât în cazul oţelurilor siliciul şi manganul

participă intens la aceste reacţii, consumându-se, este necesar ca sârma folosită să fie aliată cu

aceste elemente.

Sudarea în mediu protector de CO, se aplică oţelurilor carbon sau slab aliate.

Procedeul prezintă ca principale avantaje: productivitate ridicată, cost scăzut al bioxidului de

carbon, posibilitatea executării sudurilor de poziţie, vizibilitatea arcului electric etc. Principalul

dezavantaj al procedeului îl constituie posibilitatea apariţiei defectelor de sudare.

De cele mai multe ori, procedeul se foloseşte în varianta semiautomată. În acest caz sârma-

electrod este atât trasă cât şi împinsă (de nişte role acţionate de turbine cu aer comprimat), printr-un

tub flexibil multifuncţional (fig. 5.31).

Fig. 5.31. Sudarea cu electrod metalic, în gaze protectoare (procedeele MIG şi MAG) :

a - modul operator ; MB - metalul de bază ; SE - sârma-electrod ; CSE - caseta sârmei-electrod ;

GP - gazul de protecţie ; BC - bucşa de contact electric ; RA - role de acţionare ;

Sv - viteza de sudare ; av - viteza de avans a sârmei ; pv - viteza de pendulare (folosită eventual) ;

b - tubul multifuncţional : 1 - înveliş exterior ; 2 - cablu de sudare, multifilar, tubular ;

3 - tub flexibil izolant ; 4 - sârma-electrod.

Sârma folosită frecvent are diametre mici şi este antrenată în mişcare de avans cu viteză

constantă, stabilită astfel încât viteza de topire să fie egală cu viteza de avans.

Valorile curentului de sudare sunt relativ mari. Raportate la secţiunile mici ale sârmei ele

conduc la densităţi mari de curent, ceea ce implică arderea arcului în zona crescătoare a

caracteristicii lui statice. În aceste condiţii este avantajoasă folosirea unor surse de curent cu

caracteristica externă rigidă sau chiar uşor urcătoare, avantajul derivând din considerente similare

celor prezentate în capitolul 5.5.2 şi figura 5.6.

Cu cât sârma-electrod este mai subţire, cu atât efectul de autoreglare a stabilităţii lungimii

arcului este mai pronunţat.

Modul de transfer al metalului de adaos. Transferul particulelor de metal de adaos de la

sârmă la baia de metal topit se face în 3 moduri diferite: cu transfer fin, cu arc scurt sau cu curent

pulsator.

Procedeul de sudare cu transfer fin foloseşte un arc relativ lung, şi curenţi mari. Metalul

topit este transferat din capătul sârmei electrod către baia de sudare, sub formă de picături fine, fără

a se scurtcircuita arcul electric:

- Aspectul sudurii depinde de intensitatea curentului, care stabileşte numărul de picături formate

în unitatea de timp. Se obţin depuneri suficient de uniforme, cu condiţia ca numărul de picături

să fie de cel puţin 20/sec.

- Densitatea mare de curent face ca baia de sudură să aibă secţiune mare, ceea ce limitează folo-

sirea procedeului la sudarea în plan orizontal sau cel mult uşor înclinat, iar pătrunderea mare

implică, uneori, necesitatea utilizării unor sisteme de susţinere a băii.

Ca urmare, folosirea practică a sudării cu transfer fin este limitată la executarea îmbinărilor

în unghi (baia e susţinută de însăşi piesele sudate) sau la realizarea unor îmbinări cap la cap, la care

rădăcina a fost sudată cu o altă metodă.

Sudarea cu arc scurt. În acest caz, arcul electric este menţinut scurt, în mod voit. Picătura

ce se formează în capătul sârmei-electrod intră în contact cu baia de metal topit. Se produce astfel

un scurtcircuit, care impune generatorului debitarea unui curent cu intensitate sporită, al cărui efect

e concretizat în tăierea punţii metalice de legătură a picăturii cu sârma. Apoi ciclul se repetă.

Tensiunea optimă este 15 ... 20 V. Frecvenţa picăturilor este cu atât mai mare, cu cât sârma este mai

subţire. Întrucât se lucrează cu curenţi relativ mici, metoda se aplică cu succes la sudarea iniţială a

rădăcinii.

Trecerea de la regimul de lucru cu arc scurt la cel cu transfer fin se realizează, de regulă, la

un curent de circa 175 ... 300 A, în funcţie de diametrul sârmei şi la tensiuni de sudare de 20...25 V,

după cum rezultă din figura 5.32.

Fig. 5.32. Transferul metalului de adaos spre cusătură :

a - corelaţia cu valorile curenţilor şi tensiunilor de sudare;

b - corelaţia cu viteza de avans, curentul de sudare şi diametrul sârmei-electrod.

Acest prag se numeşte "curent critic". Curentul critic este mai mic pentru diametre de sârmă

mici şi creşte odată cu creşterea acestuia, până la valorile maxime indicate. Curentul critic este

dependent de gazul protector folosit.

Sudarea cu arc pulsator. La acest procedeu se foloseşte un curent ce alimentează arcul în

mod permanent, favorizând topirea extremităţii electrodului, dar fără să fie capabil să realizeze o

tăiere sistematică şi regulată a picăturilor, ca urmare a câmpului său electro-dinamic. Desprinderea

picăturilor este încredinţată unui al doilea curent, lansat în intervale regulate şi capabil de a realiza

separarea picăturilor. Se creează posibilitatea de a interveni în frecvenţa picăturilor, care este

stabilită de frecvenţa impulsurilor curentului pulsant. Acest procedeu realizează o mărire artificială

a frecvenţei de formare a picăturilor, fără a se ajunge la stingerea arcului, cum se întâmplă uneori în

cazul precedent. Procedeul poate fi folosit la sudarea materialelor subţiri, orizontale şi de poziţie,

fiind evident necesară o sursă de curent specială.

b. Procedeul MIG. Tehnica operatorie folosită la procedeul MIG (Metal Inert Gas) este

identică cu cea a procedeului MAG (v. fig. 5.31), cu deosebirea că gazul de protecţie utilizat cel mai

des este argonul. El oferă o bună protecţie a arcului, favorizând transferul metalului sub formă de

particule foarte fine, într-un arc electric foarte concentrat din punct de vedere termic, care

favorizează o pătrundere mare numai pe o lăţime mică a băii. Lăţirea zonei de pătrundere se poate

realiza prin adăugarea de circa 5 % O2 în amestec cu argonul, concomitent cu folosirea unor sârme

conţinând cantităţi mai mari de dezoxidanţi (Si sau Mn).

Argonul asigură productivităţi mari ale depunerii metalului de adaos, permiţând, în acelaşi

timp, obţinerea unor cusături netede şi uniforme. Procedeul se aplică frecvent la sudarea oţelurilor

aliate şi inoxidabile, ca şi la sudarea metalelor neferoase (Cu, Al, Ni etc.) şi a aliajelor lor,

utilizându-se mai rar la sudarea otelurilor carbon (numai la cusături de poziţie şi la oţeluri cu

conţinut ridicat de carbon).

La sudarea oţelurilor carbon se poate adăuga până la 25% O2, iar la sudarea oţelurilor aliate

adaosul de oxigen poate fi până la 2%.

La sudarea aliajelor pe bază de Al, Mg, Ti şi Cu, care se oxidează uşor, este exclusă

folosirea oxigenului, iar argonul folosit trebuie să aibă o puritate foarte mare. În caz contrar se

produc defecte ale cusăturii sudate.

În unele ţări în loc de argon se foloseşte heliul extrăgându-se de regulă din zăcăminte,

asemenea gazului metan. Acesta conduce la lăţimi mai mari în profunzimea cusăturii sudate şi în

general, în Europa este mai rar şi mai scump decât argonul.

La sudarea în gaze inerte nu se formează zgură deasupra cusăturii sudate, ceea ce permite

observarea uşoară a procesului de sudare şi deci creşterea vitezelor de sudare. La rândul ei, aceasta

permite lucrul cu energii liniare mici, care determină aplicabilitatea procedeelor de sudare în gaze

inerte la realizarea structurilor sudate din materiale având chiar sudabilitate foarte scăzută.

c. Parametrii regimului de sudare prin procedeele MAG şi MIG sunt: procedeul de

transfer al metalului de adaos, intensitatea curentului de sudare, tensiunea arcului, viteza de avans a

sârmei şi diametrul acesteia, geometria secţiunii transversale a rostului, debitul de gaz de protecţie

şi compoziţia chimică a acestuia etc. Unele corelaţii ale acestora au fost prezentate în figura 5.32 iar

altele se prezintă în figura 5.33.

Sârmele cel mai des utilizate au diametrele: 0,8 ; 1 ; 1,2 ; 1,6 mm şi o compoziţie chimică

asemănătoare cu cea a metalului de bază, cu precizările menţionate anterior. Uneori dezoxidanţii se

plasează în interiorul sârmelor (v. fig. 5.28, a). Diametrul sârmelor obişnuite se alege proporţional

cu grosimea pieselor de sudat şi cu sudabilitatea metalului de bază.

Fig. 5.33. Corelaţia dintre curentul de sudare şi viteza de avans a sârmei :

a - în cazul procedeului MAG ; b - în cazul procedeului MIG.

Pentru procedeul MIG, intensitatea curentului de sudare se poate alege conform tabelului

5.7, iar valorile tensiunii de sudare se pot alege orientativ din tabelul 5.8.

Tabelul 5.7

Curentul de sudare

IS, în A de,

în mm transfer fin arc scurt

0,6

0,8

l,0

1,2

1,6

2,4

130

160

180

200

275

300

50

70

80

100

175

250

Tabelul 5.8

Valorile tensiunii de sudare U, [V]

Materialul de bază de = 1,6 mm

transfer fin

de = 0,9 mm

arc scurt

aluminiu

oţel carbon

oţeluri slab aliate

oteluri inoxidabile

25

28

28

26

19

17

17

18

Creşterea intensităţii determină mărirea adâncimii de pătrundere şi scăderea uşoară a lăţimii

cusăturii, iar creşterea tensiunii duce la o uşoară mărire a lăţimii sudurii.

În cazul materialelor cu sudabilitate scăzută (oţeluri inoxidabile, aliaje de aluminiu, aliaje de

cupru) se recomandă sudarea în mai multe treceri, cu viteze mari de sudare si diametre cât mai mici

ale sârmei-electrod.

Debitul de argon folosit variază între 0,7 şi 1,5 l/min.

Parametrii tehnologici la sudarea prin procedeul MAG se stabilesc astfel :

- Diametrul sârmei-electrod se alege astfel ca în cazurile când nu sunt probleme deosebite

legate de amorsarea şi menţinerea arcului, de scurgeri ale băii de metal topit, de sudabilitate etc., să

se folosească sârme groase, ce asigură productivităţi mari (la curenţi corespunzători), iar în cazul

invers al materialelor cu sudabilitate slabă, la cusături de poziţie etc.) să se folosească sârme cât mai

subţiri.

- Intensitatea curentului de sudare IS se alege în funcţie de diametrul sârmei-electrod, în

limitele indicate în tabelul 5.9 şi din figura 5.33, b.

Tabelul 5.9

Corelaţia între de şi Is

de, [mm] 0,8 1,0 1,2 1,6

Is, [A] 60 … 150 80 … 180 90 … 270 120 … 350

Valorile mici ale curentului la de = 0,8 . . . 1,0 mm sunt indicate mai ales la sudarea cu arc

scurt a tablelor subţiri. Prin creşterea curentului scurtcircuitările dispar, iar transferul se face prin

picături fine (la densităţi de curent I = 150 ... 200 A/mm2).

- Tensiunea Ua se stabileşte la valori cât mai mici, cu condiţia ca arcul să ardă stabil. Valori

orientative pentru tensiunea arcului sunt indicate în tabelul 5.10.

- viteza de sudare vs, dacă se lucrează în varianta semiautomată, este un parametru rezultant. În

cazul sudării automate (de exemplu prin prinderea capului de sudat pe un cărucior autopropulsat) se

pot folosi recomandările din tabelul 5.11.

- Debitul de gaz protector creşte odată cu grosimea metalului de bază şi se alege, orientativ, din

tabelul 5.12.

Tabelul 5.10

Alegerea tensiunii arcului Ua

s, [mm] de, [mm] Ua, [V]

2 16 … 18

2 … 8 0,6 … 1,2

17 … 25

2 … 8 1,6 … 2 34

Tabelul 5.11

Alegerea vitezei de sudare

de, [mm] vs [m/h]

0,8 … 1,2 5 … 26

1,6 … 2,0 12 … 40

1,6 … 2,0 12 … 40

Când sudarea are loc în locuri cu ventilaţie naturală sau forţată la locul de muncă, valorile

debitului de gaz se pot mări cu până la 500%.

