– automat, când atât avansul electrodului, sub formă de sârmă, cât şi deplasarea arcului în lungul cordonului se realizează automat, cu un mecanism… [311501]

INTRODUCERE

Ca urmare a [anonimizat], petrochimică, navală, etc. reducerea duratei de proiectare a tehnologiilor de asamblare și realizare a unor construcții sudate constituie o direcție importantă de cercetare. [anonimizat] a unor soluții tehnologice optime prin analiza rapidă a [anonimizat]. Materialele și condițiile avute în vedere reflectă nivelul de interes practic pe care îl reprezintă asamblarea și sudarea în diversele ramuri ale economiei.

Sudarea este operația tehnologică prin care se realizează o asamblare nedemontabilă a [anonimizat], [anonimizat].

[anonimizat]; acesta poate fi continuu sau întrerupt. [anonimizat]-se rosturi.

1.1 Schemele tehnologice ale procedeelor de sudare

• Schema tehnologică a sudării electrice manuale (fig. 1.1)

Electrodul metalic (1) este prevăzut cu un înveliș de protecție (2) [anonimizat] (3). [anonimizat]-se picăturile (4) care ajung în baia de metal (5). Protecția și buna funcționare a arcului se asigură cu ajutorul componentelor din învelișul electrodului ce formează o atmosferă gazoasă. O parte din înveliș se topește și formează un strat protector lichid de zgură(6) care, [anonimizat] (7).

Figura 1.1. Schema sudării manuale cu electrod fuzibil.

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

Aceste procedee se încadrează în categoria procedeelor de sudare electrică cu arc acoperit. Arcul se formează între piesă și electrodul (1). Arcul arde sub un strat de flux (2), care curge din buncărul (3). Picăturile de metal (4) ajung în baia de sudare (5) [anonimizat] (6) precum și de atmosfera gazoasă creată. [anonimizat] (7) ce se desprinde ușor de cordonul de sudură (8).

Figura 1.2. Schema sudării sub strat de flux.

• Schema tehnologică a [anonimizat] (fig. 1.3) Sudarea în mediu de gaz protector se face cu ajutorul arcului electric format între electrodul (1), fuzibil sau nefuzibil și piesa de sudat. Protecția se asigură cu ajutorul unui jet de gaz inert sau activ aflat în curgere laminară (2) trimis prin ajutajul (3). Arcul electric se formează între piesa de sudat și sârma de adaos. Picăturile de metal (4) ajung în baia de metal (5) care, [anonimizat] (6). [anonimizat].

Figura 1.3. [anonimizat].

• Schema tehnologică a sudării cu plasmă (fig. 1.4)

[anonimizat] (1), [anonimizat] (2) și este puternic ștrangulat mecanic și electromagnetic. Prin ajutajul (2) se trimite un gaz plasmogen (argon), [anonimizat], plasma. Temperatura jetului de plasmă este foarte ridicată (10000 – 24000)°C. Pentru protecția arcului și răcirea ajutajului se suflă prin ajutajul (3) un gaz de protecție (heliu+argon). Arcul ce se formează inițial între electrod și ajutaj (arc pilot) este apoi transferat, prin deschiderea comutatorului K, asupra piesei care este legată la polul pozitiv al sursei.

Figura 1.4. Schema sudării cu plasmă.

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

Figura 1.5. Schema sudării în baie de zgură.

Sudarea în baie de zgură este un procedeu de mare productivitate. Cusătura sudată se formează pe verticală. Căldura necesară se obține pe baza efectului Joule-Lenz, la trecerea curentului printr-o baie de flux topit având rezistența electrică mare și temperatura ridicată. Baia de zgură se formează prin topirea unui flux special între marginile pieselor de sudat (2) și patinele (3) din cupru răcite forțat cu apă. După topire, arcul format la începutul procesului de sudare se șuntează, sârma electrodului (4) fiind trecută în baia de flux (1) ce are temperatura de topire mai mare decât a electrodului. Electrodul este antrenat în baie prin ghidajul (5) cu un sistem cu role. Metalul topit, având greutatea specifică mai mare, se depune la partea de jos și formează, prin solidificare, cusătura sudată (6).

2. Arcul electric

2.1. Amorsarea și formarea arcului electric. Părțile componente ale arcului electric

Etapele amorsării și formării arcului electric sunt prezentate în figura 2.1.

Electrodul, legat la una din bornele sursei (de exemplu la cea negativă), este adus în contact cu piesa legată la cealaltă bornă (fig. 2.1a). Punctele de contact, ce constituie locuri de ștrangulare a liniilor de curent, se vor încălzi până la temperatura de topire datorită curentului de scurtcircuit foarte mare. Sub influența forței de apăsare F, numărul punctelor de contact crește continuu, astfel încât în final, zona de contact dintre electrod și piesă va fi formată dintr-o punte de metal lichid (fig. 2.1b). La ridicarea electrodului de pe piesă (fig. 2.1c), simultan cu alungirea punții de metal, datorită forțelor electromagnetice Fe, se va produce și o ștrangulare a acestei punți. Ștrangularea punții metalice determină o creștere a rezistenței electrice, ceea ce conduce la creșterea temperaturii acestei porțiuni. La atingerea temperaturii de fierbere a metalului are loc ruperea punții metalice și formarea vaporilor metalici care, fiind ușor ionizabili, asigură trecerea curentului în continuare, sub forma unei descărcări electrice în arc (fig. 2.1d).

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

a) contact b) încălzire c) retragerea d) aprinderea

și topire electrodului arcului

Figura 2.1. Amorsarea și formarea arcului electric.

Trebuie precizat faptul că, datorită transportului de ioni de la anod la catod, anodul va apărea sub forma unui crater, iar catodul sub forma unui con. La întreruperea punții de metal, temperatura catodului este menținută și chiar majorată datorită bombardării cu ioni pozitivi, captați din descărcare.

În conformitate cu legile termodinamicii, densitatea curentului de emisie termoelectrică J [A/m2] este dată de formula lui Richardson:

(2.1)

unde:

J0, – constantă ce depinde de material și de natura suprafeței catodului [A/m2K2];

Tk – temperatura suprafeței catodului [K];

q – sarcina electronului, în valoare absolută [C];

Ue – potențialul de ieșire [V];

K – constanta lui Boltzman [J/°K].

Analizând relația (2.1) se observă că densitatea curentului termoelectronic se mărește odată cu reducerea potențialului de ieșire Ue.

În afară de natura și starea catodului, densitatea de curent termoelectronic depinde cel mai mult de temperatură.

În cazul sudării cu electrod nefuzibil se petrec aceleași fenomene, însă puntea metalică topită se produce numai în contul topirii metalului de bază.

Părțile componente ale arcului electric sunt: zona catodică, coloana arcului și zona anodică. În figura 2.2 s-a reprezentat schematic arcul electric precum și repartizarea căderilor de tensiune în lungul acestuia.

a) contact

b) încălzire și topire

Delimitările de spațiu într-o descărcare sunt justificate prin aceea că repartizarea tensiunii este neuniformă, deoarece apar grupări masive de sarcini excedentare în jurul celor doi electrozi.

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

Figura 2.2. Părțile componente ale arcului electric.

Pata catodică (1) se formează pe suprafața catodului și este locul cel mai cald al catodului, fiind sursa emisiei electronilor. Fără pata catodică, arcul electric nu s-ar putea forma. Acest lucru a fost demonstrat experimental, prin inversarea polarității și deplasarea anodului cu viteze din ce în ce mai mari. S-a observat că, de la o anumită viteză de deplasare a anodului pata catodică (de pe piesa fixă) neputându-se forma, arcul electric se stinge, ceea ce nu se întâmplă la arcul cu polaritate directă.

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

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

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

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

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

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

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

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

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

Temperatura coloanei arcului crește odată cu creșterea curentului și scade cu scăderea potențialului de ionizare. Curentul total prin coloana arcului reprezintă o sumă între curentul dat de sarcinile pozitive ce se deplasează spre catod și curentul format de sarcinile negative ce se deplasează spre anod.

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

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

(2.2)

unde:

Ec – intensitatea câmpului electric [V/cm];

Uc – căderea de tensiune în coloana arcului [V];

lc – lungimea coloanei arcului.

2.2 Caracteristica statică a arcului electric de curent continuu

Distribuția tensiunii în arc are forma din figura 2.2, tensiunea arcului fiind alcătuită din căderile de tensiune pe cele trei zone ale sale:

Ua = Uk + Uan +Uc (2.3)

Parametrii ce determină comportarea arcului de sudare sunt curentul ce trece prin arc (Ia), tensiunea arcului (Ua) și lungimea arcului(la). Caracteristica arcului va fi definită prin relația:

f(Ua, Ia, la) = 0 (2.4)

și se numește caracteristica statică a arcului electric.

Pentru a simplifica reprezentarea și interpretarea acestei funcții se păstrează unul din parametri, fie intensitatea curentului Ia, fie lungimea arcului la, la valori constante, obținându-se caracteristicile:

Ua = f1(la) la Ia = ct., respectiv (2.5)

Ua = f2(Ia) la la = ct. (2.6)

În mod obișnuit, caracteristica arcului se reprezintă sub forma unei familii de curbe

Ua = f(Ia) (2.7)

luându-se drept parametru variabil lungimea arcului la.

Deoarece tensiunea are trei componente, pentru a se determina caracteristica arcului, se va considera modul în care variază cu intensitatea curentului fiecare componentă din relația (2.3).

Căderea de tensiune pe zona catodică Uk nu depinde practic de valoarea curentului, într-un domeniu larg de variație a curentului, de la 100 A în sus. Cercetările au demonstrat că, la curenți mici, suprafețele petelor catodice și anodice cresc proporțional cu intensitatea curentului, densitatea de curent rămânând constantă. Se consideră că intensitatea câmpului electric în zonele electrozilor, precum și tensiunile Uk și Uan sunt practic independente de valoarea curentului. La valori mari ale curentului, când pata catodică acoperă întreaga suprafață transversală a electrodului, căderea de tensiune crește într-o oarecare măsură, deoarece creșterea curentului se face pe seama creșterii densității de curent (cazul sudării automate).

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

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

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

Uc =IaRca (2.8)

unde Rca este rezistența echivalentă a coloanei arcului electric. Așa cum se va arăta ulterior, Rca are un caracter neliniar.

Deoarece Ec = ct. (2.2), se poate determina căderea de tensiune în coloana arcului:

Uc = Ec.la, (2.9)

unde intensitatea câmpului electric Ec se poate exprima ca fiind egală cu raportul dintre densitatea de curent Jc și conductibilitatea electrică a coloanei arcului (c):

(2.10)

deci:

(2.11)

rezultând astfel că:

(2.12)

La valori mici ale curentului, aria secțiunii coloanei arcului Sc va depinde de dimensiunile petelor active. Cu creșterea curentului, crește suprafața petelor active, deci și diametrul coloanei arcului, astfel încât valoarea lui Rca va scădea mai rapid decât crește Ia, obținându-se o diminuare a valorii Uc. Când una dintre petele active va acoperi întreaga secțiune a electrodului, creșterea în continuare a lui Sc devine imposibilă, căderile de tensiune pe catod și anod devin aproximativ constante, iar Rca va avea o valoare aproximativ constantă.

În aceste condiții se poate scrie:

Uk + Uan = a = ct. = Uap și deci

Ua = a + Ia•Rca

sau:

Ua = a + Ec.la (2.13)

unde Uap reprezintă tensiunea de aprindere a arcului și depinde de diametrul electrodului, natura învelișului și a gazului în care arde arcul.

Forma generală a caracteristicii statice a arcului electric este prezentată în figura 2.3, în care se observă trei zone distincte:

Figura 2.3. Caracteristica statică a arcului electric.

I – zona curenților mici, în care tensiunea în arc scade odată cu creșterea curentului, deoarece crește secțiunea coloanei arcului. Crescând secțiunea coloanei arcului, precum și temperatura acesteia, va crește conductibilitatea c, prin ionizarea mai bună a gazului;

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

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

Figura 2.4. Caracteristica dinamică a arcului electric.

Caracteristica statică este determinată prin variații lente ale curentului și tensiunii. Dacă se mărește rapid curentul de la I1 la I2 (fig. 2.4) se constată că în locul tensiunii indicate de caracteristica statică este necesară o tensiune mai mare (curba 2), datorită inerției fenomenelor termice și de ionizare și invers dacă se micșorează curentul de la I2 la I1, tensiunea va fi indicată de curba 3.

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

3.Stabilitatea arcului electric și a procesului de sudare

La sudarea cu arc electric a metalelor, arcul electric și sursa de sudare formează un sistem energetic reciproc dependent. De proprietățile acestui sistem sunt legate în mare măsură calitatea sudurii și posibilitățile de folosire eficientă a utilajului de sudare. În cazul cel mai general, arcul se numește stabil când valorile medii ale parametrilor ce îl determină, electrici și geometrici, rămân neschimbați (în cadrul unor limite), pe toată perioada cât se fac observațiile.

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

Aprecierea dacă un arc este stabil sau nu, se face studiind oscilogramele ridicate pentru curent și tensiune. În considerațiile făcute până acum s-au prezentat condițiile de natură fizică și electrică ale circuitului în care se găsește arcul, pentru ca acesta să ardă stabil. În continuare, se va studia influența proprietăților sursei de alimentare asupra stabilității arcului.

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

Topirea electrodului și trecerea metalului sub forma de picături provoacă variații bruște ale lungimii arcului și scurtcircuitări repetate ale sursei. Caracterul dinamic al sarcinii necesită ca sursa de alimentare să îndeplinească anumite condiții speciale.

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

Se consideră sistemul format dintr-o sursă de alimentare (S.A.) și un arc electric (fig. 3.1). Pentru fiecare valoare a curentului debitat Is, la bornele sursei va fi o anumită tensiune Us. Regimul staționar al sistemului este determinat de egalitatea tensiunilor și curenților. Prin urmare, la o astfel de stare se poate scrie:

Ua = Us = Ur

(3.1)

Ia= Is = Ir

unde Ur si Ir reprezintă tensiunea și curentul în punctul de funcționare (de regim).

Figura 3.1. Sursa de alimentare și arcul electric.

Prin caracteristica externă a sursei de sudare se înțelege curba de variație a tensiunii la borne în funcție de intensitatea curentului debitat. Între caracteristica externă a sursei și caracteristica statică a arcului trebuie să existe o corelație care să asigure un proces de sudare stabil și uniform.

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

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

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

În punctul A – dacă va crește curentul cu I, tensiunea sursei devine mai mare decât a arcului și curentul crește până ajunge în punctul B. Rezultă că punctul A este un punct instabil de funcționare.

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

Caracteristicile externe trebuie să îndeplinească următoarele condiții:

La mers în gol, sursa trebuie să asigure o tensiune suficientă pentru aprinderea arcului electric;

După aprindere, tensiunea sursei trebuie să fie acordată cu aceea a arcului, ceea ce impune caracteristicii sursei să varieze după cum cere caracteristica statică a arcului;

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

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

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

Figura 3.3.Caracteristica externă a sursei.

Diferitele caracteristici coborâtoare posibile sunt prezentate în figura 3.3b. Se observă că în cele trei puncte de funcționare A1, A2 și A3, curenții de sudare au valori apropiate. Ceea ce variază în limite mari, este raportul Ik/Is. Pentru caracteristica (1), raportul Ik/ Iseste supraunitar, dar apropiat de valoarea 1. În cazul caracteristicilor de tipul (3) se observă că sursa este improprie pentru sudare, punctul A3 fiind un punct de funcționare în regim instabil.

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

Figura 3.4. Modificarea caracteristicilor Figura 3.5. Variația intensității

arcului cu lungimea acestuia. pentru două caracteristici externe.

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

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

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

Figura 3.6. Variante de modificare a caracteristicii externe.

În figura 3.6a, sursele au caracteristici convenabile, deoarece tensiunea de mers în gol nu se schimbă la variația curentului de sudare. Sursele din figura 3.6b nu corespund, deoarece la curenți de sudare mici, când ionizarea gazelor din coloana arcului este redusă, tensiunea de mers în gol este coborâtă.

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

3.2 Proprietățile dinamice ale surselor pentru sudare

În arcul electric cu electrod fuzibil, fenomenele se complică, deoarece într-o secundă trec prin arc 20-30 picături și tot de atâtea ori se scurtcircuitează sursa de alimentare, producându-se o solicitare dinamică a ei. Datorită acestui fapt se produc variații rapide ale intensității curentului și tensiunii, astfel încât numai caracteristica externă nu poate fi concludentă pentru aprecierea calităților sursei. Variațiile rapide ale parametrilor electrici, ce se produc în intervale de ordinul sutimilor de secundă, sunt reprezentate în figura 4.7.

Figura 3.7. Variația parametrilor electrici.

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

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

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

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

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

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

Criteriul rezistenței aparente a sursei de sudare:

Stabilitatea arcului este cu atât mai bună cu cât Rf este mai mare.

Criteriul :

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

3. Criteriul P (pentru transformatoare de sudare):

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

Figura 3.8. Oscilograma curentului la sudare.

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

3.3 Reglarea curentului de sudare

Valoarea curentului de scurtcircuit se poate schimba prin modificarea fie a raportului de transformare, fie a reactanței transformatorului.

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

Figura 3.9. Modificarea raportului de transformare.

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

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

I – Așezarea înfășurărilor primare și secundare pe aceeași coloană, la distanța variabilă d (varianta înfășurărilor mobile). Una din înfășurări se realizează mobilă și se poate deplasa cu ajutorul unui dispozitiv (fig. 3.10a). Prin mărirea distanței d, reluctanța magnetică (Rm) scade datorită măririi fluxurilor de dispersie, deci inductivitatea L = C1-W2/Rm crește, conducând la creșterea reactanței X = .L și implicit Ia reducerea valorii curentului I2k.

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

Figura 3.10. Modificarea raportului de transformare cu înfășurare mobilă.

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

II – Metoda șunturilor magnetice

Figura 3.11. Transformator cu șunt magnetic.

Șuntul magnetic are același efect ca și variația distanței dintre înfășurări, conducând la mărirea fluxurilor de dispersie, deci la creșterea reactanței. Schema de principiu a unui astfel de transformator este prezentată în figura 3.11.

Creșterea maximă a reactanței se obține la valoarea de 90° a unghiului (curenții cei mai mici de sudare).

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

III – Metoda bobinei de reactanță separată

Transformatorul de sudare este monofazat, cu dispersie normală, tensiunea la bornele secundarului fiind aproape constantă la variația curentului (curba 1). În momentul în care se intercalează în circuit bobina de reactanță, reactanță ei se însumează cu reactanță de dispersie a transformatorului și caracteristica externă a grupului format din transformator și bobină va fi coborâtoare (curba 2) (fig. 3.12).

Figura 3.12. Reglarea curentului cu bobină de reactanță.

4. Utilaje folosite la sudare

4.1. Utilaje pentru sudarea semiautomată sub strat de flux

La aceste instalații (fig. 4.1), deplasarea capului de sudare se face manual. De obicei, capul de sudare este sprijinit pe piesa de sudat cu ajutorul unui dispozitiv cu înălțimea reglabilă.

Figura 4.1. Instalație pentru sudarea semiautomată sub strat de flux. 1- sursa de sudare; 2- cutia de distribuție cu aparatajul de control; 3- mecanismul de avans al sârmei electrod; 4- tambur cu sârma electrod; 5- cap de sudare cu pâlnia pentru de flux; 6- tub flexibil.

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

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

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

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

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

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

Totuși, practica a arătat că procesul de sudare este stabil la viteza de avans constantă a electrodului, cu condiția ca diametrul sârmei electrod să nu depășească 2 mm, iar intensitatea curentului să se mențină între 250..650 A. Explicația rezidă din faptul că, micșorând diametrul electrodului se mărește densitatea de curent, respectiv stabilitatea procesului de sudare. Din aceste motive, semiautomatele pentru sudare se realizează, fără excepție, fără reglaj automat al vitezei de avans a electrodului.

4.2 Utilaje pentru sudarea în mediu de gaz protector

La sudarea în mediu de gaz protector se asigură o protecție foarte bună a băii de metal topit în timpul operației de sudare.

În condiții de șantier, trebuie găsite mijloacele necesare pentru ca pătura de protecție gazoasă să nu fie suflată de curenții de aer. Gazele folosite pentru protecția spațiului arcului pot fi împărțite în trei grupeprincipale:

Gaze inerte: argon, heliu;

Gaze active: CO2, N2, H2, vapori de apă;

Amestecuri de gaze active și inerte: Ar + O2, Ar + N2, Ar + H2, Ar + CO2.

Dezvoltarea accentuată a acestor procedee în ultimul timp, se explică printr-o serie de avantaje tehnico-economice, și anume:

nu se folosesc fluxuri sau învelișuri pentru electrozi, prin urmare
nu mai este necesară operația de curățire a cusăturii de zgură;

productivitate ridicată;

-grad înalt de concentrare a căldurii în zone restrânse, ceea ce reduce mult deformațiile pieselor sudate;

acțiune minimă dăunătoare a oxigenului și azotului atmosferic;

posibilitatea sudării unor metale și aliaje speciale, la grosimile cele mai variate;

posibilitatea supravegherii arcului deschis, deci conducerea mai bună a procesului de sudare;

-posibilități mai largi de mecanizare și automatizare. Procedeele de sudare în mediu de gaz protector diferă după felul electrozilor folosiți (fuzibili sau nefuzibili), după felul gazului de protecție și după felul arcului electric.