- Viteza de avans a sârmei va se alege în funcţie de curentul de sudare şi de diametrul sârmei-

electrod conform diagramei din figura 5.33, b.

- Lungimea liberă a electrodului ll, adică distanţa dintre capătul patinei şi capătul sârmei,

influenţează atât procesul de transfer al metalului prin arcul electric, cât şi consumul de gaz

protector. În condiţiile înclinării optime a sârmei-electrod faţă de verticala 15 ... 20°, se pot folosi

valorile lungimii libere a electrodului date în tabelul 5.13.

Tabelul 5.12

Alegerea debitului de CO2

de, [mm] 'CO2Q [l/min]

0,8 … 1,2 6 … 10

1,6 … 2,0 10 … 20

Tabelul 5.13

Lungimea liberă a sârmei-electrod, ll [mm]

de 0,8 1 1,2 1,6 2

ll 6 … 10 7 … 12 8 … 14 12 … 18 14 … 22

Creşterea lungimii libere a electrodului conduce la topirea lui mai rapidă, deci la lungirea

arcului, impietând asupra randamentului termic şi de transfer al masei de metal în cusătură.

Procedeele MIG şi MAG se utilizează, în prezent, din ce în ce mai des, asigurând o mare

productivitate şi mai ales o calitate superioară a sudurii la materiale care se sudează dificil cu

electrozi înveliţi.

La cusături lungi, rectilinii sau circulare, procedeul se aplică de multe ori în varianta

complet automatizată.

d. Sudarea cu arc electric în mediu protector de gaze, cu electrod nefuzibil (WIG).

Acest procedeu se aplică de obicei manual, după o schemă de principiu prezentată în figura 5.34.

Fig. 5.34.Tehnica operatorie la procedeul WIG.

Arcul electric se realizează între metalul de bază MB şi un electrod nefuzibil EW, fabricat

de regulă din wolfram sau din wolfram-thoriat, de unde provine şi denumirea prescurtată a

procedeului (Wolfram Inert Gas). Electrodul şi respectiv metalul de bază, se racordează la cei doi

poli ai sursei de curent de sudare US. Arcul arde într-un jet de gaze protectoare GP, inerte MB (de

obicei argon, iar uneori heliu) sau în amestecuri de gaze aduse în ajutajul A, în jurul capătului

electrodului.

Metalul de adaos MA, sub forma unei vergele, de compoziţie compatibilă faţă de aceea a

metalului de bază, execută o mişcare având două componente:

1) este mişcarea de avans, fiind caracterizată de vectorul viteză de avans av iar

2) este mişcarea în direcţia de sudare, caracterizată prin vectorul viteză de sudare MASv .

Mişcarea de avans este alternativă (de coborâre urmată de ridicare), iar mişcarea în direcţia

de sudare este intermitentă. Ea se desfăşoară în 2 etape, corespunzătoare topirii picăturilor de metal

de adaos şi depunerilor pe marginile pieselor de sudat, topite şi ele treptat sub influenţa arcului

electric realizat de electrodul din wolfram EW, deplasat în direcţia de sudare. Mişcarea acestuia,

caracterizată de vectorul EWSv , precede mişcarea vergelei metalului de adaos, în scopul topirii unei

zone a marginilor rostului, înainte de depunerea picăturii de metal de adaos.

Procedeul WIG se utilizează, mai ales, în cazul sudării tablelor din oţeluri inoxidabile subţiri

şi în cel al sudării aliajelor de aluminiu, cupru, magneziu şi titan, înlocuind în prezent în mare

măsură în aceste domenii, sudarea cu electrozi înveliţi şi sudarea cu flacără oxigaz. Se foloseşte fie

curentul continuu, fie cel alternativ.

Avantaje maxime se obţin la folosirea polarităţii directe, când, electrodul se consumă cel

mai puţin, capătul liber al acestuia ia o formă conică, ascuţită, realizându-se mari concentrări ale

curentului de sudare şi ale energiei, ca şi coeficienţi de depunere maximi. La sudarea aluminiului şi

magneziului se foloseşte curentul alternativ. Gazul protector utilizat de regulă este argonul. Uneori

se folosesc amestecuri de gaze inerte şi active neoxidante (Ar + He, Ar + H2), pentru prevenirea

consumării electrodului.

Prevenirea sudării electrodului de metalul de bază, la amorsarea arcului electric, se face prin

utilizarea unei surse de curent speciale, având un generator de oscilaţii de înaltă frecvenţă, care sunt

induse în arcul electric de sudare.

Parametrii principali ai regimului de sudare sunt: intensitatea curentului de sudare, tensiunea

arcului, tipul rostului, viteza de sudare diametrul duzei pentru gaz, debitul de gaz protector,

diametrul electrodului de wolfram. În literatura de specialitate parametrii tehnologici recomandaţi

se prezintă în special tabelar, ca rezultate ale unor cercetări experimentale.

În tabelele 5.14 şi 5.15 se prezintă unele exemple de regimuri recomandate la sudarea

tablelor din oţel inoxidabil, respectiv din Al şi Cu.

Viteza de sudare la procedeul WIG este variabilă, între 5 şi 60 m/oră. Ea se alege cu atât mai

mare, cu cât pătrunderea şi aria secţiunii transversale a cusăturii trebuie să fie mai mici. Trebuie

avut în vedere faptul că valorile mari ale vitezelor de sudare implică energii liniare mici,

avantajoase din punctul de vedere al unor tensiuni interne mai mici. Acest aspect este deosebit de

important la sudarea materialelor cu sudabilitate scăzută.

Tabelul 5.14

Parametrii regimului de sudare WIG, pentru oţel inoxidabil

Dimensiunile rostului [mm] Tipul îmbinării şi

forma rostului

s b c r

d el

ectro

d [m

m]

D a

juta

j [m

m]

Deb

it de

gaz

[l/m

in]

Num

ă-ru

l stra

-turil

or

Inte

nsit.

cur

ent

[A]

Tens

. arc

[V

]

1 0 1 1,5 1,5 9 5 1 80 21

1,5 0 1 2,5 1,5 9 5 1 100 22

1 0 - - 1,5 9 5 1 70 … 75 20

1,5 0 - - 1,5 9 5 1 90 21

2 0 - - 2 9 6 2 110 … 112 21

100 21 2 0 - - 2 9 6 1

100 21

140 23 4 0,5 - - 3 13 6 2 135 23

Tabelul 5.15

Regimuri recomandate pentru sudarea aluminiului şi cuprului prin procedeul WIG

Dimensiunile rostului [mm]

Met

al d

e ba

ză

Tipul îmbinării şi forma

rostului s x° b c r

φ el

ectro

d [m

m]

φ aj

utaj

[mm

]

Deb

it ga

z [l

/min

]

Nr.

stra

turil

or

Inte

nsita

tea

cure

ntul

ui I s

[A]

Tens

iune

a ar

culu

i Ua [

V]

1 - 0 1 1,5 1,6 9 6 1 55 20

1,5 - 0 1,5 2 1,6 9 9 1 80 21

1,5 - 0 - - 3 9 6 1 80…82 22

Alu

min

iu

3 - 0 - - 3 9 6 1 150…155 23

1 150 23 3 - 0 - - 3 9 8

2 120 21

1 250 27 0 - 0 - - 4 13 12

2 80 25

1 195…200 22

8 60 1 1 - 4 13 13

2 200…300 24

1 - 0 1,3 1,3 1,3 9 6 1 80 20

1,3 - 0 - - 1,5 9 6 1 120 22

2 - 0 - - 2 9 6 1 155 25

1 200 25 3 - 0 - - 3 9 7

2 150 24

1 220 26

4 - 0 - - 4 13 8

2 190 25

Cup

ru

4 60 0 1 - 4 13 8 1 250 27

5.8. Sudarea cu plasmă

Acesta este un procedeu special de sudare, la care arcul electric arde strangulat şi alungit

într-un ajutaj prin care trece un anumit debit de plasmă termică, obţinută prin ionizarea în arcul

electric a unui gaz plasmagen. Dispozitivele utilizate în scopul realizării acestor condiţii se numesc

plasmatroane. Se disting două variante ale procedeului: sudarea cu jet de plasmă (denumită şi

sudare cu arc netransferat - fig. 5.35, b) şi sudarea cu arc de plasmă (numită şi sudare cu arc

transferat - fig. 5.35, a). Acest procedeu de sudare utilizează un arc electric întreţinut între un

electrod nefuzibil şi corpul ajutajului de strangulare. Arcul arde într-un mediu protector de gaze.

Fig. 5.35. Sudarea cu plasmă:

1 - piese ; 2 - electrod ; 3 - ajutaj ; 4 - disc ceramic.

Pentru sudare se utilizează de obicei jetul de plasmă, obţinut după schema din figura 5.35, b.

Sudarea se realizează cu metal de adaos - sârmă introdusă în baia de metal topit - sau, mai frecvent,

fără metal de adaos. Pentru a se asigura o protecţie eficientă a băii de metal topit se poate utiliza un

gaz. de protecţie (argon, hidrogen) trimis în jurul jetului de plasmă printr-an orificiu inelar al

ajutajului (fig. 5.35, c).

Se pot suda cu plasmă toate materialele sudabile prin procedeul WIG, cu avantajele create

de o viteză de sudare mai mare, grosimi mai mari ale pieselor sudate şi o pregătire a pieselor mult

mai puţin pretenţioasă. Modul operator al procedeului este, în general, similar cu cel al procedeului

WIG, descris anterior.

Atunci când sudarea cu plasmă se practică fără sârmă de adaos, cantitatea de metal

suplimentară necesară umplerii rostului pe întreaga lungime a cusăturii sudate, se aduce în aceste

cazuri din nişte plăcuţe de compensaţie, sudate la capetele îmbinării, unde altfel ar rămâne o zonă

nesudată.

Se disting două grupe de regimuri de folosire a plasmei: sudarea obişnuită cu plasmă şi

sudarea cu microplasmă. Pentru sudarea obişnuită cu jet de plasmă se foloseşte un curent de sudare

IS = 80 … 350 A, la tensiuni ele sudare US = 15 … 30 V. Debitele de gaz plasmagen sunt cuprinse

între 0,5 … 20 l/min iar debitele de gaz de focalizare variază în limitele 1,5 … l/min. Cel mai des

utilizat este argonul, iar uneori amestecuri de gaze: Ar + H2, Ar + He, Ar + N2.

La sudarea cu microplasmă, aplicată pieselor cu grosimi sub 1 mm, sub formă de tablă,

benzi sau sârmă, se utilizează curenţi de sudare foarte mici, variind între 0,4 … 10 A, la tensiuni de

sudare Ua de 20 … 30 V. Debitele de gaze plasmagene şi de protecţie sunt mici, variind între 0,2 şi

1 l/min. în tablele 5.16, 5.17 şi 5.18 se dau unele exemple de regimuri de sudare cu plasmă şi

microplasmă. Sudarea cu plasmă sau microplasmă este un procedeu scump, fiind rentabilă numai în

cazul îmbinării oţelurilor înalt aliate şi inoxidabile, având sudabilitate scăzută şi în cazul metalelor

cu afinitate mare faţă de oxigen (Al, Ti, Cu etc.).

Tabelul 5.16

Regimurile de sudare ale aluminiului cu plasmă

s,

[mm]

IS,

[A]

Ua,

[V]

vS,

[m/h]

Gaz plasmagen (Ar),

[l/min]

Gaz focalizare (Ar),

[l/min]

3 4 5 6 7 8

120 150 220 300 330 350

16 16 18 18 20 20

50 30 30 30 20 20

2 … 3 2 … 3 3 … 4 4 … 5 5 … 6 5 … 6

4 4 6 7 8 9

Tabelul 5.17

Regimuri de sudare cu microplasmă

Gaz de focalizare Aliaje

sudate

s,

[mm]

IS,

[A]

Ua,

[V]

Gaz plasmagen (Ar).

Debitul [l/min] Debitul,

[l/min]

Compoziţie

Oţel inoxidabil

9,75 0,5 0,25 0,12

10 8 6 2

30 30 30 30

0,3

0,73 0,60 0,52 0,50

Ar Ar + 4% H2 Ar + 3% H2Ar + 1% H2

Aliaje de titan

0,55 0,40 0,2 0,1

10 6 5 3

30

0,3

0,58

Ar + 75% H2Ar Ar Ar + 5% H2

Cupru 0,1 10 30 0,3 0,58 Ar + 5% H2

Tabelul 5.18

Regimuri de sudare cu microplasmă, în puncte, ale oţelului inoxidabil

Gaz de protecţie s,

[mm]

IS,

[A]

Ua,

[V]

Gaz plasmagen (Ar),

[l/min] l/min Compoziţie

Timp de

sudare, [s]

0,25

0,25

0,12

0,08

0,025

10

10

6

2

0,4

25

25

20

20

20

0,5

0,6

Ar + 3% H2

Ar

Ar + 2 % H2

Ar + 2 % H2

Ar

0,6

0,8

0,2

0,2

0,3

5.9. Sudarea prin topire sub baie de zgură

5.9.1 Schema de principiu şi modul operator

Acest procedeu foloseşte ca principală sursă de energie căldura degajată la trecerea

curentului electric prin zgura lichidă ce se formează la suprafaţa unei băi metalice de sudare.

Procedeul se aplică pe scară largă la sudarea pieselor de grosime mare (40 ... 500 mm) dintr-o

singură trecere, pe verticală, ca de exemplu la confecţionarea virolelor pentru tamburii cazanelor

mari de abur, a batiurilor maşinilor unelte grele şi oriunde este posibilă înlocuirea pieselor

complexe din oţel turnat sau forjat cu ansambluri sudate.

Schema de principiu a procedeului este dată de figura 5.36, a.

Cele două piese care se sudează sunt aşezate faţă în faţă, între ele lăsându-se un spaţiu de o

anumită mărime. Pentru formarea băii metalice de sudare, se aşează sub piesele sudate, în dreptul

rostului o placă de închidere, iar lateral se poziţionează două patine de cupru răcite forţat cu apă.

Sârma-electrod este condusă spre baia de sudare, printr-un tub de ghidare (ajutaj). Un pol al sursei

de curent se leagă la piesele de sudat, celălalt la sârma-electrod.

Fig. 5.36. Schema sudării electrice sub baie de zgură:

1 - piesele de sudat; 2 - sârmă-electrod; 3 - patine de cupru; 4 - placă de închidere a băii;

5 - sudură ; 6 - metal solidificat; 7 - metal lichid; 8 - zgură lichidă; 9 - viteza da sudare;

pv - viteza de pendulare a sârmei-electrod; av - viteza de avans a sârmei-electrod.

Amorsarea sudării începe prin aprinderea unui arc electric sub un strat de flux introdus

iniţial în spaţiul dintre piese şi patine. După formarea zgurii, rezultată din topirea fluxului, arcul se

stinge, circuitul de sudare închizându-se prin baia de zgură electroconductoare care vine în contact

cu electrodul.

Pe măsură ce electrodul se consumă, el este avansat în baia de zgură, contribuind împreună

cu metalul pieselor la formarea sudurii. Întrucât sudura se dezvoltă pe verticală, este necesar ca

patinele de cupru să se deplaseze pe verticală, menţinând în continuu baia de metal topit şi baia de

zgură.

Prin sudare sub baie de zgură se pot realiza şi suduri circulare (fig. 5.36, b). Întregul proces

este automatizat.

Pentru mărirea productivităţii sudării se pot utiliza următoarele soluţii :

- imprimarea unei mişcări transversale electrodului, pv ;

- folosirea simultană a mai multor sârme-electrozi ;

- folosirea unor electrozi de construcţie specială : benzi, ţevi etc. (fig. 5.36, c şi d).

În cazul folosirii electrozilor lamelari (fig. 5.36, c), aceştia coboară pe verticală cu viteza

av , fiind fixaţi la partea superioară în dispozitivul de avans. În cazul folosirii sistemului cu ajutaj

fuzibil (fig. 5.36, d), electrozii sunt sârme ce se deplasează cu viteza va prin nişte ţevi sau alte

elemente de ghidare, solidare cu nişte plăci fixe, constituind metal de adaos şi având rolul de a

micşora cantitatea de sârmă de sudare consumată pentru umplerea rostului îmbinării.

5.9.2. Stabilirea parametrilor regimului de sudare

Pentru sudarea obişnuită în baie de zgură (cu sârmă-electrod) se stabilesc următorii

parametrii ai regimului de sudare:

- Natura metalului de adaos se alege astfel încât compoziţia chimică a acestuia să fie apropiată de

cea a metalului de bază, iar rezistenţa de rupere să fie cu circa 10 % mai mare decât cea a metalului

de bază.

- Numărul sârmelor-electrod n, se alege conform tabelului 5.19, crescând odată cu grosimea s a

pieselor de sudat. Tot astfel, diametrul sârmei electrod variază crescător cu grosimea pieselor de

sudat, între 2,5 şi 12 mm.

Tabelul 5.19

Legătura dintre s şi n

Grosimea pieselor [mm] Numărul n, de electrozi utilizaţi

până la 50 50 … 500 150 … 300 300 … 800

1 2 3

4 … 12

Cel mai des se utilizează sârme cu diametrul de 3,25 şi 4 mm.

- Distanţa L între sârme se corelează cu alţi parametri, conform relaţiei:

)a2as(n1L 21 −+= [mm], (5.20)

în funcţie de grosimea pieselor s, numărul sârmelor electrod n, distanţa minimă (la pendulare), între

electrozi a1 şi distanţa între electrozii marginali şi patinele laterale a2.

La sudarea cu poziţii fixe ale sârmelor-electrod se consideră avantajoasă distanţa L având

valori de 50 … 60 mm, iar la sudarea cu pendulare se ia L = 100 … 150 mm.

- Lungimea liberă a sârmei-electrod (de la bucşa de contact, la baia de zgură) este în mod frecvent

de 60 … 80 mm, iar cu măsuri speciale ajunge până la 200 mm.

- Viteza de avans a sârmei-electrod, corelată pe baze experimentale cu diametrul acestuia şi cu

puterea sursei de curent de sudare, se stabileşte de regulă, la valori de 1,5 … 8 m/min.

- Tensiunea de sudare, debitată de regulă de o sursă cu caracteristică externă rigidă, este de

35 … 55V.

- Viteza de sudare vs se corelează cinematico-geometric cu viteza de avans a sârmei-electrod va, cu

diametrul acestuia, de şi cu aria A, a secţiunii transversale a rostului astfel:

lb4

dvAAvv

2e

ar

seas ⋅⋅

⋅π⋅=⋅= (5.21)

- unde Ase este aria secţiunii transversale a sârmei-electrod, iar b şi l sunt lăţimea şi respectiv

lungimea rostului.

Relaţia (5.21) are la bază egalitatea dintre cantitatea de metal topit din sârma-electrod în

unitatea de timp şi cantitatea de metal depus în rost, pierderile de metal fiind complet neglijabile.

În cazul folosirii ajutajelor fuzibile, aria rostului se calculează, excluzând din calcul aria

secţiunii transversale a ajutajului fuzibil, care uneori poate fi variabilă, în funcţie de configuraţia

pieselor de sudat.

- Densitatea de curent în sârma-electrod se alege la valori de 30 ... 100 A/mm2, conducând la

utilizarea unor valori medii ale curenţilor de sudare de circa 200 … 1000 A pentru fiecare sârmă-

electrod.

În mod frecvent se lucrează cu coeficienţi de topire de 30 ... 40 g/A⋅oră ajungându-se în

cazuri speciale până la 65 g/A ⋅ oră.

Dată fiind importanţa deosebită a pieselor la care este aplicabil procedeul sudării în baie de

zgură, este obligatorie verificarea experimentală prealabilă, în laborator, a regimurilor de sudare

stabilite prin calcul.

5.10. Sudarea prin topire cu flacără de gaze

Acest procedeu de sudare utilizează ca sursă de energie calorică o flacără produsă prin

arderea (de obicei în oxigen) a unui gaz combustibil cu putere calorifică ridicată, de exemplu:

acetilena, hidrogenul, propanul etc. Dintre acestea, cel mai des se utilizează acetilena, care are o

putere calorifică de circa 49.000 KJ/Nm3; mult mai mare decât a altor gaze (de exemplu: a

hidrogenului care este de circa 11.000 KJ/Nm3).

Flacăra oxiacetilenică. Arderea completă a acetilenei în oxigen se produce după reacţia

chimică

C2H2 + 2,5 O2 = 2CO2 +H2O + Q (5.22)

Dacă amestecăm volume egale de acetilenă şi oxigen, rezultă prin ardere, oxid de carbon şi

hidrogen, adică un amestec reducător de gaze ce încă mai poate arde:

C2H2 +O2 2CO + H2 + Q1 (5.23)

în funcţie de raportul volumic O2/C2H2 din flacăra oxiacetilenică, numit raport de combustie şi notat

de regulă prin K, se disting trei tipuri de flăcări: cea reducătoare sau carburantă, cu un raport mai

mic de 1,1, normală - cu raportul cuprins între 1,1 şi 1,2 şi oxidantă, având raportul mai mare de

1,2.

În flacăra oxiacetilenică de orice tip se disting următoarele zone caracteristice, conform

figurii 5.37.

Fig. 5.37. Flacăra oxiacetilenică

- Nucleul, în care are loc încălzirea treptată a amestecului de gaze până la temperatura de aprindere.

Într-un strat exterior subţire al nucleului se produce descompunerea parţială a acetilenei în hidrogen

şi carbon, cu formarea unor particule solide de carbon care, aflându-se la temperatură ridicată,

strălucesc conturând bine nucleul, care la interior are o culoare albastră.

- Zona reducătoare este zona arderii primare, în care se produce reacţia (5.23) de ardere a acetilenei,

pe baza oxigenului primit prin bec. Această zonă are o culoare albăstruie.

- Zona flăcării secundare, în care se produce arderea secundară a produselor rezultate din arderea

primară, pe baza oxigenului din aerul înconjurător. Această zonă are un caracter oxidant, deoarece

CO2 şi H20 la temperaturi ridicate pot oxida fierul. Culoarea flăcării secundare este

galbenă-roşiatică.

Zonele amintite mai sus sunt diferite ca mărime, în funcţie de tipul flăcării respective.

În figura 5.38 este reprezentată diagrama variaţiei temperaturii în lungul flăcării, rezultând

că temperatura maximă, de circa 3150°C se obţine în zona reducătoare, la 3 … 5 mm în faţa

nucleului. Rezultă de aici că pentru a folosi la maximum efectul termic al flăcării baia de metal topit

trebuie ţinută în această zonă a flăcării. Acest lucru este indicat şi sub aspectul utilizării capacităţii

reducătoare a acestei zone.

Utilajele postului de sudare cu flacără oxiacetilenică. Principalele utilaje necesare la sudarea cu

flacără sunt: sursele de acetilenă (generatoare sau butelii de acetilenă), sursele de oxigen,

reductoarele de presiune pentru cele două gaze folosite şi trusa cu arzătoare pentru sudarea cu

flacără de gaze.

Fig. 5.38. Variaţia temperaturii în lungul flăcării

Generatoarele de acetilenă produc acetilena la locul de sudare prin reacţia dintre carbura de calciu

(carbid) şi apă:

C2Ca + 2H2O → C2H2 + Ca(OH)2+Q2 (5.24)

Dintr-un kilogram de carbid se obţin circa 250 ... 300 1 acetilenă, funcţie de puritatea şi

granulaţia carbidului. Presiunea de lucru este cuprinsă între 100 şi 12 000 mm col. apă.

Butelia de acetilenă se utilizează când nu se dispune de generator de acetilenă sau când

există condiţii mai bune de aprovizionare cu acetilenă decât cu carbid.

Acetilena îmbuteliată, obţinută în instalaţii speciale de oxidare parţială cu oxigen a gazului

metan, are de obicei o puritate mai mare decât cea rezultată în generatoare, fapt care o indică pentru

folosirea la lucrările de sudare deosebite.

Butelia de oxigen asigură postul de sudare cu flacără de gaze, cu oxigenul necesar reacţiei

de ardere.

Reductoarele de presiune au rolul de a micşora presiunea gazelor care iau parte la reacţia de

ardere, de la presiunea înaltă la care se găsesc în butelii, până la presiunea de lucru, şi de a menţine

constantă această presiune.

Arzătorul pentru sudare cu flacără are rolul de a realiza amestecul carburant şi a dirija spre

îmbinare flacăra rezultată.

De obicei se folosesc arzătoare cu injector, de tipul celui prezentat principial în figura 5.39.

Fig. 5.39. Arzător pentru sudarea cu flacără oxi-gaz

O trusă de arzătoare conţine de obicei un corp şi 8 seturi de injectoare, şi subansamble

bec-conductă-cameră de amestec având dimensiuni cu atât mai mari, cu cât consumul de gaze este

mai mare (la sudarea unor table mai groase). Acestea sunt numerotate cu cifrele 0 ... 7.

Modul operator (fig. 5.40, a). Energia termică dezvoltată în flacăra oxi-gaz FOG topeşte

atât marginile pieselor de sudat MB, cât şi capătul sârmei de metal de adaos MA, numit în acest caz

sârmă de sudare, producând o aliere între acestea.

Fig. 5.40. Tehnica operatorie la sudarea oxi-gaz :

a - elementele modului operator ; b - tehnica sudării spre stânga ; c - tehnica sudării spre dreapta.