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

Utilaje pentru sudarea în mediu de hidrogen atomic;

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

Utilaje pentru sudarea în mediu de argon sau heliu, cu electrod fuzibil (M.I.G.);

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

4.2.1 Utilaje pentru sudarea în mediu de hidrogen atomic

Sudarea în hidrogen atomic (arc-atom) se face cu un arzător special, arcul formându-se între doi electrozi de wolfram legați la o sursă de curent alternativ (ca.)- Coaxial cu electrozii se trimite jetul de hidrogen care trece în zona arcului printr-un spațiu inelar format între electrod și ajutajul electrodului (fig. 4.3).

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

H + H = H2 + 10600 cal/mol

Figura 4.3 Schema procedeului de sudare în mediu de hidrogen atomic.

1-arzătoare; 2-electrozi; 3-zona de reasociere; 4- zona de hidrogen molecular; 5- zona de disociere.

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

Is = (15…20) de [A],

unde de = s/3 + 1 [mm].

Debitul de hidrogen este QH2 = 800 + 15 • Is [l/h]

Datorită acțiunii de răcire a arcului provocată de disociere, precum și a potențialului ridicat de ionizare a hidrogenului, este necesară o tensiune mare pentru amorsarea arcului și instalația trebuie prevăzută cu dispozitive de protejare contra electrocutării.

Procedeul se utilizează la sudarea pieselor relativ mici din fontă, oțel refractar, încărcări cu materiale dure și lucrări de reparații speciale. Nu se poate aplica aliajelor ce conțin procente mari de elemente cu afinitate mare față de hidrogen: Cu, Ni, Ti, Al.

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

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

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

Schema instalației pentru sudarea manuală, cu arc electric, în mediu de argon, în curent continuu, este prezentată în figura 4.4.

Figura 4.4. Schema instalației de sudare WIG.

1 – generator de sudare; 2 – oscilator; 3 – rezistență de balast; 4- ampermetru; 5- condensator; 6- bobină; 7- arzător; 8- debitmetru; 9- reductor de presiune; 10- butelie.

Pentru amorsarea arcului electric se folosește un oscilator. Acesta produce o tensiune de valoare mare și frecvență ridicată. Datorită câmpului electric intens, în spațiul arcului se produce o ionizare pronunțată, permițând aprinderea arcului. Din punct de vedere constructiv, oscilatorul este un generator de scântei, de frecvență ridicată. Bobina (6) și condensatorul (5) alcătuiesc un filtru de protecție pentru ca tensiunea înaltă să nu ajungă la sursa de sudare.

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

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

4.2.3 Utilaje pentru sudarea MIG.

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

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

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

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

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

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

4.2.4 Utilaje pentru sudarea MAG.

Arcul electric se formează între electrodul fuzibil și piesă, într-un mediu de gaz activ. De obicei, se utilizează bioxidul de carbon (CO2), care realizează protecția arcului. Acest gaz are o acțiune oxidantă, ce poate fi compensată prin creșterea conținutului de elemente de aliere din sârma electrod. Datorită temperaturii ridicate, bioxidul de carbon disociază, iar oxigenul atomic oxidează elementele de aliere:

CO2 -> CO + O

Elementele cu afinitate mare la oxigen: Si, Va, Mn, C, vor intra în reacție de oxidare, concomitent având loc și reacții de reducere:

Mn + O = MnO oxidare

MnO + C = CO + Mn reducere

Din reacția azotului cu bioxidul de carbon rezultă oxizi insolubili în baia de metal topit. Bioxidul de carbon trebuie să aibă o puritate de 99%. Fiind avid de apă, bioxidul de carbon va forma acidul carbonic H2CO3.

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

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

Figura 4.7. Schema instalației de sudare prin procedeul MAG.

1 – sursa de curent; 2 – tabloul de comandă; 3 – mecanism de avans; 4 – cap de sudare; 5 – tambur sârmă; 6 – debitmetru; 7 – uscător gaz; 8 – reductor de presiune; 9 – încălzitor gaz; 10 – butelie CO2.

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

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

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

4.3 Robotizarea proceselor de tăiere și a proceselor conexe.

4.3.1. Particularități și cerințe pentru roboții folosiți la procesele de tăiere.

Numărul aplicațiilor robotizate ale proceselor de tăiere este cu mult mai redus decât cel întâlnit la sudare. Considerăm că unul dintre motive este precizia deosebită cerută roboților în acest caz, deoarece dacă la sudare, baia de metal topit „integrează" micile abateri de poziționare și deplasare, la tăiere orice discontinuitate de poziționare sau inconstantă a vitezei, accelerației, etc. se traduce prin neuniformități ale suprafeței tăiate.

În ultimul deceniu, perfecționarea organelor de mașini (ghidaje liniare, șuruburi cu bile, reductoare armonice, etc), a motoarelor și acționărilor acestora, a traductoarelor și sistemelor de comandă au făcut posibilă realizarea unor RI cu performanțe dinamice și de precizie mari la costuri cât se poate de accesibile. Astfel, precizii de ordinul a +/- 0,2 mm și chiar mai bune, în cea mai defavorabilă combinație de perturbații permit folosirea unor roboți comuni inclusiv la robotizarea proceselor de tăiere.

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

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

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

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

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

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

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

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

4.3.2. Sisteme robotizate de tăiere cu flacără oxigaz

Din diferite cauze, flacăra utilizată la tăierea oxi-gaz ar putea, în timpul procesului de tăiere să se stingă. În cazul tăierii robotizate, în absența operatorului uman, aceasta ar putea avea efecte periculoase datorită gazelor combustibile / explozive ce ar continua să iasă din capul de tăiere. Pentru a împiedica acest lucru, în practică se utilizează adesea un sistem de supraveghere a arderii flăcării, ca de exemplu :

o fotocelulă care sesizează absența radiației luminoase a flăcării; un traductor de ionizare al gazului fierbinte din apropierea jetului de tăiere;

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

Semnalele de la aceste traductoare comandă blocarea admisiei gazelor (O2, C2H2) și oprirea robotului pe traiectorie. Roboții industriali moderni permit ca după remedierea cauzei stingerii și reaprinderea flăcării de tăiere, procesul să poată fi reluat din locul opririi.

Programul specializat de elaborare a subrutinelor de tăiere va genera și va trimite direct în sistemul de comandă al robotului codul obiect al programului de debitare.

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

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

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

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

a) b)

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

Premizele și efectele procesului de tăiere cu oxigaz

Un proces continuu de tăiere oxigaz poate să se producă în rostul tăiat numai dacă sunt îndeplinite următoarele condiții:

dacă muchia superioară a tăieturii se află în permanență la temperatura de aprindere ;

dacă există în permanență o cantitate suficient de mare de atomi din substanțele reactivante (oxigen și fier) ;

dacă căldura de reacție este suficientă pentru a produce lichefierea produșilor de reacție ;

dacă energia cinetică a jetului de oxigen este suficient de mare pentru a produce purjarea ( îndepărtarea ) filmului de material topit

Sisteme robotizate de tăiere cu plasmă.

Datorită numeroaselor avantaje tehnico-economice, în ultimul timp se constată tendința de înlocuire a flăcării oxigaz cu arcul de plasmă.

Atât comanda mediilor plasmagene și de protecție, controlul energiei arcului de tăiere, precum și sesizarea arderii acestuia se pot face mult mai ușor decât la sistemele oxigaz, pe cale electrică.

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

Ca și în cazul tăierii pe mașini automate, piesele pot fi așezate pe mese de tăiere, prevăzute cu cuie conice sau role. În cazul tăierii robotizate apare posibilitatea suplimentară de a pune piesele pe o masă de poziționare cu 1 – 3 grade de mobilitate, ca în figura 4.12., ceea ce permite șanfrenări oricât de complexe.

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

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

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

Figura 4.13. Sistem robotizat pentru tăierea pieselor de mari dimensiuni

b)

Figura 4.14. Repere având configurație complexă ( a ), debitate pe un sistem robotizat de tăiere cu plasmă ( b ).

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

Uzura acestora este redusă: o pereche electrod / diuză asigură tăierea a 3 până la 120 metrii de tăietură în tablă de 10 mm.

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

Procedeul de tăiere cu plasmă și oxigen, dezvoltat în ultimele decenii prezintă anumite perticularități.

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

Oxigenul pătrunde prin jetul de plasmă și se încălzește în așa măsură, încât moleculele sale sunt disociate și trec într-o stare ionizată, în care conductibilitatea electrică este considerabilă. În aceste condiții, reactivitatea oxigenului se diminuează odată cu creșterea temperaturii. Ca urmare, la tăierea cu plasmă și oxigen nu se îndeplinește condiția a doua din cele patru prezentate. Se poate demonstra chiar și prin calcul că, deasupra temperaturii de 4500°C, reacția dintre fierul conținut în metalul de bază și oxigen nu mai este posibilă. Acest lucru înseamnă că în imediata apropiere a frontului de tăiere, fierul nu este oxidat. Tăierea cu plasmă și oxigen este, în consecință, un procedeu de tăiere prin topire.

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

b)

Figura 4.16. Modificările muchiei tăieturii la procedeul de tăiere cu laser și oxigen ( a ) și modificările muchiei tăieturii la procedeul de tăiere cu plasmă și oxigen ( b ).

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

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

Pe lângă tăierea propriu – zisă, echipamente asemănătoare, compuse dintr-un robot și o instalație laser se folosesc actualmente la curățirea suprafețelor metalice, marcare sau perforare. De exemplu, compania americană DATRONIX a pus la punct un sistem de perforare cu fascicol laser al circuitelor imprimate.

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

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

Pentru acestea și pentru alte materiale, laserul cu alexandrit este evident mai avantajos energetic. Ca domeniu principal de aplicare se menționează în literatură tăierea tablelor și foliilor subțiri metalice.

Figura 4.17. Coeficienții de intensitate relativă de interacțiune dintre fascicolul laser și câteva metale uzuale.

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

energia impulsurilor: 5 – 40 J / impuls ;

puterea medie : 10 – 100 J;

durata impulsurilor : 0.1 – 10 ms ;

frecvența impulsurilor : 1 – 20 Hz.

Constituind o sursă de energie pură, perfect controlabilă de până la 5…6 kW, atât laserul cu CO2 cât și cel cu Nd:YAG continuă să fie aplicate pe scara largă la tăierea materialelor, obținându-se tăieturi acurate, calitative și repetitive într-un domeniu larg de grosimi.

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

Posibilitatea de a tăia piese tridimensionale complexe în condiții de mare precizie, cu zone minimale afectate termic, a contribuit la o creștere substanțială a aplicării laserelor – atât cel cu CO2 cât și cele solide la aceste procese.

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

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

Sisteme robotizate de tăiere cu jet de apă

Debitarea cu un jet de apă sub presiune reprezintă o tehnologie care se impune tot mai mult, în special la debitarea materialelor neferoase.

Pentru materialele uzuale se folosesc instalații care ridică presiunea apei la 2000 -4000 bar, realizate pe baza unor pompe cu dublu efect.

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

P1 * S1 = p2 * S2

în consecință p2 = S1/S2*p1

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

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

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

5 Îmbinări sudate

5.1 Clasificarea îmbinărilor sudate

Clasificarea îmbinărilor sudate se poate face după mai multe criterii. Printre acestea, cele mai importante sunt următoarele:

după poziția în spațiu a îmbinării în momentul sudării;

după poziția reciprocă a elementelor îmbinate.

După primul criteriul, îmbinările sudate se clasifică în (fig. 5.1):

Cusătură orizontală sau orizontală în jgheab;

Cusătură orizontală pe plan înclinat sau orizontală cu un perete vertical;

Cusătură orizontală pe perete vertical sau orizontală cu pereți înclinați;

Cusătură în cornișă;

Cusătură de plafon sau peste cap;

Cusătură verticală – de jos în sus (ascendentă);

– de sus în jos (descendentă).

Figura 5.1. Tipuri de îmbinări după poziția în spațiu în momentul sudării.

1 – orizontală (orizontală în jgheab); 2 – orizontală pe plan înclinat (orizontală cu un perete vertical); 3 – orizontală pe perete vertical(orizontală cu pereți înclinați); 4 – în cornișă; 5 – de plafon; 6 – verticală (ascendentă, descendentă).

După cel de-al doilea criteriu, îmbinările sudate se clasifică în:

1. Îmbinări cap la cap:

unilaterale sau bilaterale;

cu sau fără prelucrarea marginilor.

2. Îmbinări de colț;

3. Îmbinări în găuri.

5.2. Îmbinări cap la cap

5.2.1. Elementele geometrice ale cordonului

Forma cordonului de sudură depinde de mai mulți factori, în special la sudarea manuală unde intervine și calificarea operatorului sudor. Forma cordonului, laîmbinarea cap la cap, este prezentată în figura 5.2.

Figura 5.2. Elementele geometrice ale îmbinării cap la cap.

Pe măsură ce se topește electrodul, se topește și metalul de bază, care participă la formarea cordonului. Cantitatea de metal de bază, ce intră în fuziune, respectiv adâncimea până la care pătrunde arcul electric, depinde de intensitatea curentului de sudare. De aceea, la sudarea manuală, care se face cu intensități mici, adâncimea de pătrundere H este limitată. Experimental s-a stabilit, pentru sudarea manuală cap la cap fără teșirea marginilor, că adâncimea de pătrundere maximă este de Hmax = 5mm. Din aceste motive, tablele cu grosimi mici s < 4mm, pot fi sudate pe o singură parte, iar la grosimi s = (5…8)mm tablele se sudează pe ambele părți, fără teșirea marginilor. Pentru grosimi mai mari muchiile se teșesc, iar rostul b va fi mai mare. Lățimea cordonului are valoarea E = (5…15)mm, iar raportul = E/H ia valori cuprinse între (2…8). raport ce poartă numele de coeficient de formă al cordonului. Cordonul de sudură este caracterizat, în afara mărimilor prezentate mai sus, și de supraînălțarea h < 0,1 s (valoare recomandată).

5.2.2. Prelucrarea marginilor la îmbinările cap la cap

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

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

4)1/2U; s = (12…60)mm; 5) X; s = (12…60)mm; 6)U; s = (20…60)mm

= 10°; b,c = f(s) = 60°; b,c = f(s) =10°; b,c = f(s).

7)2U;s = (30…60)mm; =10 ;b,c = f(s).

Figura 5.3. Prelucrarea marginilor la îmbinările cap la cap.

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

a) b)

Figura 5.4. Pătrunderea cordonului în funcție de unghiul de prelucrare a marginilor.

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

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

Figura 5.5. Consumul de metal de adaos în funcție de grosimea tablelor și de modul de prelucrare a marginilor.

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

Trebuie subliniat, însă, faptul că prelucrările în V, X și U trebuie realizate pentru ambele margini, ceea ce conduce la creșterea consumului de manoperă și energie la prelucrare. Deci, adoptarea modului de prelucrare a marginilor se va face analizând ambii factori.

În ceea ce privește sudarea cap la cap a tablelor cu grosimi diferite, tabla mai groasă trebuie teșită pe o anumită lățime, dacă diferența de grosime depășește valoarea admisă (tabelul 5.1).

Tabelul 9.1 Diferența de grosime admisibilă de la care este necesară teșirea.

Teșirea poate fi făcută și pe ambele părți, dar în construcția de nave nu se poate face decât pe partea opusă celei pe care se sudează osatura (fig. 5.6).

Figura 5. 6. Teșirea marginii în cazul diferențelor mari de grosime.

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

Ca observație generală, trebuie menționat faptul că unghiul a este ai mic la toate prelucrările, iar pragul c este mai mare. în ceea ce privește rostul b, acesta este în general același ca la sudarea manuală. Consumul de metal depus va fi în consecință mai mic pentru aceeași îmbinare sudată automat.

5.3 Îmbinări de colț

Aceste îmbinări sunt alcătuite din elemente așezate perpendicular, având marginile teșite sau nu, în funcție de grosimea materialului, îmbinările de colț pot fi:

• continue – unilaterale;

-bilaterale.

•discontinue -unilaterale;

-în zig-zag;

-în pieptene;

-în lanț.

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

a) unilaterală discontinua c) în pieptene

b) în zig-zag d) în lanț

Figura 5.7. Tipuri de îmbinări discontinue.

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

a) în găuri rotunde b) în găuri ovale

Figura 5.8. Tipuri de îmbinări în găuri.

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

5.3.1 Elementele geometrice ale cordonului

Secțiunea transversală a cordonului de sudură este caracterizată de următoarele elemente geometrice (fig. 5.9):

So, Sv – adâncimea de pătrundere în tabla orizontală și verticală;

– adâncimea de pătrundere;

Ko, Kv – cateta orizontală, respectiv verticală;

a – înălțimea cordonului;

f-săgeata cordonului.

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

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

Cordonul de sudură se poate forma astfel încât săgeata f să fie pozitivă sau negativă, înălțimea a luând în acest caz valori cuprinse între (0,7 …1)K. Trebuie menționat că nu se acceptă săgeată negativă. Conform STAS, dimensiunea a se numește înălțimea sau calibrul cordonului. După standardele GOST, calibrul sudurii este definit de cateta K. Acoperitor, se consideră că relația dintre acestea trebuie să fie a = 0,7K. În calcule, secțiunea rezistentă a cordonului este definită de înălțimea acestuia a, neglijându-se supraînălțarea. Din acest motiv, se caută ca sudurile de colț să aibă săgeata f = 0, valoare pentru care secțiunea Fc este minimă.

5.3.2 Prelucrarea marginilor

La îmbinarea prin sudare manuală a pieselor groase, pentru a mări adâncimea de pătrundere a cordonului, și deci secțiunea acestuia, se prelucrează muchiile adiacente, în conformitate cu unul din cele două desene prezentate în figura 5.10.

a) prelucrare în 1/2V b) prelucrare în K

Figura 5.10. Prelucrarea marginilor pentru îmbinările de colț

Prelucrarea tip 1/2 V, se practică pentru table cu grosimi cuprinse între valorile S1 = (10…24)mm, iar prelucrarea tip K pentru grosimi S1 = (16 …40)mm, celelalte dimensiuni luând următoarele valori: = 50° ± 5°, b = (0…3)mm = f(S1) și c = (0…2)mm = f(S1).

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

6. Reprezentarea, notarea și cotarea sudurilor

În desenul tehnic industrial, sudurile pot fi reprezentate detaliat, respectând regulile generale ale desenului tehnic, sau simplificat prin simboluri și specificații. În general, asamblările sudate se reprezintă în două proiecții: o vedere longitudinală și o secțiune transversală.

6.1. Reprezentarea detaliată a sudurilor

Această reprezentare cuprinde toate formele și dimensiunile sudurii și se utilizează în cazul în care reprezentarea simplificată nu determină univoc forma și dimensiunile sudurii.

În vedere longitudinală, cordonul de sudură se reprezintă prin linii subțiri curbe și echidistante. În secțiune, conturul cordonului se trasează cu linie continuă groasă, iar atunci când nu se urmărește redarea detaliată a rostului, cordonul se reprezintă înnegrit.

Figura 6.1. Reprezentarea cordonului de sudură în vedere și secțiune.

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

Figura 6.2. Forma și dimensiunile rostului.

În cazul sudurilor intermitente se cotează lungimea utilă a unui element al cordonului și intervalul dintre ele. Secțiunea sudurii intermitente de colț nu se înnegrește (fig. 6.3).

Figura. 6.3. Reprezentarea sudurilor intermitente.

6.2. Reprezentarea simplificată a sudurilor

În vedere longitudinală, frontală și în secțiune transversală, cordonul de sudură se reprezintă cu linie continuă groasă, excepție făcând sudurile în găuri rotunde și prin puncte care se reprezintă prin axele găurilor/punctelor de sudură și sudurile în linie care se reprezintă prin axa sudurii (fig. 6.4).

Figura 6.4. Reprezentarea simplificată a sudurilor.

6.3. Cotarea și notarea sudurilor reprezentate simplificat

Sudurile reprezentate simplificat se vor nota pe desene cu ajutorul următoarelor elemente (fig. 6.5):

simboluri principale;

simboluri secundare;

o linie de reper;

două linii de referință;

un număr de cote și indicații suplimentare.

Figura 6.5. Cotarea sudurilor.

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

Tabelul 6.1. Simbolurile sudurilor.

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

Tabelul 6.2. Simbolurile sudurilor simetrice.

Tabelul 6.3. Simbolurile secundare

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

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

Figura 6.6. Linia de reper în cazul Figura 6.7. Linia de reper în cazul

pieselor prelucrate pieselor neprelucrate

Liniile de referință, în număr de două, se trasează paralel cu chenarul formatului. Linia de referință 1 se reprezintă cu linie continuă subțire, în capătul liniei de reper. Simbolurile sudurii, față de liniile de referință, au următoarele poziții (fig. 6.8):

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

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

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

Figura 6.8. Linia de referință

Linia de referință 2 are următoarea poziție față de linia de referință 1:

sub linia de referință 1, dacă linia de reper se află pe partea îmbinării;

deasupra liniei de referință 1, dacă linia de reper se află pe partea opusă îmbinării;

nu se reprezintă în cazul sudurilor simetrice.

Figura 6.9. Cotele la reprezentarea simplificată

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

cotele referitoare la dimensiunile secțiunii transversale, în fața simbolului principal;

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

cotele referitoare la rosturi, deasupra simbolului principal.