Pentru dirijarea energiei termice în diferite direcţii ale băii de metal topit becul arzătorului

BA execută o mişcare de pendulare pv , suprapusă peste viteza de sudare vs, cu care se deplasează

treptat atât arzătorul, cât şi metalul de adaos. Acestuia i se mai imprimă o mişcare de coborâre şi de

ridicare, succesiv, pe măsura necesităţii proceselor de topire şi solidificare ale băii de metal ce

realizează cusătura.

Datorită complexităţii acestor mişcări, asemănătoare celor de la procedeul WIG, sudarea

oxi-gaz este un procedeu aplicat manual.

Există două tehnici distincte pentru manevrarea arzătorului şi sârmei de sudare:

- pentru sudarea tablelor cu grosimi mai mici de 3 mm se utilizează sudarea spre stânga

(fig. 5.40, b), iar

- la sudarea tablelor cu grosimi mai mari, se utilizează metoda de sudare spre dreapta

(fig. 5.40, c).

Unghiurile de înclinare ale metalelor de adaos şi a arzătorului, ca şi traiectoriile mişcărilor

acestora se stabilesc de către sudor, în raport cu necesităţile dictate de evoluţia corelată a topirii

metalului de adaos şi a metalului de bază, dirijându-se uneori picăturile proaspăt depuse în baie, cu

ajutorul suflului flăcării.

Regimul de sudare şi măsuri tehnologice particulare. Principalii parametri ai regimului

de sudare oxi-acetilenică sunt: tipul flăcării, debitul orar de acetilenă (denumit uneori

impropriu "puterea flăcării"), diametrul sârmei de sudare d, viteza de sudare

22HCQ

sv .

Calculul lor se face conform tabelului 5.20, în funcţie de grosimea s a metalului de bază şi

de natura acestuia.

Tabelul 5.20

Parametrii regimului de sudare oxi-acetilenică

Parametrii Metal de bază Sudarea spre stânga Sudarea spre dreapta

Oţeluri (80 … 120)s (120 … 150)s 22HCQ , [l/h]

Aliaje de Cu (200 … 250)s (250 … 300)s

d, [mm] Toate S/2 + 1 s/2 + 2

vs, [m/h] Toate 12/s 15/s

La sudarea oţelurilor de construcţie moi se folosesc sârme din oţel moale cu conţinutul de

carbon mai mic de 0,1 %. La sudarea oţelurilor cu conţinut mai mare de carbon se folosesc sârme cu

0,25 ... 0,30 % C şi dezoxidanţi (Mn şi Si) în cantităţi sporite.

La sudarea oţelurilor de construcţie, cu conţinut mediu de carbon şi eventual slab aliate se

recomandă o preîncălzire a metalului de bază, pentru a nu produce în Z.I.T. o fragilizare prea mare,

prin creşterea grăunţilor de metal în condiţiile supraîncălzirii Z.I.T. datorate pierderilor mari de

căldură din zona sudării spre restul pieselor, când gradientul de temperatură este mare. Se

recomandă folosirea unei flăcări normale.

Sudarea oţelurilor cu conţinut mare de carbon se face cu flacără normală sau uşor

carburantă, folosindu-se o preîncălzire a metalului de bază la temperatura de 200 ... 250°C.

La sudarea fontei se foloseşte ca metal de adaos o tijă turnată din fontă cu 30 % C şi

dezoxidanţi. La sudarea cuprului se folosesc vergele de aliaj de cupru, conţinând fosfor (ca

dezoxidant) şi argint (1,5 ... 15 %). La sudarea alamei sârma de sudare conţine siliciu şi aluminiu ca

dezoxidanţi. La sudarea aluminiului se folosesc vergele de aliaj de aluminiu, conţinând siliciu până

la 5%.

La sudarea oţelurilor aliate, a fontei şi a metalelor neferoase, deoarece ele se oxidează

puternic, se folosesc în mod suplimentar fluxuri dezoxidante. Cele mai răspândite fluxuri sunt:

- pentru sudarea cuprului şi alamei: borax, acid boric, amestec între acestea sau un flux cu borax,

carbonat de potasiu şi clorură de sodiu, de exemplu : 70% borax (tetraborat de Na) + 10% acid boric

+ 20% NaCl;

- pentru sudarea fontei: borax sau amestec de borax, carbonat de sodiu şi de potasiu;

- pentru sudarea aluminiului şi a aliajelor sale : fluorură şi cloruri de sodiu, potasiu şi litiu, de

exemplu : 28% NaCl + 50% KCl + 14% LiCl + 8% NaF.

Conţinutul diferitelor substanţe în fluxuri diferă în funcţie de compoziţia aliajelor care se

sudează.

Aluminiul şi aliajele sale se degresează într-o soluţie apoasă de 3 … 5% NaOH şi

1 … 3% Na2SiO3, pe o lăţime de 30 … 40 mm de fiecare parte a rostului. Urmează o spălare cu apă

fierbinte şi o decapare într-o soluţie de 100% acid azotic, urmând iarăşi o spălare cu apă. În funcţie

de grosimea tablelor se face o preîncălzire la 300 ... 350°C, care ajută la micşorarea şocului termic

şi a gradientului de temperatură în timpul sudării. Pentru a împiedica răcirea pieselor în timpul

sudării ele se aşează pe materiale izolante termic (azbest sau cărămizi refractare), care împiedică

scurgerea prin conducţie a căldurii din metalul de bază. Flacăra de sudare trebuie să fie uşor

carburată (K = 0,95 ... 1), în vederea reducerii fenomenelor de oxidare, iar arzătoarele trebuie să nu

prezinte impurităţi sau urme de funingine şi să fie alese cu un număr mai mare cu o unitate decât

cele pentru sudarea unor oţeluri de aceeaşi grosime, deoarece pierderile de căldură prin conducţie şi

apoi prin convecţie şi radiaţie sunt mari.

Măsuri similare se iau şi la sudarea alamei. Tablele se decapează în soluţie apoasă de HNO3

10% şi apoi se spală cu apă fierbinte şi se usucă. Pentru a înlătura evaporarea zincului din baie,

sudarea se execută cu o flacără oxidantă (K = 1,3 … 1,4), iar distanţa dintre becul arzătorului şi

piesa de sudat trebuie să fie de 8 ... 10 mm. La suprafaţa băii se formează în acest caz o peliculă de

oxid de zinc, care este mai uşor şi mai greu volatil, împiedicând această evaporare. Debitul orar de

acetilenă folosit este mic, în acelaşi scop, fiind de circa 100 l/h.

Sudarea alamei se execută prin metoda de sudare spre stânga cu amplasarea sârmei de adaos

sub un unghi de 15 … 30° faţă de piesă. Arzătorul este condus, cât mai repede, sub un unghi de

70 … 80° faţă de orizontală şi fără pendulări transversale. Sudarea se execută cu amplasarea sârmei

de adaos în flacără, deasupra metalului topit. Ca material de adaos se foloseşte adesea alama de

lipit, de exemplu marca BCu48ZnAg 800-830. După sudare se execută ciocănirea sudurii la

temperatura de 500°C, pentru alamele cu mai puţin de 60% cupru şi la rece pentru alamele cu peste

600% cupru. După ciocănire se poate executa o recoacere la 600°C, urmată de o răcire lentă, pentru

obţinerea unei granulaţii fine şi pentru înlăturarea ecruisării produse prin ciocănire.

În general sudarea cu flacără are un caracter universal de aplicabilitate, însă în ultimul timp

domeniul ei de utilizare s-a restrâns la sudarea ţevilor şi fitingurilor în producţia de serie şi de

unicate, sudarea tablelor subţiri, lucrări de reparaţii, sudarea la cald a fontelor, sudarea în condiţiile

lipsei de energie electrică.

Principalele dezavantaje ale procedeului sunt: pătrunderea mică a cusăturii sudate, pierderile

mari de căldură, deformaţiile mari ale structurilor sudate şi productivitatea mică, provenind toate

din concentrarea relativ mică a sursei de căldură folosită.

În producţia de serie mare şi de masă există în prezent tendinţa înlocuirii acestui procedeu

prin sudarea cu procedeul WIG sau procedeul sudării cu plasmă sau cu microplasmă.

5.11. Sudarea prin aluminotermie

Acest procedeu, denumit şi sudarea cu termit sau sudarea prin turnare, utilizează energia

termochimică importantă, degajată, uneori în reacţie exotermă de înlocuire a unui metal din oxizii

săi, de către un altul, mai electronegativ.

Cel mai des se utilizează reacţiile exoterme de înlocuire a fierului din oxizi, de către

aluminiu, astfel :

Fe203 + 2A1 → Al2O3 + 2Fe + Q1 (5.25)

3Fe3O4 + 8Al → 4Al2O3 + 9Fe + Q2 (5.26)

Căldura degajată în urma reacţiilor ridică temperatura amestecului până la temperaturi de

peste 2.000 °C şi poate produce în acest caz topirea fierului, care poate fi introdus în această stare

într-o cavitate ce are ca pereţi laterali marginile unor piese de sudat. Fierul topit şi supraîncălzit

topeşte aceste margini şi se amestecă intim cu metalul de bază, conducând prin răcire la sudarea

pieselor. Modul de lucru este prezentat în figura 5.41.

Fig. 5.41. Sudarea prin aluminotermie.

Amestecul de oxizi de fier şi pulbere de aluminiu se introduce într-un creuzet C acoperit cu

un capac Cp, prevăzut la partea inferioară cu un dop D. Amestecul este încălzit la o temperatură de

peste 1300°C prin aprinderea cu un dispozitiv cu pulbere de magneziu, declanşându-se reacţiile de

substituţie care durează de regulă sub un minut, după care se scoate dopul D. Metalul topit este

introdus într-o formă de turnare FT, prin reţeaua de alimentare a acesteia RA. Cavitatea formei este

constituită chiar din rostul îmbinării de realizat, între capetele metalului de bază MB, lăsându-se de

jur-împrejur un spaţiu suficient pentru formarea unor bavuri B. La partea superioară a formei se

prevede o maselotă M, care se îndepărtează după dezbaterea pieselor sudate din formă.

Procedeul se aplică mai ales la sudarea cap la cap a pieselor masive turnate din oţel, a

şinelor, a barelor groase sau profilelor grele şi uneori, folosind în mod similar oxizi de cupru, la

sudarea conductoarelor din cupru de secţiuni mari. Încărcătura creuzetului poate ajunge până la

3 tone.

Lăţimea rostului de sudare b se calculează cu relaţia empirică:

31

14,0Ab ⎟

⎠

⎞⎜⎝

⎛= [mm], (5.27)

unde A este aria secţiunii transversale a capătului metalului de bază. La un kilogram de amestec

termitic obişnuit se obţin 524 g Fe şi 476 g de zgură, care rămâne, de regulă, un creuzet.

În cazuri rare, în locul aluminiului se foloseşte magneziul, care are avantajul că produce

substituţia la temperaturi mai mici.

5.12. Sudarea cu energie radiantă

5.12.1. Sudarea cu raze laser

Acesta este un procedeu special de sudare, care se aplică în domeniul îmbinărilor foarte fine,

de folii metalice, de fire şi filamente, specifice industriei electronice. Schema de principiu a sudării

cu LASER cu gaz se prezintă în figura 5.42. Într-un tub de descărcare TD prevăzut cu doi electrozi

E se produce o emisie stimulată şi amplificată între două oglinzi O1 şi O2, a unui fascicul de lumină

coerent. Întrucât în acest caz practic toate undele sunt în fază, fasciculul poate fi focalizat cu

ajutorul unor lentile LF pe suprafeţe foarte mici, obţinându-se pe aceste suprafeţe densităţi de

energie de peste 108 W/cm2. Fasciculul este deviat înainte sau după lentila LF, cu ajutorul unei

oglinzi deviatoare OD, astfel încât radiaţia să bombardeze piesele de sudat P1 şi P2 aflate în contact.

Acestea sunt fixate într-un dispozitiv care execută o mişcare cu viteza de sudare sv . Ca mediu activ

pentru producerea razei laser se utilizează, de regulă, un amestec de gaze rarefiate (de exemplu CO2

+ He), sau un material solid transparent, de exemplu rubinul artificial. Pentru sudare se folosesc atât

fascicule LASER continue (cu mediu activ gazos), cât şi sub formă de impulsuri (cu mediu activ de

regulă solid), a căror durată este de ordinul 10-3 secunde. Concentrarea foarte mare a fasciculului

LASER permite topirea rapidă a unor zone foarte mici din practic orice material metalic, iar prin

solidificare rezultă apoi cusătura sudată (de cele mai multe ori fără metal de adaos şi cu margini

suprapuse). Uneori se lucrează cu o uşoară defocalizare.