Cotele de poziționare a sudurii față de marginile piesei trebuie indicate direct pe desen, ca în figura 6.9.

Tabelul 6.4. Cotarea sudurilor.

în tabel s-a notat cu:

s – distanța minimă de la suprafața tablei la rădăcina cordonului; ea nu poate fi mai mare decât

grosimea celei mai subțiri table;

a – înălțimea celui mai mare triunghi isoscel înscris în secțiune;

z – cateta celui mai mare triunghi isoscel înscris în secțiune;

l – lungimea sudurii, fără craterele terminale;

e – distanța între două elemente de sudură vecine (pentru pozițiile 4, 5, 6 și 7 din tabel) sau distanța dintre axe (pentru pozițiile 8 și 9 din tabel);

n – numărul elementelor de sudură;

c – lățimea găurilor alungite;

d – diametrul găurii sau a punctului de sudură.

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

Sudurile pe contur închis se indică cu ajutorul unui cerculeț plasat la intersecția liniei de reper cu linia de referință 1. Sudurile efectuate la montaj se simbolizează printr-un steguleț (fig. 6.10). În desenele de ansamblu, sudurile nu se reprezintă, subansamblurile sudate poziționându-se ca o singură piesă. întocmirea desenului de execuție al subansamblului sudat este obligatorie.

Figura 6.10. Cotarea sudurilor de montaj.

7.Materiale de adaos

7.1. Electrozi înveliți

Electrodul de sudare, prin sârma și învelișul său, trebuie să îndeplinească o serie de cerințe, după cum urmează:

să asigure funcționarea stabilă a arcului de sudare;

să conducă la realizarea unei anumite compoziții chimice a cordonului;

să realizeze cusături sudate fără defecte;

să asigure topirea uniformă a sârmei și a învelișului, progresiv și corelat;

să conducă la pierderi minime de metal prin ardere și stropire;

să permită sudarea cu productivitate ridicată;

să permită îndepărtarea cu ușurință a stratuluf de zgură solidificat pe cordon;

învelișul să fie rezistent, uniform și perfect concentric cu sârma electrod și să-și mențină în timp proprietățile fizice și chimice;

învelișul să aibă o toxicitate redusă în timpul fabricării și sudării.

Învelișul electrodului are un rol important în asigurarea cerințelor enumerate, având în compoziție o serie de substanțe ce pot fi grupate astfel:

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

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

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

Pe lângă aceste substanțe, în înveliș se pot introduce substanțe dezoxidante (feroaliaje) ce absorb oxigenul din baia de metal și conduc la îmbogățirea conținutului în elemente de aliere.

După felul învelișului sunt standardizate următoarele tipuri de electrozi:

Electrozi cu înveliș acid (A). Acești electrozi au învelișul de grosime medie și mare, care conține: oxid de fier, bioxid de siliciu, oxid de mangan. Acest înveliș formează o zgură fluidă, sudarea făcându-se preponderent în poziție orizontală. Cusătura se caracterizează prin pătrundere bună și suprafață netedă. Solidificarea zgurii se face lent, cu o structură în fagure care se desprinde ușor de cordon. Coeficientul de depunere este mare: (10 – 1 l)gr/A-h. Se recomandă pentru oțeluri cu conținut redus de carbon C < (0,2 -f 0,25)%.

Electrozi cu înveliș bazic (B). Acești electrozi au învelișul de grosime medie și mare, care conține componente bazice de tipul carbonarilor de calciu (piatră de var, cretă, marmură), clorură de calciu și feroaliaje. Zgura rezultată se solidifică ușor, are o structură compactă și se îndepărtează mai greu. Învelișul este higroscopic, fiind necesară uscarea electrozilor înainte de utilizare, pentru a evita pătrunderea hidrogenului în cusătură. îmbinarea realizată cu electrozi bazici este rezistentă la fisurare, electrozii de acest tip fiind utilizați pentru sudarea oțelurilor de înaltă rezistență. Alimentarea arcului se face în curent continuu, dar există electrozi bazici și pentru sudarea în curent alternativ.

Electrozi cu înveliș celulozic (C). Acești electrozi conțin cantități mari de substanțe organice ce produc gaze abundente în zona arcului, protejând astfel baia de metal topit. La sudare se produce o cantitate redusă de zgură ce se îndepărtează ușor. Arcul electric este stabil, electrozii putând fi utilizați pentru sudarea în poziții dificile. Pierderile prin stropi sunt relativi mari iar cordonul are aspect neregulat.

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

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

În funcție de destinația lor, electrozii se împart în cinci grupe :

electrozi pentru sudarea oțelurilor carbon și slab aliate, de rezistență mică: ar < 540 N/mm2;

electrozi pentru sudarea oțelurilor de înaltă rezistență, cu aT > 540 N/mm2;

electrozi pentru sudarea oțelurilor slab aliate, rezistente la temperaturi până la 600°C;

electrozi pentru sudarea metalelor cu proprietăți speciale;

• electrozi pentru sudarea oțelurilor înalt aliate, inoxidabile ș refractare.

După poziția de sudare la care se pot utiliza, electrozii sunt destinat pentru :

sudarea în toate pozițiile;

sudarea în toate pozițiile, exceptând sudarea verticală de sus în jos;

sudarea în poziție orizontală, orizontală în jgheab și ușor înclinată;

sudarea în poziție orizontală în jgheab.

În funcție de curentul de sudare, electrozii se clasifică în:

electrozi pentru sudarea în curent continuu și curent alternativ;

electrozi pentru sudarea numai în curent continuu.

Electrozii sunt standardizați, simbolizarea lor fiind făcută prin litera E urmată de o serie de cifre și litere, după cum urmează:

7.2 Sârme pentru sudarea sub flux

Acești electrozi se livrează în colaci, sârma electrod avânt următoarele diametre: 1,2; 1,6; 2; 2,5; 3,25; 4; 5; 6; 10 mm. Sârmele trebuie să aibă variații minime de diametru, iar suprafața lor trebuie să fie curată, fără rugină, oxizi, urme de grăsimi. Uneori, sârmele pentru sudare se protejează prin cuprare, pentru a asigura un contact electric mai bun.

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

Exemplu: electrodul de tip: "S 10 Mn 1 Ni 1", conține C – 0,1% Mn- 1% și Ni – 1%.

Sârmele se clasifică după conținutul de carbon și de alte elemente astfel:

sârme cu conținut redus de carbon (sub 0,2% C);

sârme slab aliate cu mangan (0,5…2%Mn) și molibden (0,5% Mo);

sârme slab aliate cu mangan (0,5…2% Mn), crom (1…3% Cr) și molibden (0,5…1%Mo);

sârme slab aliate cu nichel, mangan, molibden, etc.

Din ce în ce mai des au început să fie utilizate sârmele tubulare (fig. 7.1) ce conțin o pulbere ce are rolul învelișului, fiind utilizate la sudarea în mediu de gaz protector. Sârmele tubulare se caracterizează prin viteze de avans și coeficienți de depunere mai mari decât la sârmele pline sau la electrozii înveliți.

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

Figura 7.1. Sârme tubulare.

7.3. Fluxuri pentru sudare

Fluxurile realizează protecția băii de metal și a cordonului, asigurând condițiile pentru funcționarea normală a arcului electric. în unele situații, fluxurile asigură prin componentele lor (feroaliaje) alierea metalului cusăturii, pentru a-1 aduce la compoziția dorită. în general, fluxurile au în compoziție substanțele din care se fabrică învelișurile de electrozi.

După modul de preparare, fluxurile sunt de următoarele feluri:

I. Fluxuri topite (T), care sunt formate din minereuri de mangan, fluorină, cuarț, oxizi de calciu, de magneziu, aluminiu, etc. Componentele fluxului se topesc și se granulează prin turnarea în apă, având aspect sticlos. Se recomandă pentru sudarea cu viteze de până la 60 m/h. Din cauza procesului de fabricație, fluxurile topite nu pot fi obținute cu bazicitate mare. în funcție de temperatura de topire, fluxurile topite pot fi sticloase sau spongioase. Aceste fluxuri sunt utilizate, cu precădere, la sudarea oțelurilor carbon și slab aliate cu mangan, fiind fluxurile cu cea mai mare utilizare în România.

II. Fluxurile ceramice (C), conțin elemente obținute prin aglomerarea cu silicat de sodiu. Ca elemente componente avem: marmora, feldspatul, oxizii de aluminiu, feroaliajele de mangan, cromul, siliciul, titanul, etc. Aceste fluxuri se utilizează la sudarea oțelurilor slab aliate și la operații de încărcare prin sudură, obținându-se suduri de bună calitate. Dezavantajul lor constă în prețul de cost mai mare și în higroscopicitatea ridicată.

Fluxurile sintetizate se prepară prin amestecarea componentelor granulate fin, după care se brichetează prin sinterizare în cuptor la temperaturi de (1000…1100)°C. În final, se granulează și se sortează după granulație. Granulele obținute sunt mai puțin higroscopice decât la fluxurile ceramice.

IV. Fluxurile pasive se prepară prin înlocuirea oxizilor de siliciu și mangan cu oxizi de aluminiu (AI2O3). Conțin cantități mari de fluorină (CaF2). Prin caracterul pasiv, aceste fluxuri nu interacționează cu baia de metal topit. Se recomandă pentru sudarea oțelurilor aliate pentru a nu influența compoziția metalului depus.

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

Bazicitatea are o influență semnificativă în special asupra tenacității metalului cusăturii. Bazicitatea unui flux se poate aprecia cu ajutorul relației:

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

În standarde, nivelul de bazicitate se stabilește astfel:

A – flux acid B < 1,1

B – flux bazic B = 1,1…2

BB – flux cu bazicitate ridicată B > 2.

Se constată că, în general, fluxurile cu B = 1,1…2 dau rezultatele cele mai bune în domeniul naval.

Fluxurile se fabrică, de regulă, în cuplu cu sârma electrod, pentru a asigura o anumită compoziție chimică și anumite proprietăți mecanice cusăturii. În ceea ce privește efectul fizico-metalurgic al celor mai utilizați oxizi conținuți în fluxurile pentru sudare avem:

SiO2 – este un bun zgurifiant, conduce la creșterea vâscozității fluxului și a posibilităților de sudare la curenți mari. Acțiunea sa metalurgică este redusă;

CaO – influențează pozitiv stabilitatea arcului, conduce la reducerea vâscozității zgurii. Datorită caracterului său bazic intervine activ în procesul metalurgic, cu efecte pozitive asupra tenacității metalului depus. Conduce la creșterea sensibilității la umiditate a fluxului;

MgO – are un efect similar CaO, dar nu atât de puternic;

MnO – favorizează creșterea vitezei la sudare precum și adâncimea de pătrundere, micșorează sensibilitatea la apariția porilor, dar limitează posibilitatea sudării cu curenți mari;

CaF2 – mărește fluiditatea zgurii și favorizează trecerea incluziunilor nemetalice în zgură.

7.4. Gaze combustibile

Principalele gaze combustibile utilizate pentru obținerea flăcării de gaze sunt hidrocarburile: acetilena, metanul, propanul, butanul, metilacetilena-propadiena, hidrogenul, etc.

7.4.1.Acetilena (C2H2)

Caracteristici

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

Acetilena este solubilă, în apă dizolvându-se un volum de acetilenă, în alcool dizolvându-se cinci volume de acetilenă, în acetonă dizolvându-se (24…26) volume de acetilenă (solubilitatea acetilenei crește cu presiunea și scade cu creșterea temperaturii).

Acetilena este mai grea decât aerul. În condiții de presiune atmosferică se lichefiază la – 84 oC și se solidifică la – 72 oC.

Alte caracteristici tehnice ale acetilenei sunt:

densitatea la 0 0C și 1 bar: 1,178 Kg/m3;

densitatea la 15 0C și 1 bar: 1,1 Kg/m3;

comparația densităților: este cu aprox. 10 % mai ușoară decât aerul;

masa molară: 26,04 g/mol;

conductivitatea termică la 4,4 0C: 0,45 104 cal/grdcms;

punct triplu: – 80,8 0C/1,28 bar;

punct critic: 35,18 0C/61,81 bar;

temperatura de aprindere: în aer 335 0C, în oxigen 300 0C;

temperatura flăcării: min. 3.106 0C și max. 3.160 0C;

puterea flăcării (în nucleul flăcării): normal 8,4 kj/cm2s și max. 17,4 kj/cm2s;

limita de explozie: în aer (2,3 – 82) % vol., în oxigen (2,5 – 93) % vol.;

căldura de ardere: 48.700 kj/kg;

raportul amestec de acetilenă/oxigen pentru flacără: normal 1/1,1 și max. 1/1,5;

Arderea completă a acetilenei are loc conform relației:

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

La aparatele cu aspirație de aer, viteza de ardere se micșorează și mai mult datorită aerului comprimat, care având o presiune maximă de 1,5 bar, imprimă acetilenei aspirate o viteză mică la ieșire.

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

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

7.4.2. Carbura de calciu (carbid). Generarea acetilenei

Carbura de calciu este o substanță solidă cu structură cristalină, duritate mare, de culoare brună-cenușie, foarte hidroscopică (absoarbe chiar umezeala din atmosfera înconjurătoare), cu masa specifică de 2,8 kg/dm3. Carbidul se obține prin combinarea oxidului de calciu (CaO) sau var nestins (obținut prin calcinarea calcarului – CaCO3) cu cărbunele (cocs, antracit, mangal). Cele două componente, sfărâmate și amestecate sunt topite la temperaturi cuprinse în domeniul (1.000…1.300) oC în cuptoare electrice rezultând carbura de calciu conform reacției:

CaO+3CCaC2+CO – 452,5 [kJ/kmol] (7.8)

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

Carbura de calciu tehnică se ambalează în butoaie din tablă subțire tip O (STAS 5870 – 1974) și în containere special destinate pentru carbid, închise etanș, ele depozitându-se în locuri ferite de umezeală și foc. Din ecuația greutăților moleculare rezultă:

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

kg apă (7.9)

din 1 kg carbură de calciu se obțin:

kg acetilenă (7.10)

kg hidroxid de calciu (7.11)

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

kJ/kg carbură de calciu (7.12)

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

Oxidul de calciu reacționează cu apa, reacția respectivă fiind deasemenea exotermă:

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

respectiv căldura produsă este:

kJ/kg oxid de calciu (7.14)

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

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

Volumul de acetilenă scade cu creșterea granulației carburii de calciu deoarece granulele de dimensiuni mari oferă o suprafață mai mică de reacție cu apa.

Scăderea vitezei de reacție în a doua parte a intervalului de timp se datorează formării pe suprafața granulelor a unui strat de hidroxid de calciu (nămol de var). De aici necesitatea înlăturării permanente a reziduului (nămolul de var) produs și respectiv reînprospătarea apei din generator (creșterea temperaturii apei de reacție reduce viteza de reacție). În funcție de sistemul de generare al acetilenei, ea conține cantități variabile de impurități (aer, vapori de apă, hidrogen sulfurat – H2S și hidrogen fosforat – H3P).

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

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

Prezența lor scade puterea calorică a acetilenei și oxidează fierul în cazul sudării oxiacetilenice a oțelurilor și a fontelor conform reacției:

3Fe +4H2O Fe3O4+4H2 (7.16)

Hidrogenul sulfurat (H2S) apare în acetilenă prin descompunerea în apă a sulfurilor din carbura de calciu.

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

Conform STAS 3660 – 1979 hidrogenul sulfurat în acetilenă este limitat la max. 0,05 % vol. iar hidrogenul fosforat este limitat la max. 0,02 % vol.

7.4.3. Generatoare de acetilenă

7.4.3.1. Schema de principiu a unei instalații generatoare de acetilenă este prezentată în figura 7.8.

Acetilena produsă în generatorul (4) este condusă prin regulatorul de debit (3) în spălătorul de gaz (5) care reține impuritățile mecanice și stocată în rezervorul tampon (6).

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

Figura 7.8. Schema de principiu a unei instalații generatoare de acetilenă: 1- manometru; 2- supapă de siguranță uscată; 3- regulator de debit; 4- generator de acetilenă; 5- spălător de gaz; 6- rezervor tampon; 7- filtru; 8- robinet; 9- supapă de siguranță hidraulică; 10- vane de golire și spălare.

Clasificarea generatoarelor de acetilenă

Generatorul este aparatul care produce acetilena prin reacția dintre carbura de calciu tehnică (carbid) și apă.

Conform standardului de stat STAS 6306/1 – 1980 generatoarele de acetilenă se clasifică după următoarele criterii principale:

După modul de punere în prezență a substanțelor ce intră în reacție:

generator de contact în care o cantitate de carbid este imersată într-o masă de apă în exces, până la descompunerea completă a acestuia, cantitatea de acetilenă produsă fiind reglată prin dozarea carbidului (fig.7.9a, b și c și fig. 7.12a și b);

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

După durata contactului dintre substanțele ce intră în reacție:

generator cu contact permanent (fig. 7.9a, b și c);

generator cu contact intermitent (fig. 7.22a și b).

După modul de realizare a intermitenței contactului dintre substanțele ce intră în reacție:

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

generator cu refularea apei (fig. 7.12a).

Figura 7.9. Generatoare de acetilenă sistem carbid în apă: 1- corp; 2- reactor; 3- colector; 4- dispozitiv de închidere; 5- dispozitiv de golire; 6- dispozitiv de alimentare cu carbid; 7- dispozitiv de alimentare cu apă; 8- țeavă de supraproducție; 9- supapă de siguranță; 10- indicator de nivel; 11- supapă de sens; 12- grătar; 13- țeavă de prea plin; 14- buncăr de carbid; 15- țeavă de introducere; 16- țeavă de ieșire.

După starea varului rezidual descărcat din aparat:

generator cu var umed la care varul rezidual este sub formă de pastă (fig. 7.9a, b și c și fig. 7.12a și b);

generator cu var uscat la care varul rezidual este în stare uscată sau ușor umedă (fig. 7.10a și b și fig. 7.11a și b).

După presiunea acetilenei din reactorul generatorului:

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

generator de medie presiune la care presiunea de generare a acetilenei este mai mare de 0,2 bar, dar de max. 1,5 bar.

Figura 7.10. Generatoare de acetilenă sistem apă peste carbid umede: 1- corp; 2- reactor; 3- sertar cu carbid; 4- dispozitiv de închidere; 5- dispozitiv de golire; 6- indicator de nivel; 7- supapă de siguranță; 8- țeavă de supraproducție; 9- colector de acetilenă; 10- supapă de sens; 11- dispozitiv de alimentare cu apă; 12- țeavă de ieșire.

Figura 7.11. Generatoare de acetilenă sistem apă peste carbid uscate: 1- reactor; 2- sită; 3- buncăr de carbid; 4- dispozitiv de închidere; 5- dispozitiv de golire; 6- dispozitiv de alimentare cu apă; 7- dispozitiv de alimentare cu carbid; 8- mecanisme de comandă; 9- întrerupător de siguranță al circuitului de apă; 10- țeavă de ieșire; 11- supapă de sens; 12- supapă de siguranță.

Figura 7.12. Generatoare de acetilenă cu contact intermitent: 1- corp; 2- reactor; 3- cameră de refulare; 4- buncăr de carbid; 5- dispozitiv de închidere; 6- dispozitiv de golire; 7- indicator de nivel; 8- supapă de siguranță; 9- țeavă de supraproducție; 10- colector de acetilenă; 11- țeavă de ieșire.

După modul de debitare a acetilenei produsă în reactorul generatorului:

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

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

După mobilitatea generatorului:

generator staționar;

generator transportabil.

După construcția sistemului de colectare a acetilenei:

generator cu volum constant (fig. 7.9a și b, fig. 7.10b și fig. 7.11 a și b);

generator cu volum variabil, respectiv generator cu clopot plutitor (fig. 7.9c, fig. 7.10a și fig. 7.12a și b).

După sistemul de alimentare cu carbid:

generator cu alimentare manuală:

carbid în vrac (fig. 7.9a și fig. 7.11b);

carbid în coș (fig. 7.12a și b);

carbid în tavă (fig. 7.10a și b);

generator cu alimentare mecanizată și funcționare:

intermitentă (fig. 7.9 c și fig. 7.112b);

continuă (fig. 7.9b și fig. 7.11a).

După sistemul de descărcare a varului:

generator cu descărcare manuală, intermitentă, realizată:

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

prin extragere (fig. 7.11a și b);

generator cu descărcare mecanizată, continuă (fig. 7.11a).

La generatoarele de acetilenă transportabile, debitul nominal trebuie să fie de cel mult 3,2 m3/h și încărcarea de carbid de cel mult 10 kg.

8. Scule și utilaje tehnologice folosite la asamblarea navei

8.1 Generalități

Construcția corpurilor de navă precum și a suprastructurilor necesită utilizarea unor scule, instalații, utilaje și dispozitive speciale, specifice domeniului naval. O parte dintre acestea se mai utilizează doar în domeniul construcțiilor metalice.

Totalitatea sculelor speciale, a dispozitivelor și instalațiilor utilizate la asamblarea secțiilor și a corpului navei poartă denumirea de utilaj tehnologic naval. Prin folosirea utilajului tehnologic naval se urmărește atingerea următoarelor obiective:

– obținerea formei corecte a corpului navei, în concordanță cu planul de forme, în limitele unor toleranțe impuse;

– reducerea cheltuielilor de manoperă prin micșorarea timpilor efectivi și auxiliari, deci creșterea productivității muncii;

– ușurarea condițiilor de muncă prin reducerea volumului lucrărilor executate în poziții incomode și periculoase;

– reducerea necesarului de forță de muncă cu înaltă calificare;

– reducerea volumului lucrărilor de ajustaj pe cală, prin creșterea preciziei de fabricație;

– reducerea prețului de cost al navei.