5.12.2. SUDAREA CU FASCICUL DE ELECTRONI

Este, de asemenea, un procedeu special de sudare prin topire (fig. 5.43, a). Dacă asupra unei

piese este dirijat un fascicul de electroni cu o viteză suficient de mare, atunci când electronii lovesc

suprafaţa piesei, energia lor cinetică se transmite piesei sub formă de energie termică. Cantitatea de

căldură produsă în acest mod depinde de numărul de electroni ce ating suprafaţa piesei în unitatea

de timp şi de viteza lor. Puterea fasciculului de electroni este dată de produsul dintre tensiunea de

accelerare a electronilor şi intensitatea fasciculului, putând fi exprimată în waţi.

Fig. 5.42. Sudarea cu radiaţii emise de LASER cu gaz (continuu).

Fig. 5.43. Sudarea cu fascicul de electroni:

a - tunul electronic şi modul operator ; UA - tensiunea anodică; UG - tensiunea de grilă;

UK - tensiunea catodică; b şi c - tipuri de camere de vid pentru sudarea fasciculului de electroni.

Puterea specifică, adică puterea ce acţionează pe unitatea de suprafaţă de impact, poate

atinge valori de 5 X 108 W/cm2, nivel net superior altor procedee de sudare (de exemplu, puterea

specifică a flăcării oxiacetilenice este de 5 X 1012 W/cm2, iar a arcului electric de 106 W/cm2).

Practic, procedeul utilizează energia cinetică a unui flux de electroni FE care bombardează

metalul de bază al pieselor de sudat P1 şi P2. Sursa de electroni este un catod filiform K. Electronii

emişi de acesta sunt acceleraţi între grila G şi anodul A, iar apoi sunt focalizaţi într-o bobină de

focalizare BF. Toate aceste elemente formează un tun electronic TE.

Fasciculul, accelerat şi focalizat astfel, este dirijat spre piesele de sudat P1 şi P2, fixate într-

un dispozitiv de prindere DP, care se deplasează, de regulă, după un program de comandă numerică,

într-o mişcare de rotaţie sau de translaţie, cu viteza de sudare vs. Sudarea se execută într-o cameră

cu vid înaintat CV, pentru prevenirea pierderii energiei fasciculului de electroni la ciocnirea lui cu

particulele de aer (fig. 5.43). Energia unui fascicul cu n electroni de masă me şi sarcină e, acceleraţi

la viteza v de către o diferenţă de potenţial U se poate calcula cu relaţia :

2vmnUen

2e⋅

=⋅⋅ (5.28)

Ca urmare a acestei energii fasciculul pătrunde la o adâncime x în materialul de densitate o,

cedând acestuia energia U, ceea ce face ca o parte din material să fie dislocată, iar zonele marginale

impactului să se încălzească la temperaturi suficiente pentru a suda între ele orice materiale

metalice. Adâncimea xp se calculează cu relaţia:

ρ⋅= −

211

pU102,2x (5.29)

fiind de regulă cuprinsă între 0,01 şi 8 mm. Procedeul este încă folosit rar, datorită complexităţii

deosebite a utilajului şi costului ridicat al funcţionării şi întreţinerii acestuia. El se aplică la sudarea

pieselor mici din materiale foarte reactive, ca zirconiul şi molibdenul, din oţeluri inoxidabile şi

refractare sau din metale cu tendinţă de formare a unor pelicule de oxizi (de exemplu, aliaje de Al şi

Ti). Adesea se lucrează cu o uşoară defocalizare, pentru prevenirea vaporizării metalului de bază.

În prezent, există soluţii pentru sudarea cu fascicul de electroni, în atmosferă, ceea ce

simplifică parţial instalaţia şi creează premise pentru aplicarea procedeului pe o scară mai largă.

5.13. Sudarea prin presiune

Această categorie de procedee utilizează pentru îmbinare forţe aplicate asupra pieselor, cu

sau fără încălzirea acestora.

În zona de îmbinare materialul de bază se află în stare plastică sau chiar în stare topită.

Sudarea se face, de regulă, fără metal de adaos.

5.13.1. Sudarea electrică prin rezistenţă

În acest caz încălzirea locală a metalului de bază se realizează prin efectul Joule. După

atingerea unei temperaturi a metalului care să corespundă unei stări cu plasticitate ridicată, piesele

sunt apăsate între ele cu o forţă ce asigură realizarea îmbinării sudate.

Pentru obţinerea unei cantităţi de căldură într-un timp foarte scurt se folosesc curenţi

electrici cu intensităţi foarte mari (de ordinul miilor de amperi).

Sudarea electrică prin rezistenţă se poate realiza prin următoarele procedee:

Sudarea electricăprin rezistenţă

- cap la cap

- prin puncte

- în linie

- prin refulare

- prin topire

- a două piese

- a mai multor piese

- continuă

- discontinuă- obişnuită

- cu reliefare prealabilă

Sudarea cap la cap. Procedeul se aplică la sudarea pieselor cu secţiune constantă în lungul

lor, ca de exemplu: bare, profile, sârme, ţevi etc. Schema de principiu a unei instalaţii de sudat cap

la cap este prezentată în figura 5.44, a. Piesele de sudat, în cazul de faţa două bare, sunt prinse în

bacurile maşinii, şi prin intermediul acestora se pot apropia una de alta, apăsându-se cu o anumită

forţă. Tot prin intermediul acestor bacuri piesele se introduc în circuitul secundar al unui

transformator de sudare, puternic coborâtor de tensiune, capabil să debiteze curent electric cu

intensitate de ordinul miilor de amperi.

Fig. 5.44. Sudarea electrică prin rezistenţă cap la cap :

1 - piese ; 2 - bacuri ; 3 - sanie mobilă ; 4 - cablu flexibil ; 5 - transformator.

În funcţie de particularităţile procedeului, legate de modul de apropiere al pieselor, de

încălzirea lor şi de procesele ce au loc între piesele de sudat, există două variante ale sudării cap la

cap :

- Sudarea prin refulare. Cele două piese care urmează a se suda sunt prinse în bacurile maşinii,

după care sunt aduse în contact prin deplasarea şi apăsarea bacului mobil. Se trimite curent în

circuitul format din înfăşurarea secundară a transformatorului, bacuri şi piese. La trecerea curentului

de la o piesă la alta se produce încălzirea capetelor pe baza rezistenţei electrice de contact, care

depinde de efortul iniţial, de starea suprafeţelor şi de natura materialului pieselor. Rezistenţa de

contact se diminuează atunci când efortul creşte, pentru că asperităţile şi neregularităţile

suprafeţelor (la scară microscopică) se aplatizează, mărind suprafaţa efectivă de contact. Sub efectul

trecerii curentului prin piese punctele de contact se încălzesc, anumite zone putând ajunge chiar în

stare topită. Metalul cald este refulat apoi fie prin apăsare continuă, fie printr-o creştere a efortului

de apăsare a pieselor la sfârşitul ciclului de sudare. Ca urmare a refulării, în zona sudurii şi în

vecinătatea ei piesele sudate se îngroaşă.

Prin acest procedeu se pot suda piese din oţel cu conţinut mic de carbon, A1 şi Cu cu

secţiune uniformă, sub 10 cm2 şi suprafeţe curate. Regimul de sudare cuprinde ca principale

elemente, presiunea de refulare (1,5...4 daN/mm2) şi densitatea de curent (50...70 A/mm2 la oţel,

150...200 A/mm2 la Al şi 250...300 A/mm2 la Cu).

- Sudarea prin topire intermediară. Spre deosebire de cazul precedent, piesele sunt puse în

prealabil sub tensiune şl apoi aduse în contact. Punctele de contact iniţiale se topesc ca urmare a

existenţei în aceste zone a unei densităţi mari de curent. Între asperităţi se produc deopotrivă şi mici

arce electrice de scurtă durată. Prin avansarea în acest timp a piesei fixată în bacul mobil se creează

noi puncte de contact, ceea ce permite continuarea procesului. În timpul acestei operaţii, denumită

scânteiere, cea mai mare parte a metalului topit este expulzat violent sub formă de scântei. Când

suprafeţele de sudat sunt uniform încălzite sau topite, sania mobilă este deplasată cu viteză

crescândă şi, printr-o mărire bruscă a vitezei în final, se aplică pieselor o apăsare importantă

(8 ... 14 daN/mm2), având drept rezultat forjarea pieselor şi îndepărtarea metalului topit la periferie.

Acest metal formează în jurul îmbinării un guler neregulat (fig. 5.44, b).

Dacă deplasarea saniei mobile este fără întrerupere, procedeul se numeşte sudare prin

scântei cu topire continuă, iar dacă deplasarea se face cu intermitenţă, mişcările de apropiere

alternând cu mişcări de îndepărtare a pieselor în vederea accentuării scânteierii, procedeul se

numeşte, sudare prin scântei cu topire discontinuă.

Sudarea prin scântei se aplică pieselor cu secţiuni mari ca, de exemplu, bare şi ţevi pe piese

forjate, piese forjate sau laminate între ele (pârghii, tije, tiranţi, buloane, tampoane de şoc pentru

vagoane, şine de tramvai sau de cale ferată, ţevi pentru schimbătoare de căldură), piese inelare sau

în formă de cadru (jante pentru roţile automobilelor, rame pentru tâmplărie metalică etc.).

Îndepărtarea metalului topit dintre suprafeţele de contact permite şi sudarea unor materiale

de natură diferită. Astfel se pot suda în bune condiţii scule aşchietoare (de exemplu burghie) din

oţel rapid pe cozi de oţel carbon.

Succesiunea strictă a operaţiilor de sudare după un ciclu bine determinat permite

automatizarea procesului. Această posibilitate, împreună cu viteză mare de sudare au făcut ca

procedeul să fie foarte utilizat în practică.

5.13.2. Sudarea prin puncte

Acest procedeu de sudare se aplică tablelor, benzilor şi profilelor subţiri şi reprezintă cel mai

răspândit procedeu de sudare prin rezistenţă şi unul dintre cele mai utilizate procedee de sudare în

general. Procedeul este practicat în două variante, prezentate în cele ce urmează.

a. Varianta obişnuită. Piesele 1 ce urmează a se suda (fig. 45, a) se strâng între electrozii

unei maşini 2, legaţi în circuitul secundar al unui transformator electric coborâtor de tensiune, 3.

Prin trecerea unui curent electric de intensitate foarte mare (2000 ... 10000 A) prin circuitul de

sudare, se produce încălzirea pe baza rezistenţei electrice de contact dintre cele două piese, cu

topirea locală a materialului pieselor şi formarea unui punct de sudură. Punctul astfel realizat

prezintă o rezistenţă la forfecare mare, astfel încât ruperea unei asemenea îmbinări se face în jurul

lui, în materialul uneia din piese.

Formarea punctului de sudură între cele două piese se explică prin faptul că rezistenţa

electrică de contact dintre cele două piese Rpp are valori mai mari decât celelalte rezistenţe aflate în

circuitul de sudare: Rep - rezistenţa electrică de contact dintre electrozi şi piese şi RP - rezistenţa

electrică a pieselor (fig. 5.45, b).

Fig. 5.45. Sudarea electrică prin rezistenţa prin puncte.

Rezistenţele Rep sunt de nedorit şi efectul lor se diminuează prin utilizarea unor electrozi

buni conducători de electricitate (din cupru sau aliaje Cu-Cr, Cu-Be-Co, Cu-Cd) şi prin curăţirea

suprafeţelor pieselor (prin sablare, decapare etc.). Rezistenţele de contact se pot micşora dacă se

măreşte forţa de apăsare, dar această soluţie nu poate fi pe deplin utilizată, deoarece se diminuează

şi rezistenţa de contact dintre piese, ceea ce face să nu se mai asigure căldura necesară sudării, iar

electrozii să imprime adâncituri pronunţate pe piese (amprente).

Pentru a se realiza un punct de sudură este necesar să se respecte următoarele condiţii :

- trimiterea curentului electric în circuit să se facă după ce piesele au fost bine strânse între electrozi

- întreruperea circuitului electric să se realizeze atunci când forţa de strângere are valori mari, ceea

ce asigură răcirea şi întărirea punctului de sudură. Aceste condiţii sunt prinse într-o diagramă de

funcţionare a oricărei maşini de sudat prin puncte (fig. 5.46, a). Diagrama se ridică în coordonatele

timp t - forţă de apăsare P, intensitate I. Cele două condiţii amintite se respectă prin apariţia unor

intervale de timp şi anume : ts - timpul necesar strângerii, tî - timpul de încălzire, tr - timpul de

refulare fără trecerea curentului şi td - timpul de desfacere al pieselor dintre electrozi. Durata unui

ciclu T, variază de la câteva fracţiuni de secundă la câteva secunde, alimentarea maşinii şi comanda

ciclului de lucru realizându-se în ultimul timp electronic, prin tiristori. În unele cazuri se foloseşte o

diagramă (ca cea din fig. 5.46 b), ce diferă de precedenta, prin aceea că spre sfârşitul procesului de

sudare forţa de apăsare prezintă un maximum. Această mărire a forţei de apăsare ajută la forjarea

punctului de sudură cald, îmbunătăţindu-i proprietăţile mecanice.

Regimul de sudare cuprinde ca principale elemente: densitatea de curent, durata şi apăsarea.

Se deosebesc două tipuri de regimuri de sudare (Tabelul 5.21) :

Tabelul 5.21

Parametrii regimului de sudare prin puncte a oţelurilor cu puţin carbon

regim moale

regim tare [dur]

s gro

sim

ea m

ater

ialu

lui,

[mm

]

d di

amet

rul e

lect

rodu

lui,

[mm

]

P fo

rţa, [

daN

]

I s, in

tens

itate

a, [A

]

t dur

ata,

[s]

P fo

rţa, [

daN

]

I s, in

tens

itate

a, [A

]

t dur

ata,

[s]

φ di

amet

rul p

unct

ului

de

sudu

ră, [

mm

]

0,5

1

2

3

4

5

8

4

5

7

9

11

13

19

60

100

200

300

380

450

2000

3000

5000

8000

10000

12000

0,2

0,4

1

2

3,2

4,5

150

250

500

800

1250

1700

3700

4000

8000

14000

19000

24000

28000

40000

0,04

0,1

0,3

0,6

0,9

1,4

3

4

5

6,6

8,5

10,5

12,5

18

pentru s < 3 mm s5d = [mm] k = 3 pentru s < 7,5 [mm]

pentru s ≥ 3 mm [mm] k = 2 pentru s ≥ 7,5 [mm] ks2d +=

Fig. 5.46. Diagrame de funcţionare ale unor maşini de sudat prin puncte

- regimuri moi caracterizate prin durată mare (1,5 … 3 s), densitate de curent mică (70 ... 160

A/mm2) şi apăsare mică (5 daN/mm2). Ele sunt utilizate la sudarea pieselor din oţel cu conţinut

redus de carbon şi din oţel călibil, cu grosime în general mare ( > 1 mm);

- regimuri tari caracterizate prin durată mică (0,02...1,5 s), densităţi de curent mari (160...40C

A/mm2) şi apăsări mari (>5 daN/mm2). Aceste regimuri se folosesc pentru sudarea pieselor din

oţeluri inoxidabile, aluminiu şi aliajele sale şi table foarte subţiri.

Electrozii de sudare au de obicei formă cilindrică cu capetele teşite conic. În unele cazuri,

funcţie de tipul îmbinării realizate, este necesar să se folosească alte tipuri de electrozi (fig. 5.47).

În unele cazuri, când accesul electrozilor la metalul de bază este posibil numai dintr-o parte,

sau când dorim dublarea productivităţii, se utilizează sudarea prin puncte în serie (fig. 5.48).

Alteori, în scopul creşterii productivităţii, se apelează la maşini cu mai multe perechi de electrozi

care lucrează simultan, în paralel.

b. Sudarea prin puncte, cu reliefare prealabilă. La acest procedeu de sudare electrozii

sunt înlocuiţi cu două plăci între care sunt prinse piesele care se sudează ; curentul de sudare trece,

de regulă, între porţiunea plată a unei piese şi câteva proeminenţe aflate pe cealaltă piesă

(fig. 5.49 a) sau între suprafaţa inferioară bombată a proeminenţei realizată anticipat pe o piesă şi

suprafaţa piramidală superioara a reliefării unei alte piese (fig. 5.49 b). În ambele cazuri suprafeţele

iniţiale de contact electric între piese sunt foarte mici, conducând la densităţi foarte mari de curent,

mai ales la folosirea unor regimuri dure, ceea ce permite, uneori, sudarea simultană, reciprocă, a

unor pachete de table suprapuse, cu înălţimea totală de peste 100 mm.

Acest procedeu se foloseşte, în prezent, în întreprinderile electrotehnice, la fabricarea

miezurilor din tole. Faptul că tablele au pe o parte o peliculă de vopsea nu constituie un impediment

la sudare, întrucât aceasta crapă în timpul reliefării, făcând posibilă trecerea curentului prin zonele

reliefate, prin secţiuni foarte mici. Reliefarea se realizează prin ştanţare, odată cu decuparea tolelor,

având geometria recomandată în tabelul 5.22 şi figura 5.49, c.

Fig. 5.47. Tipuri de electrozi utilizaţi la sudarea prin puncte

Fig. 5.48. Sudarea cu electrozi în serie.

Fig. 5.49. Sudarea prin puncte, cu reliefare prealabilă :

a - modul operator la sudarea a două piese; b - sudarea pachetelor de piese;

c - geometria reliefării şi a zonei active a ştanţei de reliefat.

Avantajul principal al acestui procedeu de sudare constă în productivitatea sa ridicată,

rezultând din faptul că foarte multe puncte de sudură – sau toate câte sunt necesare la ansamblul

respectiv – sunt executate în acelaşi timp.

Tabelul 5.22

Geometria unei îmbinări sudate prin puncte în relief

şi parametri tehnologici recomandaţi (pentru fiecare punct) Dimensiuni, în mm (fig. 49, c) 1 punct 2 … 3 puncte minimum 4 puncte

s d h L punct p,

[daN]

Is,

[kA]

t,

[s]

p,

[daN]

Is,

[kA]

t,

[s]

p,

[daN]

Is,

[kA]

t,

[s]

0,5 1,75 …

2,3

0,5 …

0,6 4 3,5 60 4,4 0,06 60 3,8 0,12 40 2,9 0,12

0,8 2,5 …

2,8

0,6 …

0,9 5,5 4,3 100 6,6 0,06 60 5,1 0,12 50 3,8 0,22

1 2,8 …

1

0,7 …

1 7 4,5 150 8 0,1 95 6,0 0,2 70 4,3 0,3

1,5 3,8 …

4

0,9 …

1,1 9,5 5,7 230 10,3 0,2 165 7,6 0,4 150 5,3 0,5

2 4,6 …

4,8

1 …

1,2 11 7 360 12,0 0,28 240 8,9 0,56 210 6,5 0,68

2,5 5,5 …

5,8

1,2 …

1,3 12,5 9 500 13,6 0,34 330 10,2 0,7 300 7,7 0,9

3 6,8 1,4 … 17,5 11 650 14,5 0,4 430 11,0 0,9 400 9,0 1,2

Fig. 5.50. Sudarea prin puncte cu energie înmagazinată

În plus, posibilitatea utilizării pe scară largă a dispozitivelor de sudare asigură o precizie

ridicată ansamblului sudat şi o creştere şi mai mare a productivităţii.

Maşinile de sudat prin puncte se diferenţiază funcţie de modul de acţionare al electrozilor

(manual, pneumatic, hidraulic, mecanic), de felul în care se coordonează trimiterea curentului în

circuit în raport cu exercitarea apăsării (mecanic, electronic) şi de felul sursei de curent folosite. Sub

acest ultim aspect, transformatorul monofazat prezentat în schema de principiu este cea mai

răspândită sursă. Totuşi, el prezintă dezavantajul încărcării asimetrice a reţelei de alimentare, din

care absoarbe o mare cantitate de energie într-un timp extrem de scurt. Pentru remedierea acestei

situaţii, alimentarea se poate face prin transformatoare trifazice, prin transformatoare trifazice şi

redresoare uscate (în curent continuu) sau cu energie înmagazinată.

Înmagazinarea energiei electrice se poate face în baterii de condensatori (fig. 5.50), sau în

acumulatoare electromagnetice (bobine).

O categorie aparte de maşini de sudat prin puncte o constituie maşinile cu pistolet sau cleşte

de sudat. Aceste maşini au electrozii fixaţi într-un pistolet sau cleşte mobil, uşor de deplasat în

diferitele locuri ale unor piese mari fixe (şasiuri, caroserii de automobile, maşini agricole, avioane

etc.). Transformatorul şi instalaţiile aferente sunt suspendate de o grindă, alimentând pistoletul prin

cabluri mobile. Forţa de apăsare se exercita pneumatic sau electromagnetic.

Sudarea în linie

Acest procedeu este asemănător sudării prin puncte, cu deosebire că în locul electrozilor se

folosesc role din cupru apăsate pe piesele sudate (fig. 5.51, a). Ca şi în cazul precedent, rolele sunt

confecţionate din aliaje de cupru, fiind răcite forţat cu apă. Pentru a se coordona în timp forţa de

apăsare, circulaţia curentului şi mişcarea de deplasare a pieselor, în vederea obţinerii unei

succesiuni de puncte suprapuse, se pot utiliza următoarele scheme de lucru:

- rotirea continuă a rolelor sub apăsare constantă şi menţinerea continuă a curentului de sudare, ceea

ce corespunde unei diagrame de funcţionare ca cea din figura 5.51, b ;

- rotirea continuă a rolelor sub apăsare constantă şi deconectarea periodică a curentului (impulsuri

de curent), ceea ce corespunde diagramei din figura 5.51, c ;

Fig. 5.51. Sudarea electrică prin rezistenţă în linie :

1 - piese ; 2 - role ; 3 - transformator.

Fig. 5.52. Exemple de îmbinări sudate în linie.

- rotirea continuă a rolelor şi modularea curentului prin variaţia apăsării. (rezistenţa de contact

depinde de forţa de apăsare ; v. sudarea prin puncte) ;

- rotirea discontinuă cu apăsare constantă şi impulsuri de curent în timpul opririi.

Dintre schemele prezentate, o răspândire mare o are rotirea continuă cu deconectarea

periodică.

Domeniul de aplicare. Sudarea în linie are un domeniu de răspândire mai restrâns decât

sudarea prin puncte din cauza unor dificultăţi de ordin mecanic în aplicarea apăsării şi din cauza

uzurii rolelor. Procedeul se foloseşte la sudarea pieselor cu grosime sub 3 mm, în cazul când se

urmăreşte realizarea etanşeităţii, ca de exemplu rezervoare de combustibil pentru autovehicule

(fig. 5.52, a), ţevi sau a rezistenţei mecanice sporite (carcase, profile sudate, fig. 5.52, b).

Regimurile orientative de lucru se prezintă în tabelul 5.23.

Tabelul 5.23.

Regimul de sudare în linie a pieselor din oţel carbon

grosimea

pieselor s,

în mm

forţa de

apăsare,

în daN

intensitatea

curentului,

în A

durata

impulsului,

în s

durata pauzei,

în s

viteza,

în m/min

0,5 250 10.600 0,02 …0,04 0,04 2,30

0,8 340 13.000 0,02 … 0,06 0,04 2,10

1 400 15.000 0,04 … 0,06 0,04 1,90

1,5 525 17.500 0,04 … 0,08 0,06 1,70

2 675 21.000 0,06 … 0,12 0,08 1,50

2,5 800 26.000 0,08 … 0,14 0,10 1,30

3 950 30.000 1,10 … 0,20 0,16 1,10

5.13.3. Alte procedee de sudare prin presiune la cald

Sudarea, prin presiune la cald se poate realiza şi prin alte procedee de sudare la care sursa de

căldură poate fi de altă natura decât efectul Joule al curentului electric.

Sudarea prin presiune cu încălzire cu flacără foloseşte ca sursă de căldură flacăra

oxiacetilenică, fiind aplicată pieselor fig. 5.53, unde este reprezentat schematic modul de încălzire a

pieselor în cazul câtorva procedee de sudare prin presiune. Săgeţile marchează sursa de căldură şi

direcţia de propagare a căldurii. Încălzirea pieselor la diferite procedee de sudare prin presiune, la

care se poate asigura o încălzire uniformă, prin construirea unor arzătoare inelare.

Fig. 5.53. Încălzirea pieselor la diferite procedee de sudare prin presiune:

a – electrică prin rezistenţă; b – cu flacără oxiacetilenică; c – electrică prin inducţie; d – prin frecare

Din cauza dificultăţilor de obţinere a unei temperaturi uniforme, greu controlabile,

procedeul are o folosire restrânsă.

Sudarea prin presiune cu încălzire prin inducţie foloseşte încălzirea pieselor cu ajutorul

unor inductoare cu curenţi de joasă frecvenţă. Spre deosebire de procedeul anterior, căldura se

produce direct în masa materialului pieselor ceea ce constituie un lucru foarte avantajos. În plus,

încălzirea este rapidă, uşor controlabilă şi se poate suda în mediu protector de gaze.

Procedeul se aplică cu succes la sudarea ţevilor pe generatoare.

Sudarea prin presiune cu încălzire prin frecare. În acest caz încălzirea pieselor se face

prin frecarea lor, până la atingerea temperaturilor necesare refulării. Pentru aceasta, piesele se

montează într-un dispozitiv în care o piesă rămâne fixă, iar cealaltă se poate roti şi deplasa axial,

fiind apăsată pe cea fixă. Principalii parametri care condiţionează sudarea sunt: forţa de apăsare şi

timpul cât piesele sunt în contact.