Utilajul tehnologic utilizat în construcția de nave este format din: 1. Scule speciale; 2. Instalații pentru sudare; 3. Dispozitive tehnologice pentru asamblare și montaj; 4. Instalații speciale pentru transport și manevrat.

8.2 Scule speciale folosite în construcția de navei

Sculele speciale se utilizează la lucrările de asamblare, în vederea dispunerii elementelor care se asamblează în poziție reciprocă corectă. Datorită erorilor cumulate în procesul de fabricație, cât și a deformațiilor rezultate în urma unor procese termice, apar abateri de la forma și continuitatea elementelor constructive ale secțiilor sau elementelor prefabricate. Toate aceste elemente destructură se aduc în poziția corectă, în vederea asamblării, cu ajutorul acestor scule speciale.

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

Figura 8.1. Abateri tipice.

a)joc variabil și excesiv între osatură și înveliș, datorat unor deformații locale;b) lipsa continuității unui element de osatură, la asamblarea a două secții adiacente;c) abaterea de la forma corectă a tablelor de înveliș;d) lipsa continuității dintre învelișul a două secții adiacente.

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

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

Figura 8.2. Scule speciale.

Dispozitive frecvent utilizate sunt și întinzătorii cu șurub stânga-dreapta (fig. 8.3), respectiv dispozitivul coadă de pește (fig. 8.4a).

Figura 8. 3. Întinzători cu șurub.

Figura 8.4. Dispozitive speciale.

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

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

Figura 8.5. Dispozitive cu acționare hidraulică.

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

Toate aceste dispozitive sunt de fapt niște cilindri hidraulici acționați cu ulei sub presiune furnizat de o pompă cu acționare manuală prin intermediul unui distribuitor, așa cum se observă în figura 8.5c.

Pentru ușurarea asamblării osaturii întărite se utilizează dispozitive ce asigură poziționarea și fixarea corectă a elementelor componente, sau chiar mașini de sudat automate sau semiautomate pentru sudarea osaturii liniare (fig. 8.6).

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

Figura 8.6. Dispozitive pentru asamblarea și sudarea osaturii întărite.

Mașina automată a cărei principiu de funcționare este prezentat în figura 8.6c permite sudarea bilaterală de colț simultană și asigură atât avansul osaturii cu ajutorul unui mecanism de antrenare cu role, cât și poziționarea corectă a celor două elemente ce se asamblează. Productivitatea crește de 4…5 ori în cazul utilizării acestei mașini.

8.3 Utilaje tehnologice folosite la asamblare

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

Dispozitivul trebuie sa îndeplinească condițiile de precizie necesare realizării elementului prefabricat, în limitele toleranțelor admisibile;

Costul dispozitivului, prin cota de amortizare ce revine unei secții, trebuie să depășească plusul de manoperă ce ar rezulta în cazul ecuției secției fără dispozitiv;

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

Pe cât posibil, dispozitivele trebuie să fie demontabile pentru a fi ușor transportate și depozitate în spații mici, pe perioadele cât nu sunt folosite. În același timp, ele trebuie să fie suficient de rigide pentru a nu se deforma sub greutatea elementelor prefabricare care se asamblează.

Prin modul de proiectare trebuie să permită realizarea lor din deșeuri în proporție cât mai mare, având totodată o execuție simplă;

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

Dispozitivele trebuie să fie comode în exploatare și să respecte normele de protecția muncii, fiind prevăzute cu scări de acces în deplină siguranță și balustrăzi de protecție.

Clasificarea dispozitivelor tehnologice se face după următoarele criterii:

I. După gradul de universalitate:

– dispozitive individuale, utilizate la construcția unei singure secții;

– dispozitive universale

II. După modul de îmbinare a elementelor constructive ale dispozitivului:

– dispozitive fixe;

– dispozitive demontabile.

III. După tipul elementelor prefabricate la construcția cărora se utilizează:

– dispozitive pentru asamblarea panourilor;

– dispozitive pentru asamblarea secțiilor plane;

– dispozitive pentru asamblarea secțiilor curbe;

– dispozitive pentru asamblarea blocsecțiilor.

Indiferent de tipul dispozitivului, la trasarea secțiunilor sale, trebuie să se țină cont de grosimea tablelor învelișului secției, care se va adăuga în exteriorul liniei teoretice a coastelor din planul de forme. Acest fapt este o consecință a poziției dispozitivului în raport cu elementul prefabricat raportat la planele principale de proiecție.

9. Asamblarea și sudarea elementelor prefabricate

La execuția oricărei construcții sudate și în special a secțiilor d< navă, pentru ca acestea să corespundă din punct de vedere calitativ, ești necesară și obligatorie parcurgerea următoarelor etape:

1. Verificarea elementelor de structură ce urmează a fi asamblate;

2. Asamblarea propriu-zisă;

3. Executarea lucrărilor pregătitoare pentru sudură;

4. Sudarea propriu-zisă.

9.1 Verificarea elementelor de structură

Verificarea are rolul de a stabili dacă forma și dimensiunile tuturoi elementelor componente ale secției ce se asamblează, corespund celoi din documentația tehnică de trasaj. în timpul verificării dimensionale se va avea în vedere existența și amplasarea corectă a liniilor teoretice pe tablele panoului secției, linii pe care urmează a fi asamblate elementele de osatură. Dacă este cazul se completează trasaj ui acestora.

Un alt aspect ce trebuie avut în vedere este legat de adaosurile tehnologice. în construcția de nave, unele dintre elementele componente ale secțiilor sunt prevăzute cu adaosuri de montaj, ce urmează a f îndepărtate în procesul de asamblare, în vederea compensării contracțiiloi provocate de sudare. în cursul operațiunii de verificare este deci necesară verificarea existenței și poziționării corecte a acestor adaosuri.

9.2 Asamblarea elementelor de structură

Asamblarea propriu-zisă, constă în poziționarea reciprocă corectă z două sau mai multe elemente de construcție în raport cu liniile teoretice și prinderea lor în puncte de sudură, pentru a evita deplasarea acestora tf timpul sudării. Punctele de sudură trebuie să aibă în principiu dimensiun: cât mai mici, dar trebuie să asigure rigiditatea și stabilitatea construcție pe parcursul sudării.

Pe baza experienței acumulate, în literatura de specialitate se fac recomandări privind dimensiunile și distanța dintre punctele de sudură precum și ordinea de dispunere a acestora, în funcție de tipul îmbinării.

A. Îmbinări cap Ia cap (fig. 9.1)

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

Înălțimea h a punctelor de sudură va fi stabilită astfel:

pentru table subțiri (s < 4 mm): h < s;

pentru table groase (s > 4 mm): h = (0,4…0,7) s.

Ultima valoare (h = 0,7s) este recomandată pentru grosimi mari ale tablelor: s = (20…50) mm.

lungimea punctelor de sudură, variază între limitele: I = (15…40) mm, iar pasul dintre acestea: t = (20…40)s + 50 mm.

ordinea de dispunere a punctelor de sudură (fig. 9.2) este în funcție de raportul dintre lungimea și lățimea tablelor.

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

a) table înguste: L/B > 2,5 b) table late: L/B < 2,5

Figura 9.2. Ordinea de dispunere a punctelor de sudură.

B. Îmbinări de colț (fig. 9.3)

•înălțimea punctelor de sudură nu va depăși înălțimea de calcul a cordonului desudură (h < a).

•celelalte recomandări privind lungimea și distanța dintre punctele de sudură rămân valabile.

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

9.3 Lucrări pregătitoare în vederea sudării

Lucrările pregătitoare pentru sudură au ca scop obținerea unor îmbinări sudate cu caracteristici corespunzătoare, fără defecte și diminuarea pe cât posibil a deformațiilor remanente locale provocate de sudură. Calitatea cordoanelor sudate este influențată de o multitudine de factori ce țin de parametrii regimului de sudare, procedeul de sudare utilizat, caracteristicile metalului de bază și de adaos, etc. Totodată calitatea cordoanelor de sudură depinde și de respectarea unor reguli și norme tehnologice care se referă la pregătirea corespunzătoare și desfășurarea corectă a procesului tehnologic de sudare. Una dintre aceste condiții o reprezintă pregătirea corespunzătoare a rostului îmbinării. Pentru a evita apariția unor defecte în cordon, rostul trebuie să fie curățat, cu peria de sârmă, de zgura rezultată la depunerea punctelor de sudură și de orice impurități, corpuri străine, urme de vopsea, grăsimi, etc.

Pentru a se obține un cordon cu caracteristici geometrice constante pe întreaga lungime, trebuie evitate craterele ce apar la amorsarea arcului electric. În acest scop, amorsarea trebuie făcută în afara suprafeței panoului de table, prin sudarea unor plăcuțe de capăt cu dimensiuni de circa 250 x 100 mm (fig. 9.4).

Figura 9.4. Amplasarea plăcuței de capăt.

Aceste plăcuțe sunt ulterior tăiate cu flacără și pot fi utilizate în vederea stabilirii caracteristicilor metalografice și mecanice ale cordonului de sudură. Este evident că, în acest caz, plăcuțele de capăt vor fi din același material ca și învelișul secției ce se asamblează.

Evitarea deformațiilor locale provocate de sudare poate fi făcută aplicând metoda predeformării. Dintre deformațiile locale, deformațiile unghiulare au efectele cele mai deranjante asupra calității și aspectului estetic al construcțiilor sudate. În figura 9.5, sunt prezentate, cu linie întreruptă, elementele unor construcții sudate afectate de manifestarea deformațiilor unghiulare.

Figura 9.5. Deformații unghiulare tipice.

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

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

În fine, eliminarea abaterii de la unghiul drept a osaturilor față de panou (contracția 3 din fig. 9.5c). se poate realiza prin asamblarea cu predeformare a osaturilor (fig. 9.6c), cu un unghi 3, de semn contrar.

Figura 9.6. Metoda predeformării.

Contracțiile unghiulare 2 și 3 pot fi calculate cu suficientă precizie în funcție de parametrii regimului de sudare, respectiv grosimea și caracteristicile fizice și mecanice ale oțelului panoului. Aceste contracții sunt provocate de neuniformitatea câmpului termic pe grosimea tablei. Reducerea lor poate fi obținută evitând sudarea pe pardoseala de beton, practicată în mod greșit în multe șantiere, dar eliminarea lor totală nu se poate realiza decât prin predeformare.

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

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

Figura 9.7. Amplasarea pieptenilor de montaj.

Pieptenele este o plăcuță de formă aproximativ dreptunghiulară cu dimensiuni de (200…250) x (80…100) mm, având grosimea egală cu cea a învelișului secției. El se sudează pe învelișul secției (fig. 9.7).

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

9.4 Sudarea elementelor prefabricate

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

9.5 Stabilirea parametrilor regimului de sudare

9.5.1 Sudarea manuală

La sudarea manuală, elementele ce trebuie adoptate sunt: diametrul electrodului, de; curentul de sudare, Is; tensiunea arcului electric, Ua; viteza de sudare, vs; feIul curentului și polaritatea acestuia în cazul curentului continuu. Diametrul electrodului se stabilește în funcție de grosimea pieselor,în cazul îmbinărilor cap la cap, sau în funcție de cateta cordonului, pentru îmbinările de colț. Valorile recomandate sunt prezentate în tabelul 9.1.

Tabelul 9.1

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

În cazul îmbinărilor cap la cap, aria secțiunii cordonului se calculează cunoscând configurația geometrică a acestuia, care se stabilește la rândul său conform standardelor în vigoare.

De exemplu, în cazul îmbinării cap la cap cu prelucrare în V (fig.9.8), în STAS 8456-69 în funcție de grosimea tablelor, s, se stabilește modul de prelucrare indicându-se: deschiderea b, mărimea neprelucrării c, unghiul de prelucrare supraînălțarea h și lățimea E a cordonului.

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

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

Totodată, din figură se observă că:

Înlocuind se obține în final:

În cazul îmbinărilor de colț fără prelucrare:

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

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

Secțiunea primului strat se calculează destul de exact cu relația:

F1 = (6… 8) . de [mm2],

secțiunea straturilor următoare fiind:

Fi = (8…12).de [mm2].

În mod evident, numărul de treceri va putea fi calculat cu relația:

Curentul de sudare se stabilește în funcție de diametrul electrodului și de densitatea admisibilă de curent cu relația:

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

Tabelul 9.2

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

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

Masa de metal depus (Gd) poate fi calculată cu relația:

Gd = d • Is • t,

unde: t – timpul de sudare al stratului [h]. ,

Aceeași masă are însă și expresia:

Gd = • vs • Fc • t.

Egalând cele două expresii, după simplificare, se obține viteza de sudare:

În aceste relații aria secțiunii Fc se introduce în cm2, iar coeficientul (d [g/Ah] este indicat de firma producătoare de electrozi și ia valori în intervalul: d = (1…12) g/Ah.

Energia liniară cu care se execută sudarea, qs [J/cm], se poate determina pe baza parametrilor regimului de sudare, care vor permite calculul puterii arcului electric:

Astfel:

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

9.5.2 Sudarea automată

În cazul sudării automate, parametrii regimului de sudare se stabilesc în funcție de tipul îmbinării sudate, din condiția ca energia termică dezvoltată de arcul electric să asigure formarea cordonului la caracteristicile geometrice prestabilite.

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

a) b)

Figura 9.9. Adâncimea de pătrundere pentru îmbinările cap la cap

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

H = s + (1…3)mm.

Curentul de sudare se stabilește în funcție de adâncimea de pătrundere necesară:

Coeficientul k se stabilește în funcție de procedeul de sudare și felul curentului de sudare (tabelul 9.3).

Tabelul 9.3

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

Valorile admisibile ale densității de curent sunt prezentate în tabelul 9.4.

Tabelul 9.4

Trebuie specificat faptul că densitatea de curent admisibilă esteprecizată de firmele producătoare de electrozi și în general se adoptă lavaloarea indicată.

Tensiunea arcului electric se stabilește în funcție de diametrul electrodului și intensitatea curentului de sudare cu relații empirice, de forma:

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

Tabelul 9.5

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

Energia liniară va fi:

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

sudarea sub strat de flux: = 0,8…0,85

sudarea în CO2: = 0,7

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

Coeficientul k' se stabilește funcție de felul curentului și de densitatea acestuia (tabelul 9.6):

Tabelul 9.6

Adâncimea efectivă de pătrundere se calculează acum funcție de energia liniară și coeficientul de pătrundere cu relațiile:

, pentru sudarea sub strat de flux

, pentru sudarea în CO2.

Cu aceste valori se verifică dacă Hef > H.

Pe baza valorii coeficientului de depunere al sârmei electrod utilizate se poate calcula secțiunea cordonului:

unde:

= 7,85 g/cm3 – densitatea oțelului.

Valoarea coeficientului de depunere poate fi determinată și din diagramele 9.10, în funcție de felul curentului.

curent alternativ curent continuu

cu polaritate directă

curent continuu cu polaritate inversă

Figura 9.10. Valorile coeficientului de depunere funcție de felul curentului.

Supraînălțarea cordonului poate fi acum evaluată cu relația:

,

unde E se determină în funcție de coeficientul de pătrundere:

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

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

În cazul cordoanelor de colț, stabilirea parametrilor regimului de sudare și anume: ls, Ua, vs, qs se face pe baza aceleiași metodologii de calcul, înlocuind în relațiile anterioare adâncimea de pătrundere H cu înălțimea de calcul a cordonului a. Schema de calcul prezentată nu poate fi utilizată în ceea ce privește verificarea caracteristicilor geometrice efective ale cordonului. De regulă, la îmbinările de colț, parametrii regimului de sudare se adoptă după indicațiile firmei constructoare a instalației pentru sudură utilizate, în funcție de înălțimea cordonului sau cateta de calcul a acestuia.

10. Tensiuni și deformații la sudare

10.1. Geneza tensiunilor remanente

Particularitățile principale în dezvoltarea proceselor de deformare sub acțiunea unor forțe în timpul sudării se pot analiza la oțelurile cu procent scăzut de carbon și slab aliate ținând cont de o serie de ipoteze simplificatoare:

în îmbinarea sudată are loc o stare de tensiuni liniară cu distribuția uniformă în secțiune transversală a tensiunilor și deformațiilor de ambele semne;

deformațiile longitudinale totale din îmbinare sunt subordonate ipotezei secțiunilor plane;

Figura 10.1. Raportul limită de curgere Figura 10.2. Raportul temperatură

Temperatură. deformații elastice relative.

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

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

coeficientul de dilatare termică nu depinde de temperatură;

diagrama de deformare a materialului corespunde corpului elastico-plastic ideal;

cordonul de sudură este sudat uniform pe toată lungimea îmbinării;

temperatura inițială a îmbinării sudate este 0 C.

Îmbinarea sudată se poate împărți în trei zone: zona mijlocie puternic încălzită, care include cordonul de sudură și porțiunile adiacente ale metalului de bază și două zone marginale neîncălzite.

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

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

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

10.1.1. Deformații la încălzirea și răcirea unei bare. Trasarea diagramei termomecanice -T

Vom analiza o bară de lungime l, fixată rigid, care se încălzește pornind de la 0 C până la o temperatură Tk, mai mare decât temperatura de trecere a materialului în stare plastică (pentru oțel ~600 C) și se răcește apoi până la 0 C. Pentru o astfel de bară se va construi o diagramă termomecanică -T, prezentată în figura 10.5.

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

(10.1)

Alungirea termică relativă a barei va fi:

(10.2)

În diagramă, t (deformația termică) se reprezintă printr-o linie dreaptă. Prin săgeți este indicată modificarea deformației termice la încălzire și răcire.

Deoarece bara este încastrată, deformația termică de alungire este împiedecată și se transformă în deformație elastică de compresiune dacă T T1 și anume.

(10.3)

În diagramă deformația elastică de compresiune din bară este reprezentată printr-o dreaptă îndreptată în jos în zona deformațiilor negative. Unghiurile de înclinare a dreptelor pentru deformațiile termică și elastică față de axa temperaturilor sunt egale. Dreapta deformațiilor elastice este simetric oglindă cu dreapta deformațiilor termice față de axa orizontală a temperaturilor.

Dacă legăturile aplicate barei nu ar fi absolut rigide, atunci unghiul de înclinare al dreptei pentru deformația elastică ar fi mai mic și s–ar micșora odată cu creșterea flexibilității.

Deformația elastică de compresiune în bară va crește odată cu temperatura până la T1, când va atinge nivelul -t. În ipoteza existenței corpului elasticoplastic ideal, creșterea în continuare a deformației elastice la o creștere a temperaturii mai mare decât T1, nu este posibilă. Deformația elastică va rămâne la nivelul -t până la temperatura de 500 C. În intervalul (500-600) C deformația termică se micșorează după o lege liniară până la zero. Acest lucru înseamnă că deformația elastică de compresiune în bară în acest domeniu de temperatură se va schimba după aceiași lege. Când este atinsă temperatura de 600 C materialul barei își pierde proprietățile elastice și în intervalul (600-Tk) C, deformația elastică va fi egală cu zero atât la încălzirea cât și la răcirea barei.

Figura 10.5. Diagrama termomecanică -T pentru bara încastrată.

La răcirea de la 600 C în jos, contracția termică proporțională cu scăderea temperaturii nu se realizează datorită prezenței legăturilor. Atâta timp cât scăderea temperaturii nu depășește T2, întreaga deformație termică de contracție se va transforma în deformație elastică de dilatație care va crește pe măsura scăderii temperaturii, după o linie dreaptă, paralelă cu porțiunea inițială pentru deformația elastică în intervalul de la 0 la T1. La T2 deformația elastică de întindere din bară atinge nivelul deformației termice, t și în procesul de răcire ulterioară de la T2 până la zero va rămâne fără modificări datorită corpului elastico-plastic ideal. Astfel, după răcirea completă în bară vor exista deformații elastice remanente de întindere t și tensiuni remanente de întindere egale cu limita de curgere a materialului Rc.

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

(10.4)

Deoarece bara este fixată rigid în orice moment al încălzirii și răcirii, deci și în stare remanentă, tot = 0. Pentru starea remanentă , deoarece T = 0. Din diagramă se vede că după răcirea totală deformația elastică remanentă este egală cu deformația termică:

(10.5)

Înlocuind în relația 10.5 obținem expresia deformației elastice remanente:

(10.6)

Prin urmare, deformația elastică remanentă în bară apare din cauza formării în ea a deformației remanente plastice. Pentru a explica apariția în bară a deformației remanente plastice se analizează modul de formare al deformațiilor plastice din bară. Analizând formarea deformației plastice totale, , trebuie să urmărim în paralel formarea deformației elastice el.

În intervalul de la 0 la T1, deformația elastică de compresiune este mai mică decât deformația termică. Acest lucru înseamnă că în intervalul considerat deformația plastică în bară nu se produce. Dacă bara nu ar avea legături, creșterea temperaturii în bară de la T1 la T ar duce la o alungire a acesteia . Bara fiind încastrată această deformare de alungire nu se poate realiza. Deformația nu se poate transforma în deformație elastică deoarece aceasta a atins nivelul limitei de curgere. Rămâne o singură posibilitate și anume de a se transforma în deformație plastică de compresiune.

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

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

În intervalul de temperatură de la 500 la 600 C pe lângă creșterea temperaturii, un aport în formarea deformației plastice de compresiune îl aduce și relaxarea deformației elastice (transformarea treptată a deformației elastice în deformație plastică).

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

Are loc astfel un proces de transformare treptată a deformației elastice în condițiile existenței constante a deformației totale. Aproape de 600 C toată deformația elastică de compresiune se transformă în deformație plastică de compresiune. De aceea linia pentru pl(T) de pe diagramă începând cu momentul T1, capătă o îndoitură în jos. Procesul de formare al deformației plastice va continua până la 600 C. Peste 600 C acționează din nou un singur factor: creșterea temperaturii. Astfel în intervalul de la 600 C la Tk deformația plastică de compresiune a barei se va dezvolta după o dreaptă analoagă cu cea din intervalul T1-500 C.

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

Traseul liniei deformației plastice în acest interval, în timpul răcirii va coincide cu traseul aceleiași linii în faza de încălzire. La răcirea sub 600 C până la T2 deformația elastică de întindere este sub nivelul lui t(T). În acest interval deformația plastică în bară nu se produce (dreapta orizontală după diagramă) și rămâne la același nivel ca și la 600 C. Începând cu T2 și până la 0 C în bară se formează deformația plastică de alungire (pe seama reducerii temperaturii când ), care compensează compresiunea plastică existentă (ridicarea liniei pl(T) din diagramă).

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

În bară rămâne deformația plastică condiționată de desfășurarea procesului de relaxare în cursul căruia s-a schimbat starea de tensiune din bară.

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

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

Temperatura T1 se determină din condiția:

Atunci conform diagramei:

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

Suprafața secțiunii transversale S a plăcii cu crestături constă din suma suprafețelor de mijloc Sm și a suprafețelor de capăt Sc.

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

Dacă zona de mijloc nu ar avea legătură cu zonele marginale, atunci la o încălzire uniformă a ei până la o temperatură T T1 s-ar putea produce o creștere a lungimii . Acest lucru înseamnă că deformația sa termică pe tot parcursul încălzirii și răcirii. În diagrama din figura 10.6 deformația termică a zonei de mijloc este indicată prin segmentul de dreaptă t. Săgețile indică sensul de schimbare a deformației termice la încălzire și răcire. Zonele de capăt nu se încălzesc și de aceea pentru ele .

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

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

Astfel, se poate vorbi de forțe interne de compresiune în zona de mijloc:

(10.7)

și de întindere în cele două zone de margine:

(10.8)

Dacă se face o secțiune transversală arbitrară și se ia de exemplu partea dreaptă, atunci pentru păstrarea echilibrului, părții stânge rămase, secțiunii trebuie să i se aplice forțele de sus Fm și Fc.

Suma proiecțiilor acestor două forțe pe axa orizontală este:

(10.9)

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

(10.10)

Problema care se pune în continuare este de a determina legea de modificare a deformațiilor din zonele plăcii de la 0 la T1.

În primul rând trebuie îndeplinită condiția echilibrului (10.10), iar în al doilea rând conform ipotezei secțiunilor plane, deformația totală din zona de mijloc trebuie să fie în totdeauna egală cu deformația din zonele marginale și anume:

(10.11)

Sub formă dezvoltată relația (10.11) se poate scrie:

(10.12)

În zona de mijloc , iar în zonele de margine deoarece ele nu se încălzesc. În zona de mijloc și în zonele de margine la , deformațiile plastice lipsesc, adică , și relația (10.12) se transformă astfel:

(10.13)

Introducem relația (13.40) în relația (10.10) și după efectuarea calculelor obținem:

(10.14)

Considerând relația (10.13) din relația (10.14) obținem:

(10.15)

Astfel din relațiile (10.14) și (10.15) se observă că la deformațiile elastice din zonele plăcii se modifică conform legii liniare deoarece suma valorilor absolute a deformațiilor elastice este egală cu T, adică cu deformația elastică a zonei de mijloc.

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

Când T = T1 deformația elastică de compresiune din zona de mijloc atinge valoarea -t, iar deformația de întindere din zona marginală este egală cu . Temperatura T1 se poate determina din relația:

(10.16)

La creșterea temperaturii peste T1 în zona de mijloc creșterea deformației elastice nu mai este posibilă datorită ipotezelor. De aceea de la T1 și până la 500 C, . Deci, trebuie să rămână fără modificări și deformațiile elastice de întindere din zonele marginale .

În intervalul de la 500 la 600 C deformația termică t se reduce liniar. De asemenea se va modifica și deformația elastică de compresiune din zona de mijloc. Conform condiției de echilibru a forțelor longitudinale interne, trebuie să se reducă liniar în acest interval de temperatură și deformațiile elastice de întindere din zonele de capăt.

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

Aceste deformații vor crește după aceeași lege ca la încălzire în limitele de la 0 la T1. Astfel procesul va continua până la T2, la care în zona mijlocie deformațiile elastice de întindere ating nivelul deformației termice. La această temperatură în zonele de capăt compresiunea elastică atinge valoarea -. Răcirea în continuare a zonei de mijloc sub T2 nu provoacă modificarea deformațiilor elastice în zonele plăcii din motivele care au fost indicate pentru faza de încălzire în intervalul de la 0 la 500 C. Astfel în stare remanentă după o răcire completă zona de mijloc se va dilata până la valoarea limitei de curgere c, iar zonele de capăt se comprimă până la valori:

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

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

(10.17)

Se integrează partea dreaptă și partea stângă pe lățimea plăcii și se obține:

(10.18)

Prima integrală care se află în partea dreaptă este egală cu zero deoarece deformațiile elastice din secțiune sunt echilibrate. Prin urmare se obține:

(10.19)

și înseamnă că starea de tensiune din placă apare în stare remanentă în urma deformațiilor plastice remanente în zona de mijloc deoarece în zonele marginale, așa cum reiese și din diagramă, în cursul unui ciclu de încălzire și răcire, deformațiile nu ating nivelul limitei de curgere.

În continuare se va analiza dezvoltarea deformațiilor plastice din zona de mijloc a plăcii la o încălzire și răcire a acesteia. În intervalul de la 0 la T1 avem și de aceea în acest interval . Deformația plastică de compresiune începe să se formeze de la temperatura T1 și peste aceasta. Fiecare creștere de temperatură T creează creșterea lungimii zonei de mijloc care se transformă integral în compresiune plastică deoarece deformația elastică nu se mai modifică. De aceea deformația plastică de compresiune va crește după o linie dreaptă dusă în jos din punctul T1 cu un unghi față de axa temperaturilor la fel ca și pentru dreapta deformațiilor termice t. Astfel procesul de dezvoltare a deformației plastice de compresiune va avea loc până la temperatura de 500 C.

În intervalul de la 500 la 600 C deformația plastică de compresiune se va definii prin acțiunea a trei factori: creșterea temperaturii în zonă, relaxarea deformației elastice de compresiune în zona de mijloc (vezi diagrama) și reducerea deformațiilor elastice de întindere din zonele marginale.

Procesul de reducere a deformațiilor elastice de întindere din zonele de mijloc prin relaxare nu trebuie menționat deoarece deformația elastică din ele nu se transformă în deformație plastică ci pur și simplu se reduce ca mărime conform condiției de echilibru cu deformația elastică din zona mijlocie. La reducerea deformației elastice a zonelor marginale acestea se vor scurta și cu aceeași valoare a scurtării se va comprima plastic zona de mijloc deoarece ea nu rezistă. Astfel linia în punctul 500 C se frânge în jos. La temperatură T>600 C acționează numai factorul temperatură și de aceea linia pentru se va orienta după o dreaptă paralelă cu porțiunea T1-500 C.

La răcirea de la Tk la 600 C ne întoarcem înapoi după aceeași dreaptă ca la încălzire. În punctul 600 C materialul din zona mijlocie capătă proprietăți elastice și în el încep să crească deformațiile elastice de dilatație . Datorită acestui aspect în intervalul de la 600 C la T2 deformațiile plastice în zona de mijloc nu se produc și rămân constante, la același nivel ca și la T = 600 C. În diagramă acest lucru este reprezentat printr-o linie orizontală.

Din T2 și sub această temperatură , și de aceea în zona de mijloc se produc deformații plastice de alungire datorită unui singur factor: temperatura. Alungirea plastică compensează treptat compresiunea care a apărut în faza de încălzire. Totuși după cum se vede din diagramă nu se face a compensare completă a compresiunii plastice. Mărimea determinată a deformației plastice de contracție rămâne și după răcirea completă. Această mărime se poate determina din următoarele considerente:

Conform ipotezei secțiunilor plane:

(10.20)

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

(10.21)

prin urmare ținând cont de valoarea deformațiilor elastice se poate scrie:

(10.22)

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

De aici rezultă că deformarea plastică din zona mijlocie, condiționată de acțiunea factorului temperatură nu influențează starea de tensiuni. În intervalele de temperatură când a avut loc o astfel de deformare plastică, starea de tensiune a plăcii nu s-a schimbat. Asupra formării stării de tensiuni și deformații remanente a plăcii a acționat deformarea plastică care s-a produs în condițiile modificării stării de tensiune și a fost legată de trecerea deformației elastice în deformație plastică.

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

În zonele de margine ale plăcii a existat numai deformație elastică care în același timp a reprezentat și o deformare totală pentru zonele marginale, iar în virtutea aplicabilității ipotezei secțiunilor plane – și pentru zona mijlocie.

Temperatura T2 se poate determina din relația:

(10.23)

Relațiile pentru toate deformațiile din zonele plăcii pe domenii de temperatură sunt următoarele:

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

Figura 10.7. Epurele tensiunilor longitudinale în zonele plăcii.

10.1.3. Formarea deformațiilor și tensiunilor în îmbinarea sudată

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

Figura 10.8. Formarea tensiunilor și deformațiilor în îmbinarea sudată.

Numerotăm o serie de secțiuni transversale (1…5) situate la diferite distanțe de suport, secțiuni care cuprind însă și capătul superior. Ținând cont de caracterul cunoscut de repartizare al temperaturilor maxime la sudare în secțiune transversală, fiecare fâșie liberă va prezenta o alungire termică proporțională cu temperatura de încălzire. Astfel capătul superior al îmbinării se va deplasa ca în figura 10.8a. Deformația termică a celorlalte secțiuni transversale este arătată de variația curbelor respective, variație care este cu atât mai mică cu cât ne apropiem de suport deoarece se micșorează lungimea față de care se determină această alungire. Poziția secțiunii frontale inferioare rămâne neschimbată.

Mărimea deformației absolute a secțiunii depinde de locul amplasării liniei de vizare a secțiunii. Dacă se operează cu o deformare termică, atunci ea va fi aceeași în toate secțiunile transversale ale îmbinării și amplasarea liniei de citire nu mai are nici o importanță. Îmbinarea sudată reală nu constă din fâșii separate fără legătură între ele. Toate fâșiile sunt legate una de alta și se deformează în conformitate cu legile comune pentru toată îmbinarea. O astfel de lege este ipoteza secțiunilor plane. În conformitate cu această ipoteză, fiecare secțiune transversală trebuie să se deplaseze în sus cu o anumită valoare, paralel cu poziția sa inițială. Secțiunea superioară 5 se va deplasa în poziția 5’. Astfel întreaga îmbinare sudată la încălzire se va alungi. Compararea deformațiilor absolute totale (pe toată lungimea îmbinării) și a deformațiilor termice în diferite puncte de pe secțiunea transversală superioară demonstrează discrepanța lor cu excepția a două puncte în care liniile respective se intersectează. Pentru a aduce fâșiile izolate într-o stare în care trebuie ele să se afle în îmbinarea reală nesecționată, trebuie comprimate zonele centrale iar cele marginale dilatate la valoarea corespunzătoare. În faza de încălzire în îmbinarea sudată pe longitudinală apar tensiuni de compresiune în zona de mijloc puternic încălzită și de dilatare în zonele marginale puțin încălzite. Pentru zonele centrale ale îmbinării diferența dintre deformația termică și cea totală este atât de mare încât dacă se comprimă aceste fâșii până la nivelul liniei 5’, atunci se pot produce în ele tensiuni de compresiune până la nivelul limitei de curgere, iar până la poziția normală mai este foarte mare distanță. Pentru a ajunge în poziția liniei 5’ trebuie comprimate plastic majoritatea zonelor centrale. Acest lucru înseamnă că în faza de încălzire în zona de mijloc puternic încălzită a îmbinărilor longitudinale se produc deformații plastice de compresiune și se formează așa numita zonă de deformații plastice a cărei lățime pentru o astfel de îmbinare simetrică este reprezentată cu simbolul 2bn.

În deformațiile relative diferența dintre deformația totală și cea termică este prezentată în figura 10.8a, prin linia in (deformație internă). Prin hașururi drepte sunt reprezentate deformațiile elastice echilibrate în secțiune, el și cu hașururi oblice deformațiile plastice de compresiune. Astfel se poate vorbi de epura deformațiilor plastice maxime de contracție , care în desen se reprezintă separat (în partea de sus a figurii) și se consideră încheiat studiul fazei de încălzire.

Dacă în momentul încălzirii maxime se taie din nou îmbinarea în fâșii, atunci după răcirea completă capătul superior al îmbinării va căpăta o deformație ca în figura 10.8b. Deformațiile remanente elastice sunt echilibrate în secțiunea transversală și marcate prin hașururi drepte. Epurele deformațiilor plastice de alungire pl.al și a deformațiilor plastice remanente de contracție sunt reprezentate separat. Tocmai deformațiile plastice remanente de contracție în secțiune transversală și un astfel de caracter neuniform al repartizării lor în secțiune, reprezintă cauza formării tensiunilor remanente în îmbinarea sudată. Afirmațiile de mai sus în principiu rămân valabile și în cazul nerespectării ipotezei secțiunilor plane pentru deformații longitudinale totale. În acest caz secțiunile 5’ și 5” precum și alte secțiuni transversale se vor deforma cu o anumită convexitate la încălzire sau cu o anumită concavitate la răcire, ceea ce duce la o anumită reducere pe înălțime a epurelor deformațiilor plastice maxime de alungire la răcire. Epura deformațiilor plastice remanente de contracție rămâne practic fără modificări.

10.2. Metode de calcul a tensiunilor remanente

10.2.1. Metoda de calcul a lui Nikolaev

Metoda este constituită pe ipotezele prezentate în capitolul 10.1.

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

Pentru a determina parametrii indicați, trebuie studiate deformațiile longitudinale în secțiune transversală în două faze: la încălzire și în stare remanentă după răcirea totală. Secțiunea analizată nu contează deoarece se consideră că toate secțiunile transversale în sensul stării de deformare sunt identice. În ceea ce privește stadiul de încălzire nu este de prea mare importanță care secțiune trebuie analizată. Nikolaev propune să se analizeze deformațiile în secțiune transversală, unde la încălzire, în procesul de deplasare al sursei termice se atinge lățimea maximă a izotermei de 600 C. La izoterma de 600 C se duc două linii paralele tangente cu cordonul. Prin punctele de tangență se duce secțiunea I-I (figura 10.9a).

Figura 10.9. Epura deformațiilor longitudinale în secțiune longitudinală după Nikolaev.

În etapa de încălzire trebuie să se analizeze secțiunea transversală în care lățimea zonei deformațiilor plastice de contracție atinge o valoare mică. Acest lucru este posibil în secțiunea I-I. Totuși acest lucru nu este exact întocmai deoarece sursa termică se deplasează și temperatura va crește puțin, lucru care va duce la creșterea lățimii zonei deformațiilor plastice dar, nesemnificativă. Din acest motiv în secțiunea I-I se studiază curba convențională Tmax(y) dusă la secțiunea dată și nu cea reală. Metoda de calcul se bazează pe această recomandare.

Dacă curba temperaturii Tmax(y) în secțiunea I-I este cunoscută, atunci înseamnă că este cunoscută în secțiunea dată și curba deformațiilor termice (figura 10.9a).

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

Punctul a este față de axa cordonului la distanța y1 corespunzătoare temperaturii de 600 C. Epura deformațiilor elastice echilibrate pe secțiune este reprezentată în desen cu hașururi drepte. În stânga punctului c, în fibrele longitudinale va fi nu numai o deformație elastică ci și una plastică de compresiune. În stânga punctului a temperatura punctelor secțiunii este de 600 C și metalul în această zonă nu mai are proprietăți elastice.

Pentru aceste puncte deformația elastică este egală cu zero iar diferența dintre deformația termică și deformația totală la încălzire va reprezenta deformația plastică de contracție. Deformațiile plastice în secțiunea I-I sunt reprezentate în desen prin hașururi oblice.

Mărimea deformațiilor plastice de contracție în desen este delimitată de o linie orizontală s-t, atât timp cât deformațiile plastice la temperatură mai mare de 600 C nu influențează formarea în îmbinare a stării de tensiune. Componentele deformației totale în secțiunea I-I sunt reprezentate în figura 10.9b.

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

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

(10.24)

unde: în [w];

I, reprezintă curentul de sudare în A;

u, tensiunea arcului în v; , randamentul arcului;

v, viteza de sudare în m/sec;

, grosimea pieselor sudate în m;

c, căldura specifică volumică în J/(cm3C);

y, distanța de la axa cordonului până la punctul dat în m.

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

(10.25)

Condițiile (10.25) se scriu sub formă dezvoltată:

(10.26)

în care: ; ;

Rezolvând sistemul (10.26) se obține:

(10.27)

(10.28)

Deformațiile plastice de contracție în faza de încălzire în apropierea cordonului sunt mari și de aceea deformația elastică de alungire care apare la răcire în zona bn atinge deformația termică t. Pentru a satisface ipoteza secțiunilor plane trebuie ca fibrele centrale să se alungească cu o anumită valoare (fig. 10.9d). Epura deformațiilor plastice remanente de contracție este dată în aceeași figură iar a celor elastice remanente în figura 10.9b.

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

Pentru epura celelalte deformații (deformația remanentă elastică), se pun următoarele condiții:

(10.29)

În diferite puncte pe secțiunea I-I deformația elastică are expresia:

(10.30)

Ținând cont de (10.29) și condițiile (10.30) deformațiile se pot prezenta sub forma:

(10.31)

Rezolvând sistemul (10.31) se obțin următoarele expresii:

(10.32)

(10.33)

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

Dacă se studiază un oțel care nu este slab aliat, atunci în relațiile prezentate se înlocuiesc temperaturile de 500 și 600 C cu temperaturile corespunzătoare ale oțelului considerat.

10.2.2. Metoda de calcul a lui Trociun

În această metodă sunt valabile toate ipotezele folosite de Nikolaev și în plus se presupune că pe lățimea zonei cu deformații plastice 2bn tensiunile remanente sunt repartizate uniform și egale cu limita de curgere a materialului c. Din această ipoteză suplimentară trebuie ca în metoda de calcul a lui Trociun epura deformațiilor plastice remanente de contracție să se ia nu sub formă de trapez din linii curbe ci sub forma unui dreptunghi așa cum este în figura 10.10.

Condiția de echilibru a forțelor interne longitudinale în secțiune transversală are forma:

(10.34)

unde: Fpl reprezintă suprafața secțiunii transversale a zonei cu deformații plastice;

p reprezintă tensiunile longitudinale din afara zonei plastice;

F este suprafața secțiunii transversale a îmbinării.

Figura 10.10. Epura deformațiilor plastice remanente după Trociun.

Condiția (10.34) se poate prezenta după deformațiile relative sub forma:

(10.35)

Din ecuațiile (10.34) și (10.35) rezultă parametrii de calcul a stării de deformare la tensiuni:

(10.36)

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

Primul mod de determinare al lui bn

După metoda lui Trociun bn=b1+b2. Zona b1 este limitată de temperatura T* la care se pierd proprietățile elastice ale metalelor (pentru oțeluri cu conținut scăzut de carbon 600 C; pentru aliaje pe bază de aluminiu 300 C; etc.). În zona b2 la atingerea temperaturilor maxime, deformația longitudinală totală a punctului analizat constă din deformația termică, deformația elastică și deformația plastică. Deformațiile plastice de compresiune sunt condiționate aici mai ales de rigiditatea tablelor sudate. În zona b1, în stadiul de încălzire, deformațiile elastice de compresiune nu se produc deoarece s-au transformat în deformații plastice de același semn.

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

(10.37)

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

(10.38)

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

v este viteza de sudare în cm / sec;

q este puterea sursei termice în w;

este energia specifică de încălzire în J/cm2;

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

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

Figura 10.11. Coeficientul k2 funcție de q0 după Trociun.

Pe măsura creșterii lui h dimensiunea b2 se modifică continuu. Saturarea se face (de exemplu) la h = 30 cm. Atunci când h > 30 cm rezultă b2= k2(30-b1). În cazul cordoanelor de colț secțiunea acestora se include în aria secțiunii zonei cu deformații plastice. Coeficientul K2 depinde de q0 și se stabilește din graficul din figura 10.11 pentru punctul de curgere dat al materialului, c.

Deoarece compoziția chimică a metalului și structura pentru diferite oțeluri de construcție aproape că nu influențează asupra repartizării căldurii la încălzirea prin sudare, prin metoda reducerii și similitudinii se poate trece pur și simplu de la valorile k2 pentru oțelul de aceeași marcă la valorile pentru oțel de altă categorie cu ajutorul funcției:

(10.39)

unde reprezintă limita de curgere a oțelului de altă categorie.