Acest procedeu de sudare se aplică pieselor cu grosime de la 6 la 50 mm de preferinţă bare

sau ţevi. Temperatura de sudare, care e relativ joasă, permite obţinerea unor îmbinări sudate de

foarte bună calitate pentru numeroase materiale metalice, putându-se realiza şi sudarea unor piese

din două materiale diferite.

Sudarea prin presiune cu arc electric de scurtă durată. La acest procedeu, aplicabil la

sudarea capetelor unor tije pe table sau ţevi, se foloseşte un arc electric de scurtă durată, amorsat

între capătul tijei care se asamblează şi cealaltă piesă, urmat de apăsarea tijei, ceea ce are drept

rezultat îmbinarea sudată.

Arcul electric pentru sudare se poate produce prin descărcarea unei baterii de condensatoare

sau prin alimentarea de la o sursă de curent pentru sudare, obişnuită.

Schema de principiu a primei variante este asemănătoare cu cea a sudării prin puncte cu

energie înmagazinată cu deosebirea că în acest caz, între piesele de sudare se amorsează un arc

electric. Întreg procesul de sudare propriu-zisă durează în jur de 15 milisecunde, timp în care bateria

se descarcă iar tija subţiată la capătul de sudat se apropie de placă sub acţiunea unei forţe de apăsare

furnizata de un arc.

Adâncimea de pătrundere în placă este de 0,1 ... 0,3 mm, iar grosimea materialului topit

între tijă şi placă are aproape aceeaşi valoare.

Prin aceasta variantă se pot suda piese de tipul tijelor, cu diametrul până la 6 mm, pe plăci

relativ subţiri, ceea ce corespunde mecanicii fine, electronicii sau automaticii.

Fig. 5.54. Etapele sudării prin presiune cu arc electric de scurtă durată

Cea de a doua variantă, aplicabilă la sudarea unor tije mai groase, are o schemă de principiu

asemănătoare, însă etapele sudării sunt diferite (fig. 5.54). Arcul electric se amorsează prin

atingerea tijei de placă şi retragerea ei. Când topirea pieselor este suficient de avansată, tija este

apăsată pe placă, iar curentul întrerupt. Sudura se formează în interiorul unei bucşe din material

ceramic, amplasată în capătul pistoletului de sudare. Timpul necesar sudării propriu-zise (amorsării

şi arderii arcului electric) este variabil, funcţie de diametrul tijei sudate, fiind cuprins între 150 şi

500 milisecunde.

Sudarea prin presiune cu arc electric rotitor. Acest procedeu este aplicabil, de regulă,

sudării cap la cap a ţevilor din oţel, cupru, aluminiu, nichel şi din aliajele acestora. Se amorsează un

arc electric între capetele pieselor de sudat, aflate la o distanţă de aproximativ 2 mm (fig. 5.55).

Arcul capătă o mişcare de rotaţie cu ajutorul unui câmp magnetic creat de două bobine care

înconjoară piesele de sudat. În procesul de încălzire al celor două piese se disting două etape şi

anume: o primă etapă de aprindere şi stingere repetată a arcului şi o a doua etapă, de rotire foarte

rapidă a arcului între capetele pieselor. Durata etapei a doua este determinată de timpul necesar

încălzirii capetelor pieselor pe întreaga lor suprafaţă frontală, până la atingerea temperaturii de

topire. După realizarea încălzirii suficiente a capetelor are loc apăsarea pieselor, prin care se

realizează sudarea lor.

Fig. 5.55. Sudarea prin presiune cu arc rotitor:

SCS - sursa de curent pentru sudare ; SCB - sursa de curent pentru alimentarea bobinelor.

5.13.4. Sudarea prin difuzie (fig. 5.56).

În acest caz interacţiunea la nivel atomic dintre cele două materiale de sudat este

concretizată în difuzia reciprocă prin suprafaţa de separare. Prin aplicarea unei presiuni din exterior

asupra pieselor se realizează o deformare plastică la nivel microscopic a suprafeţelor de contact

dintre acestea. Pentru accelerarea procesului de difuzie piesele se încălzesc la o temperatură de

aproximativ 60 … 80% din temperatura de topire, folosindu-se de regulă sisteme cu inducţie.

Procesul de sudare are loc în vid sau în atmosferă de gaz protector, ceea ce favorizează difuzia.

Fig. 5.56. Sudarea prin difuzie

Cu cât temperatura de încălzire este mai mare, cu atât forţa de presare şi timpul de menţinere

sunt mai mici.

Sudarea prin difuzie poate fi utilizată la sudarea oţelurilor carbon sau aliate, a metalelor

neferoase şi a aliajelor acestora şi la sudarea unor cupluri de materiale greu sudabile prin alte

procedee, ca de exemplu, oţel-aluminiu, cupru-oţel, metal-sticlă, metal-material ceramic etc.

5.13.5. Sudarea prin presiune la rece

Unele procedee de sudare se pot realiza la temperaturi obişnuite, fără încălzirea materialelor

sudate. Din această categorie fac parte :

Sudarea prin deformare plastică la rece, procedeu care constă în apăsarea pieselor una

spre cealaltă astfel încât să se asigure întrepătrunderea materialului lor şi realizarea sudurii.

Sudabilitatea metalelor la rece depinde de plasticitatea lor şi de starea suprafeţelor în contact. În

funcţie de tipul îmbinărilor realizate, sudarea prin ,deformare plastică la rece se poate face cap la

cap (fig. 5.57, a), sau prin suprapunere (fig. 5.57, b). Procedeul se aplică pieselor din aluminiu sau

cupru ca de exemplu, la sudarea conexiunilor electrice, a ţevilor sudate longitudinal, cutiilor de

conserve şi recipienţilor de diferite tipuri ;

Sudarea prin explozie. Un şoc puternic produs între două piese poate produce o sudare a

lor dacă sunt îndeplinite anumite condiţii. Pentru a se produce sudarea este necesară o viteză de

impact foarte mare (120... 200 m/s), produsă prin detonarea unui exploziv. Pentru a obţine un efect

însemnat, cele două piese se aşează înclinat (fig. 5.58), unghiul de înclinare având valoarea sub 5°.

Acest procedeu de sudare îşi găseşte aplicabilitate la obţinerea tablelor placate (cupru,

nichel, titan, argint pe oţel) cu suprafaţă de la câţiva cm2, la câţiva m2, la efectuarea conexiunilor

cablurilor liniilor de transport a energiei electrice (din aluminiu sau cupru) sau în alte locuri, în care

este greu să se realizeze o îmbinare sudată, fie datorită naturii materialelor, fie datorită lipsei

energiei sau manoperei necesare obţinerii unei suduri prin topire.

Sudarea cu ultrasunete. Două piese strânse între un vibrator şi o placă de bază se pot suda

datorită vibraţiilor transversale produse de vibrator (sonotrod). Datorită vibraţiilor se produc

fricţiuni locale între suprafeţele în contact, spargerea peliculelor de oxizi, creşterea locală a

temperaturii, deformaţii plastice localizate, ceea ce are ca rezultat întrepătrunderea suprafeţelor în

contact. Schema de lucru (fig. 5.59) corespunde sudării prin puncte sau în linie, apăsarea

exercitându-se pneumatic, hidraulic sau cu ajutorul unui resort.

Fig. 5.57. Sudarea prin deformare plastică la rece:

1 - piese sudate ; 2 - matriţă ; 3 - bavură ; 4 - canal de bavură ; 5 - poanson.

Fig. 5.58. Sudarea prin explozie :

1 - piesă ; 2 - material exploziv ; 3 amortizor ; 4 - detonator ; 5 - placă de bază.

Fig. 5.59. Sudarea cu ultrasunete :

l - piese ; 2 - sonotrod ; 3 - concentrator ; 4 - transductor.

Procedeul se aplică, în special la sudarea pieselor în formă de foi. Cel mai bine se sudează

aluminiul, însă se pot suda şi alte materiale ca, de exemplu, metalele refractare. Dată fiind absenţa

topirii, se obţin rezultate bune şi la sudarea metalelor diferite şi chiar a unor metale cu nemetale.

Procedeul constituie soluţia ideală de sudare a unor piese fine pe piese groase, a firelor şi a

pieselor delicate, în general, executate din materiale metalice sau din materiale plastice.

5.14. Structura îmbinărilor sudate. tratamente termice aplicate pieselor sudate

La studierea structurilor existente într-o îmbinare sudată trebuie să se ia în considerare atât

structura sudurii propriu-zise provenită din solidificarea băii de metal topit, cât şi cea a metalului de

bază influenţat termic.

Ca urmare a încălzirii şi răcirii în procesul sudării se constată apariţia unor structuri tipice,

diferenţiate, funcţie de distanţa punctelor respective fală de axa sudurii (fig. 5.60). În vecinătatea

sudurii, acolo unde temperatura a atins valori mari şi s-a produs supraîncălzirea austenitei, este

posibilă formarea unei structuri Widmanstätten. Se succed apoi zone cu grăunţi fini, specifice

structurilor de normalizare, apoi zone cu structuri confuze specifice temperaturilor atinse.

În funcţie de compoziţia chimică a oţelului şi de viteza de răcire este posibil să se producă şi

constituenţi de călire.

Rezultă de aici că în ansamblu, îmbinarea sudată, prin existenţa în ea a unor structuri foarte

diferite - dintre care unele extrem de periculoase reprezintă o îmbinare susceptibilă la o rupere

fragilă, atât în zona sudurii cât şi în cea învecinată.

Pentru a se preveni distrugerea pieselor sudate este necesar să se aplice acestora tratamente

termice corespunzătoare. Astfel, pentru corectarea structurilor şi ameliorarea proprietăţilor

mecanice ale cusăturilor sudate (în special tenacitatea) se aplică recoacerea de normalizare. În

cazurile în care prin normalizare ar apărea pericolul deformării ansamblului sudat sub acţiunea

tensiunilor produse la răcirea în aer şi de mărire a durităţii cusăturii sudate, se aplică recoacerea

completă. În alte cazuri, pieselor sudate li se aplică doar o recoacere de detensionare.

Fig. 5.60. Microstructura unei îmbinări sudate :

1 - structură dendritică a sudurii (structură de turnare) ; 2 - structură cu grăunţi mari, de

supraîncălzire ; 3 - structură cu grăunţi fini (de normalizare) 4 - structură a materialului de bază,

neinfluenţat termic.

De regulă, tratamentele termice ale structurilor sudate se evită datorită costului lor ridicat.

Se preferă luarea în timpul sudării a tuturor măsurilor care conduc la scăderea energiei liniare

introdusă în sudarea fiecărui strat, la scăderea volumului băii de metal topit şi a contracţiilor.

În ultimă instanţă, tratamentelor termice aplicate sudurilor li se preferă preîncălzirea

componentelor supuse sudării.

O atenţie deosebită se acordă acestor aspecte, mai ales în cazul oţelurilor cu conţinut mediu

şi ridicat de carbon, ca şi oţelurilor aliate, ce au sudabilitate scăzută.

Pentru micşorarea pericolului de fisurare, piesele cu conţinut mediu de carbon se

preîncălzesc la 200 ... 300°C, iar cele cu conţinut ridicat de carbon, la 300...350°C. Sudarea se face

(cu electrozi bazici de mare rezistenţă) în straturi subţiri, pentru a se introduce în materialul de bază

o energie liniară cât mai mică, în cicluri repetate.

În ambele cazuri, înainte de răcirea pieselor se face o recoacere la temperatura de

675 ... 700°C, cu răcirea în cuptor până la 100 ... 150°C, iar apoi în aer. Stabilirea prin calcul a

temperaturilor de preîncălzire şi a celei de recoacere este relativ complicată.

Unele calităţi de oţeluri aliate sunt sudabile, după o preîncălzire conform indicaţiilor date de

standardele materialelor respective, sau conform unui calcul relativ complicat, în baza unei metodici

elaborate de I.I.S. În afară de tratamentul termic corespunzător, la sudarea acestor oţeluri se iau

măsuri de alegere a electrozilor având compoziţie chimică şi proprietăţi mecanice similare cu cele

ale metalului de bază. Măsurile de precauţie enumerate anterior se iau cu atenţie mărită, cu atât mai

mult cu cât elementele de aliere sunt în cantitate mai mare.

5.15. Defectele îmbinărilor sudate

5.15.1. Generalităţi

Sudura, ca rezultat al unor procese complexe de natură fizică, chimică, metalurgică, este

susceptibilă la apariţia unor defecte foarte variate. Aceste defecte afectează atât metalul cusăturii,

cât şi cel aflat în zona învecinată (ZIT). Datorită numărului mare de factori care afectează formarea

cusăturii, defectele sudurilor sunt foarte diferite, depinzând de felul procedeului de sudare, de natura

metalului de bază, de tipul îmbinării sudate etc.