Al doilea mod de determinare al lui bn

La baza acestei metode este formula pentru deformații elastice de compresiune în zona de mijloc a plăcii cu crestături, la încălzirea ei în intervalul de temperaturi de la 0 la T1. Astfel:

(10.40)

Deoarece:

, vom scrie relația (10.39) sub forma:

(10.41)

Temperatura maximă pentru fibră pe distanța y, adică în cazul studiat bn, ținând cont de pierderile de căldură prin radiație, se definește prin formula:

(10.42), unde: q este puterea efectivă a sursei de încălzire în J;

v este viteza de sudare în cm/sec;

este grosimea dată a plăcilor în cm;

c este căldura specifică în J/cm3C;

bn este semilățimea zonei cu deformații plastice în cm;

km este coeficientul de degajare termică superficială în J/cm2C;

este conductibilitatea termică în J/cmC;

este grosimea plăcii în cm.

Dacă expresia din paranteză (relația 10.42) care ia în considerație pierderile prin cedare de căldură superficială se notează prin „m” și se ia în considerație că , atunci ecuația (10.42) se poate scrie sub forma mai scurtă:

(10.43)

Rezolvând împreună relațiile (10.41) și (10.42) funcție de bn, obținem:

(10.44)

La sudarea oțelurilor se recomandă ca pentru calculele practice să se ia următoarele valori ale coeficienților termofizici c=5,2 J/(cm3C); k/=0,008l/cm; =12×10-6 1/C. Ținând cont de aceste valori și luând pe E=2×107 MPa relația (10.44) ia forma:

(10.45)

unde (bn și se iau în cm).

Pentru determinarea lui bn în funcție de (10.45) trebuie la început să se ia m=0,6, să se calculeze bn, apoi după bn dat să se afle „m” și să se compare cu „m” luat. Dacă eroarea va fi semnificativă se ia o nouă valoare a lui „m” și se repetă calculul. În cazul neglijării pierderilor de căldură prin radiație, „m”=1 și valoarea bn se poate calcula cu relația:

(10.46)

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

(10.47)

(10.48)

10.3 Scheme și măsuri tehnologice aplicate pentru diminuarea deformațiilor generale și locale

Sudarea, ca procedeu tehnologic de bază utilizat la asamblarea navelor, este însoțită de fenomene fizice și mecanice complexe, încălzirea la temperaturi ridicate a metalului din zonele adiacente cordonului de sudură conduce la apariția unui câmp de tensiuni și deformații termice cvasistaționar în raport cu sursa de căldură, ce se modifică continuu. Pe măsură ce căldura se propagă în masa întregii construcții sudate, câmpul de temperaturi se egalează și ulterior dispare după răcirea completă, spre deosebire de câmpul de tensiuni și deformații, care nu dispare, deoarece procesul formării sale este ireversibil. Deoarece în timpul procesului de încălzire tensiunile din zona cordonului de sudură depășesc limita de curgere, ele se conservă ulterior în procesul de răcire, devenind remanente. Ca rezultat întreaga construcție sudată își va modifica forma și dimensiunile inițiale, contractându-se pe cele două direcții principale în raport cu cordonul de sudură. Ia naștere astfel o contracție longitudinală, pe direcția cordonului de sudură și una transversală față de acesta, ce depind în principal de energia termică liniară, qs [J/cm], dar și de caracteristicile termo-fizice ale metalului, respectiv rigiditatea construcției sudate.

Determinarea prin calcul a acestor contracții este posibilă în momentul de față, dar acest lucru nu înseamnă că aceste contracții remanente pot fi evitate. Ele reprezintă un fenomen secundar nedorit dar inevitabil ce însoțește procesul de sudare. Deși contracțiile remanente nu pot fi eliminate, ele pot fi diminuate și uniformizate în întreaga construcție sudată, astfel încât adaosurile tehnologice de montaj să poată fi diminuate sau chiar eliminate. în acest scop, la sudarea secțiilor de corp au fost concepute scheme de sudare de a căror respectare riguroasă depinde în mare măsură precizia de fabricație a acestora.

Schemele de sudare urmăresc în principiu uniformizarea contracțiilor printr-o încălzire cât mai uniformă și simetrică a elementelor prefabricate, astfel încât contracțiile să nu se amplifice spre una sau alta din extremitățile secției. Teoretic și experimental se constată că existența unor tensiuni inițiale de compresiune în zona în care se executa o îmbinare sudată, conduce la creșterea contracțiilor provocate de această îmbinare. Astfel, la executarea unui prim cordon de sudură, întreaga structură va fi supusă la compresiune pe cele două direcții principale astfel încât cel de-al doilea cordon se va executa deja pe metal supus la compresiune. Ca rezultat, executarea cordoanelor de sudură progresiv, mergând de la un capăt al secției spre celălalt, va conduce la acumularea de tensiuni reziduale din ce în ce mai mari, astfel încât ultimele cordoane sudate vor da naștere unor contracții reziduale având valori mult mai mari decât primele. În acest caz se constată că în final secția sau construcția sudată se contractă cu valori diferite la cele două extremități, fapt ce necesită prevederea unor adaosuri tehnologice mai mari, sau în cazul renunțării la acestea, rostui îmbinărilor de montaj va rezulta variabil, la asamblarea corpului navei pe cală.

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

10.3.1 Scheme utilizate la sudarea tablelor de grosime mare

Realizarea unei îmbinări sudate în cazul unor piese de grosime mare, ridică în general probleme deosebite sub aspectul tensiunilor și deformațiilor reziduale provocate de sudare.

Aprecierea intensității regimului de sudare sub aspectul durității efectelor termice ce îl însoțesc se face cu ajutorul valorii energiei termice liniare cu care se execută cordonul:

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

Regimurile de sudare intense, caracterizate de intensități mari ale curentului Is și viteze mici de sudare vs, permit obținerea unor secțiuni mari ale cordonului de sudură, dar provoacă tensiuni și deformații reziduale mari, deoarece acestea sunt direct proporționale cu energia termică liniară. Este evident că din punct de vedere al productivității este mai avantajoasă această variantă, dar de cele mai multe ori consumurile suplimentare de energie și manoperă necesare îndreptării pieselor sudate fac ca această soluție să devină neeconomică. Adesea, în aceste cazuri, se recurge la cordoane cu secțiune mai mică, executate cu energii liniare mai mici, secțiunea totală a cordonului realizându-se prin mai multe treceri sau straturi. Sudarea prin mai multe treceri diminuează considerabil deformațiile remanente generale și locale. Este cunoscut în teoria tensiunilor și deformațiilor reziduale faptul că în cazul unor cordoane de sudură situate la distanțe mici și executate succesiv (decalat în timp, cel de-al doilea după răcirea primului), cel de-al doilea cordon mărește valoarea deformațiilor totale numai în măsura în care secțiunea znei plastice totale devine mai mare. Astfel, la sudarea multistrat, deoarece practic cordoanele se suprapun, deformația totală generată de ecutarea îmbinării sudate depășește cu puțin deformația reziduală provocată de executarea primului strat.

O influență deosebită asupra valorii tensiunilor și deformațiilor ziduale o are configurația și dimensiunile cordonului de sudură. Modul prelucrare a marginilor are o influență semnificativă, prin mărirea secțiunii cordonului realizată cu metal de adaos. Acest fapt este evident, deoarece și energia liniară va fi direct proporțională cu volumul de sudură ce depinde de secțiunea cordonului. Din acest aspect, cea mai avantajoasă situație este oferită de îmbinările fără teșirea marginilor, și cu teșiri ce conduc la secțiuni minime ale cordonului.

Astfel, se constată că cea mai dezavantajoasă situație apare în cazul teșirii pe o singură parte, în V, deformațiile fiind mai mici în cazul teșirii X și semnificativ mai mici în cazul teșirii în dublu U.

În ceea ce privește deformațiile unghiulare, ele vor fi mai mari în cazul sudării pe o singură parte, în special în cazul sudării fără teșire. Deformația unghiulară reprezintă un efect datorat neuniformității câmpului termic pe grosimea pieselor sudate. În cazul sudării cu teșirea marginilor, sau chiar fără teșire, dar cu deschidera rostului mare, arcul electric pătrunde până la rădăcina cordonului și câmpul termic va avea practic un gradient neglijabil pe grosimea pieselor sudate.

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

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

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

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

Dacă lungimea cusăturii este cuprinsă în intervalul 400…1200mm, sudarea se face de la mijloc spre capete (fig. 10.12b) și este recomandat chiar să se facă simultan, cu doi sudori.

În cazul cordoanelor de lungime mare, se recomandă sudarea în trepte inverse (sau pas de pelerin), fragmentând cordonul în porțiuni de (200…350) mm (fig. 10.12c), și executându-le în ordinea din figură. În acest fel, sensul general în care se execută îmbinarea va fi diferit de sensul în care se sudează cordoanele elementare, astfel încât tensiunile vor fi mult diminuate.

Dacă sudarea se face în mai multe straturi, două straturi alăturate se sudează în sensuri inverse (fig. 10.13).

Figura 10.13. Sudarea în mai multe straturi

Dacă lungimea cusăturii este mai mare de 200…350 mm, se procedează oricum la fragmentarea cordonului (fig. 12.11c) la lungimea ce se poate executa cu un singur electrod. În acest caz, sfârșitul a două cordoane alăturate (fig. 10.13 b) se decalează cu circa 10…15 mm.

Ordinea de depunere a straturilor, la sudarea tablelor groase, influențează tensiunile și deformațiile remanente. Ordinea depunerii cordoanelor trebuie aleasă astfel încât deformațiile să fie minime (fig. 10.14), respectându-se precizările făcute anterior.

Figura 10.14. Ordinea de depunere a rândurilor și straturilor.

În cazul îmbinărilor cap la cap cu teșire pe ambele părți (fig. 10.14b) este evident că respectarea ordinii depunerii cordoanelor din figură necesită răsturnarea repetată a pieselor îmbinate. Acest lucru este dificil în cazul sudării cap la cap a tablelor de dimensiuni mari, astfel încât se poate proceda ca în fig. 10.14a, realizând pe rând cordonul de pe o parte și apoi, după răsturnarea panoului, cordonul de pe cealaltă parte.

La executarea cusăturilor multistrat, cu lungime mare, sudarea se face prin depunerea rândurilor următoare peste rândurile anterioare, înainte de răcirea ultimelor straturi sub 150…180C. Principalele scheme utilizate în acest caz sunt:

• în cascadă (fig. 10.15), la care se depune un rând de sudură cu o lungime de 100…300 mm, după care se reia de la aceeași distanță și se sudează până la primul rând, după care se continuă sudarea peste acesta până la acoperirea lui când se află încă în stare caldă, etc;

Figura 10.15. Schema de sudare în cascadă.

• în cocoașă (fig. 10.16), la care după depunerea cordonului 2 peste cordonul 1, se continuă cu 100…300 mm în prelungirea primului rând, după care urmează depunerea cordonului 3 etc. Îmbinarea se extinde treptat de la mijlocul acesteia spre cele 2 capete;

Figura 10.16. Schema de sudare în cocoașă

• în blocuri (fig. 10.17), care constă în depunerea în straturi groase, pe porțiuni mai ales în cazul operațiunilor de reparații la piesele groase. Lungimea porțiunilor 1, 2, 3, …, 9, este de 80…100 mm, între ele lăsându-se un spațiu de 30…40 mm, care se sudează în final pentru a nu rigidiza piesa. La această schemă se sudează de regulă cu preîncălzire.

Figura 10.17. Schema de sudare în blocuri.

În general, pentru diminuarea tensiunilor și evitarea pericolului de fisurare trebuie respectate o serie de recomandări, după cum urmează:

• în cazul cordoanelor simetrice, depunerea straturilor se face alternativ pentru a echilibra tensiunile și deformațiile (fig. 10.14b -10.14c);

• în cazul structurilor complexe, formate din înveliș și elemente de rigidizare, cusăturile vor fi depuse de asemenea alternativ în raport cu axele de simetrie, iar în cazul în care se execută simultan două cusături, ele vor fi de asemenea simetrice.

Diminuarea tensiunilor și deformațiilor remanente se poate realiza folosind metoda preîncălzirii. Preîncălzirea conduce la micșorarea diferențelor de temperatură între zonele calde și reci și conduce la dilatarea termică a construcției sudate în ansamblul său. Ca efect, dilatarea termică a zonei în care se execută cordonul se face liber și nu va mai conduce la acumularea unor contracții remanente (dilatări termice împiedicate) fapt ce reduce considerabil deformațiile remanente. Astfel, se apreciază că preîncălzarea la temperatura de 200 C reduce cu 30% tensiunile și deformațiile remanente. Teoretic, preîncălzirea la temperaturi de 600…650C, la care oțelul își pierde proprietățile elastice devenind pur plastic, conduce la eliminarea totală a tensiunilor remanente. Este însă evident că această metodă nu poate fi aplicată în și cazul construcțiilor sudate complexe cum sunt secțiile corpului navei. În cazul acestora diminuarea deformațiilor remanente se poate face prin adoptarea unor scheme de sudare cu mai mulți sudori care să conducă la o încălzire generală și uniformă a întregii construcții sudate. Adoptarea unei astfel de scheme are un efect similar metodei preîncălzirii, și va fi abordată în continuare.

10.3.2. Scheme de sudare utilizate la asamblarea construcțiilor complexe

Secțiile corpului navei, atât cele plane cât și cele curbe, sunt compuse dintr-un înveliș și elemente de osatură sudate pe acesta. Asamblarea secțiilor se face în două sau mai multe etape tehnologice, în funcție de complexitatea și de sistemul de osatură al acestora.

De regulă, prima etapă tehnologică constă în asamblarea și sudarea tablelor ce compun învelișul secției. În cazul secțiilor plane, sudarea tablelor învelișului se face automat, pe platoul de asamblare, iar schema de sudare adoptată trebuie să urmărească uniformizarea deformațiilor pe cele două direcții principale (lungime și lățime). Astfel, se recomandă ca sudarea să înceapă de la mijlocul secției spre cele două extremități, executând alternativ cordoanele de sudură de o parte și de cealaltă a axei principale a secției cu care cordoanele sunt paralele (fig. 10.18a).

Figura 10.18. Schema de sudare a tablelor de înveliș.

Uniformizarea contracțiilor pe lungimea secției va fi mai bună dacă se adoptă schema din figura 10.18b, care presupune sudarea simultană a cordoanelor simetrice, cu două automate de sudare. În cazul cordoanelor foarte lungi, este recomandat ca ultima porțiune din cordon, extinsă pe circa 1/4 din lungimea sa totală, să fie executată în sens contrar (fig.10.18a).

În cazul îmbinărilor cap la cap pe ambele părți, sudarea cordoanelor de completare la rădăcină se face cu inversarea sensului de sudare, respectând aceeași schemă.

Rezultate și mai bune privind uniformizarea contracțiilor se pot obține dacă executarea cordoanelor de completare se face plecând de la marginile secției spre centrul acesteia. Și în acest caz se recomandă sudarea simultană a câte două cordoane în sensuri contrare. În cazul din figura 10.18b, cordonul 3 va deveni cordonul 1, după care se vor suda simultan cordoanele 2, ce își păstrează numărul de ordine, și în final cordoanele 1 care primesc numărul de ordine 3.

Schemele de sudare prezentate se pot utiliza și în cazul secțiilor curbe, de curbură mică sau în cazul în care secția se execută pe un dispozitiv turnant ce permite sudarea semiautomată prin aducerea pe rând a cordoanelor într-o poziție aproximativ orizontală.

Nerespectarea acestor scheme, spre exemplu prin executarea cordoanelor plecând de la un capăt spre celălalt pe direcția lățimii B și, mai grav, executând toate cordoanele în același sens, conduce în final la valori diferite ale lungimii L a secției la cele două extremități (linia întreruptă din fig. 10.18a). La situația menționată se ajunge dacă îmbinările se execută în ordinea indicată cu cifre romane.

La asamblarea secțiilor plane sau a secțiilor cu curburi mici, în etapa a doua, se asamblează și se sudează osatura simplă. Executarea cordoanelor de colț dintre elementele de osatură simplă și înveliș se face de regulă automat sau semiautomat, iar schemele de sudare adoptate trebuie să respecte aceleași principii ca la sudarea tablelor de înveliș.

În ultima etapă tehnologică, cea de asamblare și sudare a osaturii întărite, cordoanele se execută semiautomat sau manual. Schema de sudare va respecta principiile prezentate anterior. În fig. 10.19 este prezentată o astfel de schemă, în care se sudează cu doi sudori.

Figura 10.19. Schemă de sudare a osaturii întărite cu doi sudori.

În cazul în care îmbinările de colț dintre cele două elemente de osatură întărită și înveliș sunt bilaterale, sudarea pe cealaltă parte se face în sensuri contrare, repetând aceeași schemă.

Un caz particular îl constituie sudarea în sistem celular a osaturilor de panou, după asamblarea ambelor tipuri de osatură, atât a celei simple cât și a celei întărite. Situația se întâlnește la secțiile cu curburi pronunțate de la extremități ce se asamblează pe paturi fixe și în unele cazuri la secțiile de dublu fund, când sudarea se face manual sau semiautomat. Schemele de sudare utilizate în acest caz respectă toate principiile prezentate anterior, având însă o complexitate mult mai mare.

În figura 10.20 este prezentată o schemă de sudare de acest tip ce presupune două posturi de lucru simultan (schemă cu doi sudori).

Figura 10.20. Schemă de sudare a osaturii, în sistem celular, cu doi sudori.

În această schemă de sudare sunt notate cu aceiași cifră romană, în ordine crescătoare, celulele ce urmează a fi sudate simultan. Schema de sudare urmărește încălzirea uniformă și cât mai simetrică a întregii construcții sudate. În acest scop celulele abordate simultan nu vor fi situate niciodată de aceeași parte a axelor de simetrie x și y.

Sudarea începe din celulele I și apoi II și se extinde apoi pe diagonală la celulele III și IV. Se revine apoi spre centrul secției sudându-se celulele V și VI. Se continuă după aceeași idee spre periferie, pe direcția axei y (celulele VII, VIII) și apoi pe direcția axei x (celulele IX, X), după care se revine din nou pe direcția celor 2 diagonale cu sudarea celulelor XI, XII, etc. În plus se au în vedere următoarele reguli și recomandări:

cordoanele bilaterale se sudează în sensuri contrare;

ordinea de executare a cordoanelor se indică prin cifre arabe, iar sensurile de sudare prin săgeți;

diferența dintre numerele de ordine a două cordoane adiacente trebuie să fie cât mai mare, dar de cel puțin o unitate;

cordoanele având același număr de ordine vor fi executate în sensuri contrare în raport cu axele x și y;

dacă sudarea se execută prin mai multe treceri, sensul cordoanelor la fiecare trecere se inversează;

• în cazul cordoanelor de lungime mare (situație întâlnită mai rar) ultima porțiune de circa 1/4 din lungimea cordonului se va suda în sens contrar.

După cum se observă cu ușurință, schemele de sudare sunt relativ complicate și din acest motiv aplicarea lor cu greșeli, chiar șj neintenționate, poate fi frecventă. Pentru evitarea acestei situații se recomandă marcarea pe înveliș a sensului și ordinii în care se execută fiecare cordon. Marcarea se poate face înainte de începere sudării, sau chiar înaintea debitării tablelor, odată cu marcarea liniilor teoretice ale elementelor de osatură.

După cum se observă din schema prezentată, toate celulele sunt parcurse în același sens (orar în acest caz) de unde și denumirea de schemă de sudare rotativă.

Deoarece efectele favorabile sunt cu atât mai mari cu cât încălzirea întregii construcții sudate este mai uniformă, este recomandată conceperea unor scheme cu cât mai mulți sudori.

În figura 10.21 este prezentată o schemă cu 4 sudori (de regulă numărul acestora este un număr par), schemă care are totodată și avantajul unei productivități în mod evident duble (durata procesului de sudare a secției este mult redusă).

Figura 10.21. Schemă de sudare cu patru sudori (varianta I).

În cazul acestei scheme de sudare, panoul secției este împărțit în două zone egale (A și B), fiecare dintre acestea fiind atacată începând de la mijloc, repetând practic simultan schema din fig. 10.20 cu doi sudori. Numerotarea cu cifre arabe a ordinii de executare a cordoanelor se face pentru fiecare celulă în parte cu cifre de la 1 la 4, și nu în continuare, pentru a ușura urmărirea schemei.

Pentru ca schema să rezulte corectă, celulele sudate simultan vor fi situate întotdeauna pe diagonală, fapt ce asigură respectarea restricțiilor prezentate anterior. În figură nu s-a mai făcut numerotarea cordoanelor din celulele cu numere mai mari decât II, aceasta fiind identică sau asemănătoare celei din primele celule.

O altă variantă ce poate fi utilizată este cea schițată în fig. 10.22, la care cei 4 sudori pleacă din zona centrală spre periferie. În acest caz, primul cordon executat în cele patru celule I va fi dirijat diferit în raport cu cele două axe: două cordoane pe direcția axei x și două cordoane pe axa y. În caz contrar în schemă ar apărea cordoane bilaterale executate simultan la același element de osatură.

Figura 10.22. Schemă de sudare cu patru sudori (varianta II).

Această schemă de sudare conduce la deformații generale mai neuniforme pe lungimea secției (contracții pe direcția axei y mai mici în zona centrală decât la cele 2 capete ale axei x).

Se desprinde concluzia că este de preferat ca sudarea să înceapă din mai multe locuri simultan, locuri distribuite cât mai uniform pe suprafața secției.

Respectarea unor scheme de sudare riguros concepute conduce în final la deformații generale uniforme, fapt ce permite renunțarea la adaosurile de montaj. De fapt, adaosul de montaj se înlocuiește cu un adaos de contracție ce poate fi stabilit fie prin calcul, fie pe baze statistice, iar rosturile îmbinărilor cap la cap dintre secțiile corpului navei la montajul pe cală vor rezulta constante.

11.Tehnologia de asamblare și sudare a elementelor prefabricate

În acest capitol sunt prezentate succint recomandările și restricțiile ce stau la baza elaborării tehnologiei de asamblare și sudare a diferitelor tipuri de secții ce compun corpul navei. Prin elaborarea tehnologiei de asamblare se înțelege stabilirea etapelor tehnologice distincte ce concură la realizarea elementului prefabricat, elaborarea regimului de sudare propriu-zis și a schemelor de sudare în cadrul fiecărei etape, cât și precizarea tuturor operațiunilor ce se execută în fiecare etapă precum și utilajelor necesare.

11.1 Tehnologia de asamblare și sudare a secțiilor plane

În categoria secțiilor plane intră o mare parte a elementelor prefabricate ale corpului și majoritatea secțiilor de suprastructură, respectiv pereții suprastructurilor navei. La corpul navei întâlnim secții plane în zona cilindrică a navei, la bordaje și în zona fundului. În aceeași categorie sunt incluse secțiile de pereți transversali și longitudinali. În total, aproximativ 50% din secțiile navelor de tonaje medii și mari sunt secții plane. Având în vedere acest fapt, șantierele navale moderne și-au dezvoltat linii tehnologice cu un grad ridicat de mecanizare și automatizare, numite linii de secții plane, în vederea creșterii productivității și a nivelului calitativ al acestor elemente prefabricate.

În cele ce urmează va fi prezentată tehnologia clasică de asamblare a acestui tip de secții, ulterior fiind abordate și particularitățile ce apar în cazul asamblării acestora pe o linie de secții plane.

Principalele etape tehnologice de asamblare a secțiilor plane sunt următoarele:

1. Asamblarea și sudarea tablelor de înveliș

În această etapă, tablele ce formează învelișul sunt dispuse pe platoul de asamblare, realizându-se centrarea acestora după liniile teoretice ale elementelor de osatură ce sunt marcate pe acestea. Se verifică rosturile (luftul) îmbinărilor cap la cap dintre filele de înveliș, corectitudinea prelucrării marginilor, după care se execută asamblarea în puncte de sudură, cu respectarea regulilor precizate anterior. Se sudează plăcuțele de capăt la începuturile cordoanelor, conform schemei de sudare stabilite.

Un aspect important îl constituie plasarea corectă a tablelor în raport cu suprafața teoretică a învelișului ținând cont de grosimea filelor (dacă acestea au grosimi diferite). Dacă este cazul pe platou se dispun laine de compensare a diferențelor de grosime și abia ulterior se trece la prinderea în puncte de sudură. Această problemă apare deoarece osatura secției, ce urmează a fi sudată ulterior, se amplasează pe fața interioară a învelișului secției (suprafața teoretică a învelișului).

În cazul tablelor debitate cu plasmă trebuie să se țină cont de faptul că suprafața tablei face cu muchia debitată un unghi diferit de 90° (86°…88°), astfel încât, la îmbinările fără prelucrare, tablele trebuie dispuse cu deschiderea unghiului în sus (fig. 11.1), ținând cont de partea pe care urmează să se sudeze (astfel încât prima trecere să se realizeze în canal).

În general, această problemă se realizează din start, dacă înainte de debitarea tablelor se face marcarea pe acestea a liniilor teoretice, ele fiind reprezentate pe suprafața teoretică a învelișului la :toate filele adiacente.

Astfel, în mod implicit, deschiderile lufturilor vor rezulta în poziție corectă.

Figura 11.1. Îmbinarea cap la cap a două file debitate cu plasmă.

În continuare se execută lucrările pregătitoare pentru sudare, curățarea lufturilor și se trece la sudarea filelor. În figura 11.2 este prezentată schema de sudare și schița axonometrică a etapei. Trebuie precizat faptul că fiecare etapă tehnologică este însoțită de o schiță care prezintă aspectul general al secției la sfârșitul acelei etape. Schema de sudare aferentă poate fi reprezentată pe schița etapei sau separat, atunci când acest lucru nu este posibil.

Figura 11.2. Asamblarea și sudarea tablelor învelișului.

După sudarea filelor învelișului se verifică dimensiunile panoului și se completează, dacă este cazul, trasajul liniilor teoretice în conformitate cu documentația de trasaj. Fixarea prin sudare în puncte a panoului de platoul de asamblare nu este recomandabilă. Pentru a împiedica desprinderea panoului de platou pe parcursul etapelor ulterioare, se recomandă fixarea acestuia pe contur dispunând din loc în loc plăcuțe de blocare sau alte sisteme similare celui din fig. 11.3.

Figura 11.3. Sistem de blocare a panoului pe platoul de asamblare.

1 – panoul secției; 2 – sistem de blocare; 3 – platoul de asamblare.

Plăcuțele de blocare a panoului pe planul platoului nu se vor suda de panou, pentru a permite manifestarea liberă a contracțiilor, fără a tensiona suplimentar secția. În cazul secțiilor grele, cu grosimi mari ale învelișului, acestea se pot executa complet liber fără blocaje mecanice. În acest caz, pentru a ține sub control deformațiile, acolo unde este posibil se vor monta pe contur spioni (fig. 11.4). Este evident că între cele două plăcuțe spion nu trebuie să existe legătură mecanică.

Figura 11.4. Utilizarea plăcuțelor spion.

2. Asamblarea și sudarea osaturii simple

În această etapă, elementele de osatură simplă sunt centrate, ținându-se cont de poziția liniilor teoretice trasate pe panou. Se va avea în vedere dispunerea corectă a grosimii inimii și orientarea corectă a aripii sau bulbului profilului față de liniile teoretice, în conformitate cu documentația de trasaj. În fig. 11.5 este prezentat modul de dispunere a osaturii din profile laminate, respectiv flanșate, în concordanță cu regulile privind liniile teoretice. Nerespectarea acestor reguli poate conduce la dificultăți majore sau chiar la imposibilitatea asamblării corpului navei.

Figura 11.5. Dispunerea corectă a osaturii simple în raport cu liniile teoretice.

Asamblarea osaturii se face cu respectarea tuturor recomandărilor făcute anterior (vezi paragraful reguli și măsuri tehnologice generale folosite la asamblare), utilizând sculele speciale necesare. Schema etapei tehnologice, inclusiv cea de sudare este prezentată în fig. 11.6.

Figura 11.6. Asamblarea și sudarea osaturii simple.

Schema de sudare prezentată ține cont de numărul elementelor de osatură, astfel încât încălzirea să fie cât mai uniformă și simetrică în raport cu axele secției, utilizându-se două posturi simultane de lucru (nu se sudează simultan de aceeași parte a axei Ox sau Oy).

De regulă, sudarea se face automat, dar există și cazuri în care sudarea se execută manual. Dacă sudarea se execută manual, se recomandă sudarea în trepte inverse, de lungime egală cu lungimea cordonului ce se poate realiza cu un singur electrod. În acest caz deformațiile provocate de sudare vor fi mai reduse, dar productivitatea va fi mai mică.

Schema de sudare prezentată rămâne valabilă, ea indicând ordinea și sensurile generale de sudare.

Sudarea pe cealaltă parte se poate face după aceeași schemă, inversând sensurile de sudare. Contracțiile vor fi mai uniforme dacă sudarea de completare la rădăcină se face plecând de la periferie spre centru. În acest caz, cordoanele 4 vor fi sudate numai după răcirea completă a cordoanelor 3 (fig. 11.7).

Figura 11.7. Schema de sudare a osaturii simple.

Dacă sudarea se execută conform acestei scheme (fig. 11.7), lungimile finale ale laturilor secției paralele cu axa Ox vor rezulta egale cu lungimea secției măsurată în axă, în timp ce dacă se aplică schema din fig. 11.6, aceste lungimi vor rezulta mai mici (contracții neuniforme pe direcția axei Ox).

După sudare se face verificarea dimensiunilor generale precum și a toleranței de dispunerea elementelor de osatură. Valorile admisibile sunt: a = ± 2mm; b = ± 5mm (vezi fig. 11.6).

Trebuie remarcat faptul că în practica tehnologică a șantierelor, după fiecare etapă tehnologică se trece la îndreptarea secției, în vederea eliminării pe cât posibil a deformațiilor locale. Operația, greșit numită "detensionare", este necesară deoarece se aplică scheme de sudare greșite sau nu se respectă schemele de sudare. Ca rezultat, apar deplanări ale panoului ce creează dificultăți la asamblarea osaturii în etapele ulterioare.

Îndreptarea secției, care nu reduce tensiunile remanente ci chiar introduce tensiuni suplimentare, se face de regulă prin încălzire liniară sau locală și are ca efect apariția unor deformații locale remanente de sens contrar celor generate de sudare. Totodată, poate conduce la creșterea contracției generale. Din această cauză este mai indicat să se stabilească o tehnologie de asamblare și sudare corectă, care să fie riguros respectată, astfel încât deformațiile locale să se încadreze în limite acceptabile și ulterior, după finalizarea completă a secției, să se treacă la îndreptare.

3. Asamblarea și sudarea osaturii întărite

În această etapă se verifică trasajul liniilor teoretice ale osaturii întărite, după care osatura este poziționată în raport cu liniile teoretice urmând a se asambla în puncte de sudură. În etapa următoare se trece la sudarea osaturii de panou, pe baza schemei de sudare stabilite. Schița axonometrică a acestei etape este prezentată în fig. 11.8.

Figura 11.8. Asamblarea și sudarea osaturii întărite.

În acest caz, schema de sudare este de preferat a fi precizată separat, pentru a fi suficient de clară. Această schemă care respectă principiile prezentate anterior este dată în figura 11.9.

Figura 11.9. Schema de sudare a osaturii întărite.

Sudarea osaturii întărite se face de regulă semiautomat, schema prezentată cu doi sudori putând fi aplicată și în cazul sudării manuale. Cu cifre romane a fost precizată ordinea și sensul general de executare a cordoanelor, iar cu cifre arabe sunt prezentate secvențele de executare a fiecărui cordon. Se observă că s-a aplicat principiul metodei de sudare în trepte inverse cu precizarea că sudarea cordoanelor 15 va începe numai după răcirea completă a cordoanelor 14.

Schema de sudare din figura 11.9 poate fi aplicată și în cazul sudării cu patru posturi de lucru, caz în care cordoanele I și II, respectiv III și IV vor fi executate simultan în acest caz, timpul de sudare se reduce la jumătate, concomitent cu o mai bună uniformizare a contracțiilor generale. După sudarea osaturii întărite pe panou se trece la sudarea osaturii simple de cea întărită.

După finalizarea secției se face verificarea deformațiilor generale și locale și dacă acestea nu se încadrează în toleranțele admise se face îndreptarea prin încălzire liniară și locală. În final se predă secția la controlul tehnic de calitate.

11.2 Linii tehnologice pentru asamblarea și sudarea secțiilor plane

Una din preocupările principale ale compartimentelor tehnologice din șantierele navale o constituie introducerea unor linii tehnologice automatizate sau mecanizate pentru asamblarea și sudarea elementelor prefabricate plane. Prin mecanizarea și automatizarea proceselor de fabricație, se realizează însemnate reduceri de manoperă și creșteri substanțiale ale productivității muncii. În prezent șantierele navale din lume au adoptat diferite sisteme de linii tehnologice pentru sudarea secțiilor plane, și anume:

-linii cu sudarea panourilor pe ambele părți;

-linii cu sudarea panourilor pe o singură parte.

Liniile din prima categorie sunt răspândite în Europa, majoritatea fiind de tipul ESAB-HEBE (Suedia). Aceste linii au lungimi mari de 200…250m și asigură un flux tehnologic continuu, iar prin dispozitivele componente și sistemele de transport asigură o productivitate ridicată. Inconvenientele acestor linii constau în faptul că necesită hale supraînălțate pentru a face posibilă răsturnarea panoului în vederea completării la rădăcină.

Liniile cu sudarea panoului pe o singură parte sunt realizate în principal în Japonia. Acestea au avantajul că nu necesită hale înalte și prin eliminarea operației de răsturnare, manopera totală necesară unei secții va fi mai mică.

La adoptarea configurației și proiectarea acestor linii trebuie avute în svedere mai multe criterii dintre care se menționează:

sistemele tehnologice componente trebuie să aibă un caracter flexibil pentru a putea realiza o gamă cât mai largă de secții plane;

posturile de bază componente trebuie să permită utilizarea tuturor procedeelor de sudare posibil a fi folosite;

linia tehnologică trebuie să fie încadrată firesc în fluxul tehnologic general al atelierelor de confecționat și asamblat, astfel încâtsă se realizeze o continuitate a fluxului, fără întoarceri, ștrangulări sau blocări ale suprafețelor de producție;

precizia de debitare a tablelor panoului trebuie să se încadreze în toleranța de 1mm/12m lungime, fapt ce presupune existența unor mașini de debitat cu plasmă;

sistemele de ridicat și transportat componente ale liniei nu trebuie să deformeze tablele și profilele și să nu le magnetizeze;

dimensionarea și organizarea liniei tehnologice trebuie să țină seama de tipul și dimensiunile navelor ce se execută în șantier precum și de mărimea spațiului disponibil;

împărțirea liniei în posturi trebuie să asigure realizarea completă a unei etape tehnologice de bază, cu un necesar minim de operații de bază și auxiliare, într-un timp cât mai redus;

dimensiunile posturilor de bază trebuie să permită asamblarea secțiilor plane de dimensiuni maxime care se execută în șantier;

instalațiile de sudare să aibă un grad sporit de automatizare, să fie conduse în control numeric sau secvențial, astfel încât să se poată suda cu o gamă cât mai largă de procedee de sudare.

Totodată, aceste instalații trebuie să asigure poziționarea rapidă și precisă a elementelor de construcție, urmărirea automată a denivelărilor îmbinărilor cap la cap.

Trebuie menționat faptul că deformațiile generale rezultate după asamblarea secțiilor plane pe aceste linii tehnologice sunt mai mari decât în cazul aplicării tehnologiei clasice prezentate anterior.

Uniformizarea acestor deformații poate fi făcută dacă sudarea în fiecare etapă tehnologică se începe de la mijlocul secției, mergând alternativ spre cele două extremități.

Ca dezavantaj cresc timpii auxiliari consumați cu deplasările secției în fiecare post de sudare și este necesară stabilirea unei scheme de sudare convenabile în fiecare etapă sau post al liniei tehnologice.

11.3 Tehnologia de asamblare și sudare a secțiilor curbe

Secțiile curbe de corp se află cu precădere la extremitățile navei și sunt de două tipuri: secții curbe deschise și secții curbe închise sau de volum.

Secțiile curbe deschise sunt realizate din înveliș și elemente de osatură simplă și întărită, diferind de cele plane prin faptul că învelișul acestora este o suprafață cu dublă curbură. în această categorie sunt incluse secțiile de bordaj din afara zonei cilindrice, secțiile de punte, secțiile de fund ale navelor fără dublu fund de la extremități sau chiar din zona centrală în cazul navelor cu fund stelat. Pentru asamblarea acestor secții este necesară utilizarea unui dispozitiv tehnologic și anume: stend sau pat.

Secțiile de volum sunt delimitate la exteriorul lor de o zonă curbă a învelișului, iar spre interior de învelișul unei punți sau a unui perete longitudinal de regulă plan și include elementele de structură ce fac legătura între cele două învelișuri. în această categorie intră secțiile de dublu fund, dublu bordaj sau secțiile tancurilor de ruliu și gurnă ale vrachierelor. Asamblarea acestor secții se face de regulă pe platoul de asamblare utilizând ca suprafață de sprijin învelișul plan al secției de volum. Spre exemplu secțiile de dublu fund se asamblează în poziție răsturnată pe învelișul punții dublului fund, particularitățile legate de asamblarea acestor secții fiind abordate ulterior. În ceea ce privește secțiile curbe deschise, acestea se împart la rândul lor în două tipuri:

a) secții la care filele învelișului sunt prevăzute pe contur cu adaosuri tehnologice

b) secții la care filele învelișului sunt debitate la dimensiuni nominale.

În prima categorie intră secțiile ce au săgeți mari de curbură și curburi complexe, la care desfășurarea cât și procesul de fasonare al tablelor nu poate asigura o precizie suficientă. Din această cauză filele învelișului sunt prevăzute cu plusuri de montaj pe acele margini ce urmează a fi sudate de filele adiacente. Aceste adaosuri urmează a fi îndepărtate după necesități, astfel încât îmbinările cap la cap să fie amplasate pe traseele prestabilite și marcate pe secțiunile utilajului tehnologic. În același timp rostul îmbinării trebuie să rezulte constant și la valoarea impusă în tehnologia de sudare. Mărimea acestor adaosuri depinde de precizia de fabricație luând valori cuprinse între (20…40)mm. În cele ce urmează vor fi abordate particularitățile tehnologiei de asamblare a secțiilor curbe de tipul a), cazul b), al secțiilor de curbură mică (ex.: secții punte), constituind un caz ce poate fi particularizat cu ușurință.

11.3.1 Tehnologia de asamblare a secțiilor curbe deschise pe dispozitiv

Înainte de a începe asamblarea propriu-zisă, prima operațiune constă în verificarea centrajului utilajului tehnologic ce urmează a fi utilizat iar în cazul utilajelor de tip universal, reglarea acestora funcție de forma secției curbe ce urmează a fi asamblate.

Etapele în care se asamblează secțiile curbe sunt în principiu aceleași ca și în cazul secțiilor plane, caz ce a fost abordat anterior. Toate recomandările anterioare cu referire la tehnologia de sudare, scheme de sudare etc, rămân valabile astfel încât nu se va mai reveni asupra lor.

Etapa a 1-a — asamblarea și sudarea învelișului secției

În această etapă, tablele vor fi aduse și centrate pe rând pe dispozitiv în vederea însemnării adaosurilor tehnologice. Astfel, se aduce tabla I și se așează pe dispozitiv urmărind ca liniile teoretice trasate pe aceasta să coincidă cu liniile teoretice ale secțiunilor dispozitivului, ce materializează de regulă osatura transversală a secției (vezi fig. 11.10).

Cu tabla I centrată provizoriu, se înseamnă pe aceasta liniile teoretice ale cusăturilor A și B, transmițând pe dedesubt poziția acestora de pe secțiunile dispozitivului. Se dă jos tabla de pe dispozitiv și cu ajutorul unor flexibili se trasează cusăturile pe tablă. În continuare se taie adaosurile tehnologice b și se pregătesc marginile pentru sudare. Tabla se recentrează pe dispozitiv și se fixează de secțiunile acestuia pe dedesubt.

Figura 11.10. Confecționarea panoului de înveliș.

Dacă este cazul, tabla este trasă cu ajutorul unor întinzători sau al altor scule echivalente, până ce ia forma dispozitivului.

Se aduce tabla II și se așează pe dispozitiv, suprapunând-o parțial peste tabla I cu adaosul b ce urmează a fi însemnat. Se înseamnă cusătura B pe dedesubt, după marginea tablei I precum și cusătura C trasată după semnele de pe secțiunile dispozitivului. Se desprinde tabla II de pe dispozitiv, se trasează adaosurile b, se taie și se pregătesc marginile pentru sudare. În continuare, tabla este recentrată și fixată mecanic de secțiunile dispozitivului, după care este asamblată în puncte de sudură de tabla 1. Se continuă cu tablele III, IV, etc, până ce întreg învelișul este asamblat pe dispozitiv.

În continuare se execută lucrările pregătitoare pentru sudare ce au fost precizate anterior (curățarea rosturilor, sudarea plăcuțelor de capăt, etc.) și se trece la sudarea prin interior a îmbinărilor cap la cap aplicând o schemă de sudare adecvată. De regulă, sudarea se execută manual, doar atunci când este posibil, se recomandă sudarea semiautomată în mediu de gaz (MAG-CO2, CORGON, etc). Pentru aceasta, dispozitivul tehnologic trebuie să fie un pat turnant, care să permită aducerea pe rând a îmbinărilor sudate într-o poziție cât mai apropiată de cea orizontală.

În șantierele navale moderne se recurge chiar la sudarea pe suport (plăcuță ceramică), astfel încât să se elimine necesitatea operației de completarea la rădăcină. Trebuie făcută observația că în cazul secțiilor care au un număr mare de file ale învelișului, centrarea tablelor poate începe cu una situată la mijlocul secției (tabla II sau III), continuând apoi simultan cu tablele adiacente pe două fronturi de lucru. În acest mod se reduce timpul total de asamblare a învelișului în această etapă tehnologică.

2. Etapa a II-a – asamblarea și sudarea osaturii simple

Asamblarea acestor elemente de osatură se face la fel ca și în cazul secțiilor plane. Se recomandă utilizarea unor dispozitive tehnologice turnante, astfel încât să se poată utiliza sudarea semiautomată a osaturii de panou. Dacă asamblarea secției se execută pe un dispozitiv fix, iar sudarea osaturii se face manual (cazul din fig. 11.10), elementele de osatură simplă sunt poziționate și asamblate în hafturi (puncte de sudură), iar sudarea propriu-zisă se face în final, după asamblarea osaturii întărite utilizând o schemă de sudare în sistem celular, astfel încât tensiunile remanente să fie diminuate la maximum. în cazul paturilor turnante, este însă de preferat ca sudarea să se execute la sfârșitul acestor etape, semiautomat, crescând astfel în mod corespunzător productivitatea.