Se consideră defect al sudurii orice abatere de la continuitatea, forma, dimensiunile, aspectul

exterior, structura şi compoziţia chimică, prescrise pentru cusătură, în normative sau caiete de

sarcini, conducând în final la o diminuare a rezistenţei mecanice a sudurii sau afectând într-altfel, în

mod defavorabil, comportarea în exploatare a îmbinării sudate.

Noţiunea de defect al sudurii este convenţională şi relativă. În funcţie de normativele

considerate sau de condiţiile tehnice contractuale, aceeaşi abatere poate constitui uneori un defect

inadmisibil, alteori un defect admisibil sau remediabil.

Natural, că în cadrul manualului de faţă nu este posibil să se treacă în revistă toate defectele

posibile. Din considerente de ordin practic, se vor trata în continuare câteva tipuri de defecte,

cauzele care le produc şi soluţiile pentru evitarea apariţiei lor. Din aceleaşi considerente se vor trata

aici şi deformaţiile pieselor sudate, care se referă nu numai la cusătura sudată respectivă, ci şi la

întreaga construcţie sudată.

5.12. Tensiuni şi deformaţii în piesele sudate

În urma procesului de sudare, în piesele asamblate îşi fac apariţia tensiuni interne, ce au o

importanţă deosebita în privinţa bunei funcţionări a ansamblului respectiv.

Tensiunile la sudare se clasifică după provenienţa lor, în:

- tensiuni termice, cauzate de încălzirea şi repartizarea neuniformă a căldurii;

- tensiuni structurale, apărute ca urmare a traversării punctelor de transformare ale aliajelor în

timpul încălzirii şi răcirii pieselor; tensiunile structurale sunt însoţite întotdeauna de tensiuni

termice.

Din punctul de vedere al duratei lor, tensiunile pot fi:

- tensiuni temporare (de scurtă durată);

- tensiuni remanente (care persistă şi după răcirea piesei sudate).

Tensiunile termice apar ca urmare a ciclului termic la care este supusă piesa sudată.

Temperaturile atinse în diverse puncte ale piesei pot să aducă materialul în stare plastică, deci

tensiunile care apar în acest domeniu vor putea provoca piesei, deformaţii plastice remanente. În

cazul în care tensiunile acţionează în domeniul elastic deformaţiile se resorb după răcirea totală a

piesei sudate.

Tensiunile structurale apar ca urmare a traversării punctelor de transformare ale aliajului în

timpul încălzirii şi răcirii pieselor sudate. În cazul metalelor aflate în stare plastică, schimbările de

volum nu sunt însoţite de apariţia tensiunilor. În momentul sudării, straturile de metal din

vecinătate, în cazul oţelului, sunt aduse la temperatura punctului Ac1 şi apoi la cea a punctului Ac3.

Transformarea austenitică este însoţită de o micşorare a volumului (curba 1 în figura 5.61). La

răcirea înceată, descompunerea austenitei are loc la aceeaşi temperatură, apărând o creştere a

volumului fără însă a se produce tensiuni (curba 2). La răcirea rapidă sau în cazul unui oţel cu

elemente de aliere, această schimbare de volum are loc la temperaturi mai scăzute (curba 3).

Descompunerea austenitei începe la temperaturi mai joase, rezultatul ei fiind produse de tip

martensitic sau asemănătoare, trecerea fiind însoţită de o sensibilă creştere de volum. Aceste

schimbări de volum la temperaturi scăzute, când aliajul se află în domeniul elastic, vor fi însoţite de

tensiuni – numite tensiuni structurale.

Această dilatare bruscă are loc în faza în care cusătura şi zona înconjurătoare se contractă,

fiind sub acţiunea unor eforturi unitare de întindere foarte mari; de aceea în cusătură şi în metalul de

bază se pot forma crăpături.

Fig. 5.61 Modificările de volum produse la încălzirea şi răcirea oţelului în timpul sudării

Acţiunea simultană a încălzirii neuniforme, a contracţiei metalului cusăturii şi a

modificărilor structurale în zona influenţată termic, pot crea în piesă o stare tensională complexă,

care este cu atât mai periculoasă, cu cât cusăturile sunt dispuse mai neraţional în spaţiu şi cu cât

forma piesei este mai complicată. În timpul exploatării piesei tensiunile proprii se adună la

tensiunile care apar în piesă sub acţiunea sarcinilor exterioare, aşa încât depăşesc rezistenţa la

rupere a metalului, provocând o ruptură.

5.15.3. Prevenirea si combaterea tensiunilor interne şi a deformaţiilor

Prevenirea şi combaterea tensiunilor interne şi a deformaţiilor este posibilă printr-o serie de

măsuri cu caracter constructiv sau tehnologic.

Măsuri constructive. Pe baza unor determinări experimentale sau prin calcul se stabilesc

valorile tensiunilor remanente pentru îmbinări sudate tipice sau pentru piese simple. Ţinându-se

seama de aceste rezultate, în cazul concret al pieselor, se alege acea construcţie care asigură o

repartizare cât mai uniformă a tensiunilor interne, ţinându-se seama de următoarele recomandări :

- se vor evita piesele excentrice sau cu elemente nesimetrice;

- aşezarea elementelor piesei sau formarea secţiunii se realizează în aşa fel încât suma momentelor

volumelor de metal depus faţă de axa de simetrie să fie zero sau cât mai aproape de această valoare

(fig. 5.62, a);

- unele secţiuni asimetrice, care se execută cu două cusături, pentru echilibrare, se pot realiza cu o

cusătură continuă şi una discontinuă (fig. 5.62, b).

Măsuri tehnologice:

- preîncălzirea pieselor, pentru înlăturarea neuniformităţii încălzirii şi reducerea vitezei de răcire. Se

aplică mai ales la piesele din oţel cu mult carbon, oţel aliat, fontă etc. Preîncălzirea se poate realiza

prin inducţie, cu flacără oxiacetilenică, în cuptoare etc.;

- tratamentul termic de recoacere de detensionare după sudare în vederea înlăturării tensiunilor

interne produse la sudare, precum şi a celor de la prelucrările precedente ;

- ciocănirea cusăturii sudate pentru echilibrarea tensiunilor interne ;

- încălzirea uniformă a piesei în timpul sudării şi egalizarea deformaţiilor prin anumite metode de

depunere a metalului (fig. 5.63);

- deformarea inversă a elementelor construcţiei sudate (fig. 5.64);

- fixarea rigidă a pieselor în timpul sudării prin puncte de sudură sau prin prinderea lor în

dispozitive de sudare etc.

Fig. 5.62. Măsuri constructive pentru evitarea apariţiei tensiunilor şi deformaţiilor

Fig. 5.63. Metode de realizare a cusăturilor sudate ale tablelor groase :

a - sudarea întreruptă; b - sudarea în cascadă; c - sudarea succesivă pe ambele părţi;

1 … 7 - ordinea depunerii metalului de adaos.

5.15.4. Crăpături în piesele sudate

Dintre defectele îmbinărilor sudate, crăpăturile (fisurile) reprezintă defecte deosebit de

importante prin efectele pe care le pot avea asupra rezistenţei mecanice şi integrităţii construcţiei

sudate. Clasificarea crăpăturilor se face, de obicei, după temperatura la care ele se produc. Această

clasificare, deşi foarte utilă, este mai puţin precisă, pentru că, de fapt, fisurarea se poate produce la

orice temperatură.

Totuşi se face o distincţie netă între crăpăturile denumite crăpături la cald, ce apar deasupra

temperaturii de circa 900°C, sunt intercristaline şi cu culori închise, asemănătoare celor de revenire

şi crăpăturile la rece, ce se produc sub circa 600°C şi sunt intracristaline.

Pentru formarea fisurilor sunt necesare două condiţii :

- existenţa unui câmp de tensiuni, reduse în principal la eforturi de tracţiune;

- prezenţa unei eterogenităţi.

Necesitatea tensiunilor este evidentă : formarea unei fisuri implică deplasarea relativă a unor

porţiuni vecine din masa metalică. Condiţia de eterogenitate se introduce natural, pentru faptul că

metalul şi - în particular oţelul, considerate la scară microscopică sunt suficient de plastice pentru a

permite deformaţia corespunzătoare deschiderii fisurii. Aceasta din urmă se va forma într-un loc

precis, în care plasticitatea metalului este local diminuată sau în care rezistenţa la tracţiune este

anormal de mică. Eterogenitatea în cauză poate fi de natură chimică, structurală sau mecanică.

Fisurarea la cald este cunoscută din turnătorie: oţelul turnat este în particular sensibil la acest

redutabil defect de turnare, dificil de evitat. Pe lângă mecanismul de formare a fisurilor la cald, deja

cunoscut, în suduri este posibil ca în ultimele cantităţi de metal lichid ce se solidifică să se formeze

eutectice pe bază de sulf, siliciu sau alte elemente, care au un punct de topire scăzut

(chiar sub 1000°C).

Eutecticii rămân în stare lichidă un anumit timp după solidificarea oţelului şi, dacă îşi fac

apariţia tensiuni interne, este posibil să se formeze fisuri. Fisurarea la rece se produce pe baza

tensiunilor apărute în timpul transformărilor structurale sau din cauza gazelor dizolvate în metal.

Fără a putea afirma că hidrogenul este cauza efectivă a fisurării la rece, trebuie remarcat faptul că

acest element gazos poate fi un important factor de favorizare a fisurării.

Atmosfera gazoasă care înconjoară baia de metal topit conţine întotdeauna hidrogen, iar în

unele cazuri (electrod cu înveliş ce conţine materii organice) chiar foarte mult. Metalul lichid

absoarbe inevitabil hidrogen. În paralel se va produce şi absorbţia azotului care va fi considerabilă

ţinând seama de faptul că solubilitatea acestor gaze în fier creşte puternic cu temperatura

(fig. 5.65). În cursul solidificării şi răcirii ulterioare, soluţia va rămâne suprasaturată; azotul se va

degaja foarte dificil ca urmare a tendinţei sale de a forma nitruri. Hidrogenul, dimpotrivă difuzează

rapid deasupra temperaturii de 500°, în timp ce la temperaturi mai joase difuziunea la distanţă mare

devine neglijabilă. La temperatură joasă, hidrogenul atomic difuzează pe distanţe scurte către

golurile reţelei (dislocaţii şi microporozităţi) unde formează molecule de hidrogen care nu mai pot

practic să difuzeze. În cazul unei suprasaturări puternice se poate produce o creştere a presiunii

suficient de mare, pentru ca apăsarea datorată ei să depăşească rezistenţa la rupere la tracţiune a

materialului respectiv şi să apară fisura. Propagarea în continuare a microfisurii nu mai este

posibilă, deoarece presiunea hidrogenului scade repede în timpul fisurării; aceasta explică de ce spre

deosebire de crăpăturile la cald care au o lungime mare (milimetri sau zeci de milimetri), crăpăturile

la rece sunt de fapt microfisuri de câteva zecimi de milimetru lungime.

Fig. 5.64. Realizarea unei construcţii sudate fără deformaţii,

prin deformare inversă a pieselor sudate :

1, 2 - piesele sudate.

Fig. 5.65. Variaţia solubilităţii hidrogenului şi azotului în fier

L – starea lichidă; α, β, δ – starea solidă a Fe.

Pentru prevenirea apariţiei crăpăturilor la cald se pot adopta următoarele măsuri :

- limitarea conţinutului de sulf al oţelului la maximum 0,025% ;

- alegerea corectă a regimurilor de sudare (o intensitate prea mare duce la încălzirea excesivă

a băii de metal topit, mărind diferenţele de temperatură, ce duce la accentuarea tensiunilor

interne);

- utilizarea preîncălzirii.

Pentru prevenirea apariţiei crăpăturilor la rece se pot adopta următoarele măsuri :

- micşorarea conţinutului de hidrogen din jurul băii de metal topit prin utilizarea unor

electrozi lipsiţi de umiditate, curăţirea pieselor ce urmează a se suda de apă, pete de grăsimi

sau alte produse organice, sudarea în mediu protector de gaze ;

- micşorarea tensiunilor structurale prin reducerea vitezei de răcire ca urmare a preîncălzirii.

Având în vedere faptul că multe crăpături au caracter superficial, se recomandă curăţirea

cusăturilor sudate şi a zonelor învecinate, prin polizare.

5.15.5. Alte defecte

În cusăturile sudate se pot forma nenumărate alte defecte, cauzate de :

- pătrunderea gazelor în cusătură (pori şi sufluri) ;

- pătrunderea unor substanţe străine (incluziuni nemetalice sau metalice)

etc. (v. STAS 7084-81).