În figura 11.11 este prezentată schița axonometrică a acestei etape și schema de sudare utilizată în cazul îmbinărilor de colț bilaterale, schema de sudare pe cealaltă parte are în vedere inversarea sensurilor de sudare, fiind valabile toate precizările făcute, cu sublinierea faptului că în cazul secției din figura 11.11, sudarea cordonului 8 va începe după răcirea completă a cordonului 7.

Figura 11.11. Asamblarea și sudarea osaturii simple.

În schema prezentată în figura 11.11, pe o latură a secției s-au precizat sensurile și ordinea de sudare a cordoanelor de colț de pe fața pupa a elementelor de osatură, iar pe cealaltă latură cordoanele de pe cealaltă parte (săgețile cu linie întreruptă).

3. Etapa a IlI-a – asamblarea și sudarea osaturii întărite Succesiunea operațiunilor în această etapă este similară celei prezentate la asamblarea și sudarea secțiilor plane cu precizările suplimentare făcute la etapa anterioară (etapa a Ii-a) de asamblare a secțiilor curbe. Schema de sudare în această etapă corespunde cazului în care sudarea osaturii simple s-a făcut în etapa a IÎ-a. În caz contrar, atunci când nu este posibilă sudarea semiautomată, schema de sudare va corespunde situației mai convenabile în care sudarea tuturor elementelor de osatură se face în final, după asamblarea integrală a acestora.

Schița etapei tehnologice este prezentată în figura 11.12, iar schema de sudare în figura 11.13. După sudarea tuturor elementelor de osatură, secția se desprinde de dispozitiv și se răstoarnă, dacă este cazul, în vederea completării la rădăcină a îmbinărilor cap la cap dintre filele învelișului. Înainte de sudarea pe cealaltă parte se curăță rădăcinile cordoanelor prin crăițuire, fie mecanic (cu dalta pneumatică), fie prin procedeularc-aer.

Figura 11.12. Asamblarea osaturii întărite.

I

Figura 11.13. Schema de sudare a osaturii întărite.

13.3.2 Tehnologia de asamblare și sudare a secțiilor de volum

Unul din cazurile reprezentative îl constituie tehnologia de asamblare a secțiilor de dublu fund, caz ce va fi abordat în continuare. Toate particularitățile ce vor fi evidențiate pot fi cu ușurință extrapolate și pentru cazul asamblării altor tipuri de secții de volum menționate anterior.

Asamblarea secțiilor de dublu fund se face pe platoul de asamblare, în poziție răsturnată, pe plafonul dublului fund, în următoarele etape tehnologice:

1. Etapa a 1-a – asamblarea și sudarea tablelor plafonului dublului fund

I Această etapă este identică etapei similare de la asamblarea secțiilor plane. După sudarea tablelor panoului dublului fund, acesta este poziționat pe suprafața de sprijin materializată de platoul de asamblare de tip stelaj. În lipsa unui astfel de platou, suprafața de sprijin va fi materializată prin plăcuțe sudate pe șinele de cale ferată încastrate în pardoseala halei atelierului de asamblare. Se recomandă ca plăcuțele să fie consolidate cu diagonale sau gusee, iar abaterea de la planeitate a punctelor de sprijin (numite și reglaje) trebuie să fie de ± 1 mm. Fixarea plăcuțelor și verificarea planeității se face cu ajutorul teodolitului și a nivelei cu tub flexibil, t

Figura 11.14. Platou materializat cu plăcuțe de montaj.

h = (400…500) ±1mm; t = (300…600)mm

b = (60…80)mm; s = (8…15)mm

Pasul t al plăcuțelor și dimensiunile acestora depind de dimensiunile și masa secției ce urmează a fi asamblată. Se recomandă ca liniile teoretice ale structurii secției să fie dispuse în diagonală față de direcția de amplasare a șinelor platoului, respectiv a plăcuțelor de reglaj. După centrare, panoul se fixează mecanic pe contur și din loc în loc de plăcuțele de reglaj. În acest mod se împiedică deplasarea sa în etapele următoare.

2. Etapa a 11-a – asamblarea și sudarea osaturii simple

în această etapă se asamblează și se sudează de regulă longitudinalele plafonului dublului fund. Succesiunea operațiunilor efectuate, schemele de sudare, etc, sunt identice etapei similare de la asamblarea secțiilor plane.

3. Etapa a IH-a – asamblarea și sudarea varangelor și a suporților secției de fund

Asamblarea acestor elemente de osatură întărită începe cu poziționarea și asamblarea suportului central după care se continuă cu asamblarea unei varange situate la mijlocul lungimii secției (varanga de la C56 – fig. 11. 15a). În continuare, se avansează simultan pe patru fronturi de lucru, mergând spre extremități, simultan în cele două borduri. Astfel, se asamblează panourile suporților laterali situate între C53 și C59 (ce se întrerup la varange), se continuă cu încă patru varange, din nou cu suporții laterali, etc, până se ajunge la cele două extremități pupa și prova ale secției. Pe măsură ce se avansează se fac ajustările necesare datorate erorilor acumulate în procesul de fabricație, astfel încât să se asigure verticalitatea și dispunerea corectă pe liniile teoretice a elementelor de osatură menționate. În cazul înălțimilor mari ale acestora, verticalitatea se asigură temporar cu ajutorul unor diagonale cu întinzători.

Suporții și varangele se asamblează atât de învelișul plafonului dublului fund, cât și unele de altele. Nu este indicat ca haftuirea acestora între ele să se facă după sudarea lor de înveliș, deși în unele șantiere navale se recurge și la acest procedeu. După asamblarea elementelor de osatură întărită, acestea se sudează de înveliș după o schemă în sistem celular, manual sau semiautomat. În figura 11.16a este prezentată schema axonometrică a etapei, respectiv în figura 11.26b schema de sudare.

În această schemă, cu cifre romane și cifre arabe este precizată schema de sudare a osaturilor de panoul dublului fund, indicându-se sensurile de sudare numai pentru opt celule (celulele I și II). Schema respectă regulile precizate anterior și urmărește totodată reducerea timpilor auxiliari consumați la schimbarea celulei abordate.

f

Figura 11.16a. Asamblarea osaturii întărite pentru o secție de dublu fund.

În această schemă, elementele de osatură au fost reprezentate simplificat (fără găuri de ușurare, etc.) indicându-se cu cifre arabe ordinea de asamblare a acestora. Trebuie subliniat faptul că nu este recomandată asamblarea întâi a tuturor varangelor și apoi a suporților laterali, procedeu mare consumator de manoperă pentru lucrări de ajustaj și care conduce la o precizie scăzută, și nici sudarea întâi a suporților și apoi a varangelor. Total neindicat este și haftuirea varangelor de suporți, după sudarea acestora de înveliș, caz în care se produc abateri de la continuitate a suporților laterali la îmbinarea cu fundul, sau curbarea îmbinărilor de colț dintre varange și suporți.

Figura 11.16b. Schema de sudare pentru etapa a IlI-a.

După sudarea osaturii întărite de înveliș se trece la sudarea cordoanelor de colț verticale dintre aceste elemente (varange și suporți). Aceste cordoane se execută în trepte inverse, cu sensul general de sus în jos (vezi fig. 11.17a).

Figura 11.17a. Schema de sudare a osaturii întărite.

Cordoanele I și II, respectiv III și IV, pot fi executate și simultan, dar deformațiile și tensiunile remanente vor fi mai mari. Sudarea îmbinărilor bilaterale duble de colț începe cu un prim nod situat în centrul secției (suportul central și varanga de la coasta 56) și se continuă cu patru posturi de lucru pe cele două diagonale ale secției, spre pupa și prova. În continuare, se revine spre centrul secției, sudându-se simultan câte patru noduri simetrice față de centrul secției (nodul 1). În schema de sudare din fig. 11.17b, cu cifre arabe în cercuri tangente la noduri este indicată ordinea de sudare a verticalelor.

Figura 11.17b. Ordinea de sudare a verticalelor.

Trebuie subliniat faptul că sudarea fiecăruia din cele patru cordoane trebuie făcută după răcirea completă a cordonului sudat anterior la același nod. Sub acest aspect, metoda prezentată deși conduce la tensionarea minimă a secției, presupune un consum de timp mai mare, datorită timpilor de așteptare, cât și a celor consumați pentru deplasarea sudorului dintr-o celulă în alta pentru sudarea fiecărui nod. Rezultate bune pot fi obținute și prin sudarea pe rând a celor patru cordoane verticale din fiecare celulă. În acest caz, ordinea de sudare a celulelor va fi cea indicată cu cifre romane și coincide cu cea adoptată la sudarea osaturii întărite de panou. Astfel verticalele vor fi sudate în fiecare celulă începând cu verticala situată în punctul de încept al cordonului 1 și se va continua cu celelalte verticale în sensul dat de săgețile sensurilor de sudare ale schemei în sistem celular din figura 11.17b.

Trebuie făcută observația că în cazul acestei scheme, cei patru sudori se întâlnesc o singură dată la nodul central, unde se intersectează planul diametral cu C56. Dacă se întâmplă acest lucru, sudarea acestui nod se va face conform schemei din figura 11.17a, fiecare cordon fiind sudat după răcirea cordonului executat anterior.

4. Etapa a IV-a – asamblarea și sudarea longitudinalelor de fund și a învelișului secției

În această etapă grinzile longitudinale de fund sunt poziționate în decupările existente în varange și sunt asamblate și sudate de varange. În acest caz, decupările din varange vor fi de tipul celor din fig. 11.18a (decupări cu toleranță strânsă).

Figura 11.18. Decupări tehnologice în elementele de osatură.

După sudarea longitudinalelor în alveole, se trece la asamblarea tablelor fundului. Acestea sunt poziționate una câte una începând cu tabla chilei plate și continuând simultan spre cele două borduri, într-o succesiune de operații identică celei prezentate la asamblarea învelișului secțiilor curbe pe dispozitiv.

După asamblarea învelișului se trece la sudarea cap la cap a filelor fundului, utilizând o schemă de sudare adecvată. Pentru reducerea tensiunilor, se poate proceda la fixarea mecanică a tablelor de suporți și varange (cu întinzători, pe dedesubt), fără ca acestea să fie haftuite de osatură, cel puțin în zona plată a fundului. În acest caz, prinderea tablelor în puncte de sudură de suporți, varange și longitudinale se va face după sudarea tablelor între ele. În acest fel, contracțiile provocate de sudarea cap la cap se pot manifesta aproape liber, fără a tensiona suplimentar restul secției.

După. sudarea învelișului, secția se desprinde de platou și se răstoarnă în poziție normală. În această poziție se trece la sudarea învelișului fundului de varange suporți și longitudinale.

Se utilizează în acest scop aceeași schemă în sistem celular (fig.11.16b), cu mențiunea că întâi se sudează grinzile longitudinale de înveliș și apoi suporții și varangele, conform schemei amintite. Sudarea longitudinalelor se face cu respectarea regulilor prezentate în paragraful scheme de sudare, pe baza unei scheme ce va fi utilizată în toate celulele.

În figura 11.18 este prezentată schița etapei și schema de sudare a învelișului fundului.

Figura11.18. Asamblarea și sudarea învelișului fundului.

O variantă utilizată cu rezultate bune, constă în asamblarea și sudarea separată a tablelor fundului pe platou, urmată de sudarea longitudinalelor fundului, cel puțin în zona plată a acestuia. Succesiunea operațiunilor și schemele de sudare vor fi în acest caz identice cu cele prezentate anterior pentru primele două etape de asamblare a secțiilor plane.

În această variantă, învelișul fundului cu osatura simplă sudată pe acesta, se răstoarnă peste ansamblul realizat în primele trei etape și se asamblează de osatura întărită (varange și suporți).

În continuare, secția se desprinde de platou și se răstoarnă după care se trece la sudarea învelișului de suporți și varange, la fel ca în prima variantă prezentată. în acest caz, decupările din varange vor fi de tipul celor din fig. 11.17b (cu toleranță largă), legătura dintre varange și longitudinale realizându-se cu ajutorul unor plăcuțe de rigidizare. Această variantă conduce la tensiuni mai reduse pentru secția în ansamblu, deoarece îmbinările cap la cap ale tablelor de înveliș precum și cele de colț ale longitudinalelor nu mai tensionează și restul secției.

12.Tehnologii de asamblare și sudare a blocsecțiilor și a corpului navei

12.1 Împărțirea corpului navei în elemente prefabricate. Stabilirea dimensiunilor acestora

Este cunoscut faptul că inițial asamblarea corpului navelor din oțel s-a făcut prin nituire și abia ulterior prin sudare (după 1940). Odată cu introducerea sudării ca principal procedeu de asamblare, tehnologia adoptată reproducea în mare măsură etapele de asamblare a navelor nituite. În această variantă era asamblată întâi structura fundului și tablele învelișului acestuia pe întreaga lungime a navei, după care se asambla osatura bordajelor și învelișul acestora, continuând apoi construcția corpului cu asamblarea punților, etc. Această tehnologie conducea la durate mari de staționare a corpului navei pe cală și la abateri mari de la forma și dimensiunile din proiect, anulând în mare parte avantajele sudării.

Treptat, în industria navală, s-a impus însă metoda prefabricației. Această metodă constă în asamblarea și sudarea completă și simultană a unor zone sau secții din corpul navei, în atelier, urmată de cuplarea acestora într-o anumită ordine pe cală. Ulterior s-a trecut la saturarea cât mai avansată a secțiilor de corp cu elemente ale instalațiilor navei, în special cu tubulaturi, sau chiar cu agregate ușoare.

Prefabricația s-a extins la blocsecții întregi (tronsoane din corp) saturate aproape complet, blocsecții ce se execută în atelierul de asamblare, iar montajul pe cală s-a limitat numai la cuplarea și sudarea acestora. Ca rezultat, durata de staționare a corpului navei pe cala de montaj s-a redus spectaculos de la intervale de timp de ordinul anilor, în cazul navelor nituite de tonaj mare, la perioade de ordinul lunilor și chiar a săptămânilor.

În același timp masa elementelor prefabricate a crescut la valori de (50…100)t pentru secții și (300…500)t pentru blocsecții, funcție de dotarea tehnică a șantierelor navale.

Dimensiunile elementelor prefabricate, și în final împărțirea corpului navei în secții și blocsecții sunt condiționate de următorii factori:

numărul, dimensiunile și repartizarea suprafețelor de lucru existente în atelierul de asamblare-sudare cât și pe cala de montaj;

dotarea existentă în atelier și pe cală, cu utilaje, mașini și sisteme de ridicat și transportat, respectiv caracteristicile tehnice ale acestora (sarcina maximă, înălțimea de ridicare la cârlig, raza de acțiune, etc);

dimensiunile laminatelor furnizate șantierului, în special gama delungimi a acestora, ce va impune restricții privind lungimile elementelor prefabricate;

dimensiunile navei, compartimentajul acesteia, cât și poziția elementelor de structură ale corpului.

La amplasarea cusăturilor de montaj, operație prin care se precizează forma și dimensiunile elementelor prefabricate, se impune respectarea următoarelor condiții:

elementele prefabricate trebuiesc astfel dimensionat încât la execuția acestora să se folosească un volum cât mai mic de sudură. Înacest sens, se vor folosi table de lungimi și lățimi cât mai mari posibil, limitând la maximum numărul îmbinărilor cap la cap. În același timp se va urmări utilizarea cât mai bună a formatelor de tablă, limitând procentul deșeurilor;

la stabilirea extinderii fiecărui element prefabricat trebuie să se țină cont de tehnologia ulterioară de asamblare și sudare a acestuia. În acestsens trebuie să existe posibilitatea asamblării secției pe un dispozitiv cât mai simplu, iar majoritatea sudurilor să poată fi executate în pozițieorizontală sau cât mai apropiat de această poziție;

elementele prefabricate trebuie să aibă o rigiditate suficientă pentru a nu se deforma în timpul operațiunii de răsturnare sau transport pe cală;

masa elementelor prefabricate nu trebuie să depășească capacitatea de ridicare a instalațiilor și mașinilor de ridicat și transportat existente, iar dimensiunile de gabarit trebuie să fie corelate cu înălțimea maximă de ridicare la cârlig, astfel încât să facă posibilă operația de răsturnare, dacă aceasta va fi necesară în procesul de asamblare-sudare.

Estimarea masei elementelor prefabricate în faza de proiect tehnologic se poate face pe baze statistice, apelând la datele existente în literatura de specialitate. Astfel, în diverse studii publicate sunt prezentate diagrame în care se indică masa diferitelor tipuri de secții (fund, bordaje, punți, etc.) în funcție de tipul navei, dimensiunile acesteia și suprafața secției. Valorile obținute pe această bază sunt însă dependente de registrul de clasificare pe baza căruia s-a efectuat eșantionajul navei.

O variantă des utilizată în faza de proiect tehnologic este aceea de a calcula masa diferitelor tipuri de planșee (fund, bordaje, punți, pereți transversali și longitudinali) pentru un tronson de 10 m din zona centrală a navei. Calculul se face plecând de la eșantionajul navei și desenul general de construcție în care sunt precizate dimensional toate elementele constructive ale corpului (înveliș, osatură, elemente de rigidizare, etc). În final se determină așa numita masă unitară exprimată în [t/m2] pentru fiecare tip de planșeu sau zonă din corp. Pe baza acestor valori ale maselor unitare se face apoi calculul masei fiecărei secții în procesul de împărțire a corpului în elemente prefabricate și se verifică dacă sunt respectate condițiile precizate anterior.

La amplasarea cusăturilor de montaj dintre elementele prefabricate, trebuie totodată respectate următoarele restricții:

distanța dintre cusăturile de montaj longitudinale și transversale și alte cusături cap la cap sau de colț dintre elementele de osatură și înveliș, paralele cu cele de montaj, nu va fi mai mică de 200 mm.

cusăturile de montaj nu vor fi amplasate în zonele cu concentrări de tensiuni ale corpului, cum sunt:

racordările de la colțurile gurilor de magazie și a altor deschideri în punți;

zona de curbură maximă a gurnei sau a racordării bordajului cu puntea;

zonele îmbinărilor dintre suprastructuri și rufuri cu puntea, respectiv în zona racordării parapetului la suprastructură.

-îmbinările de montaj transversale ce delimitează secțiile de corp pe lungimea navei vor fi dispuse în același plan transversal, deci vor fi îmbinări inelare. Ele vor delimita blocsecțiile (sau raioanele) din care este alcătuit corpul navei.

O parte dintre aceste restricții sunt prezentate în fig. 12.1.

Figura 12.1. Restricții privind amplasarea cordoanelor de sudură de montaj.

Stabilirea poziției cusăturilor de montaj se face într-un desen numit schema de împărțire a corpului navei în elemente prefabricate. În acest desen se reprezintă la o scară convenabilă o vedere laterală a corpului și în corespondență directă, secțiuni la nivelul tuturor punților. Cu linie întreruptă sau linie tip cale ferată se reprezintă pereții transversali și longitudinali, punțile, etc. Pe linia planului diametral, respectiv pe o paralelă la linia de bază sunt poziționate coastele navei. În continuare, respectând regulile și restricțiile prezentate anterior, se reprezintă cu linie continuă cusăturile de montaj, indicându-se poziția lor în raport cu coasta cea mai apropiată.

Împărțirea corpului în elemente prefabricate diferă în funcție de tipul navei. Astfel în cazul cargourilor, amplasarea cusăturilor de montaj va fi condiționată de:

poziția pereților transversali etanși;

poziția și mărimea deschiderilor în punți;

numărul de punți și poziția acestora.

Caracteristic acestui tip de navă este faptul că la navele mari fundul se poate executa din două secții, prevăzând îmbinări longitudinale de montaj de o parte și de cealaltă a suportului central, la învelișul fundului respectiv a plafonului dublului fund.

În mod obișnuit, pe lungimea unei magazii se prevăd 2 sau 3 blocsecții, funcție de lungimea navei, iar cele 2 picuri constituie blocsecții ce se execută separat în poziție răsturnată. La navele mari, blocsecțiile prova și pupa pot fi la rândul lor împărțite în două secții de volum, separate de o platformă sau o punte intermediară. Pe înălțime, bordajele se execută din una sau două secții în cazul în care nava are punte intermediară. În ceea ce privește punțile, acestea se execută din una sau două secții pe lățimea navei și constituie secții separate.

În figura 12.2 este prezentată o secțiune transversală pe care sunt precizate pozițiile îmbinărilor de montaj.

Figura 12. 2. Secțiune transversală pentru o navă tip cargou și amplasarea cusăturilor de montaj.

Uneori, la navele cu deschideri mari în punți în zonele dintre ramele longitudinale ale gurilor de magazie, puntea poate fi înglobată în secția de bordaj și nu va mai constitui un element prefabricat separat (fig. 12.3).

Figura 12.3. Variantă de împărțire în secții a punții.

În figura 12.4 este prezentată schema de împărțire în elementeprefabricateîn cazul unui cargou.

Împărțirea în elemente prefabricate a corpului altor tipuri de nave se face asemănător, ținând cont de particularitățile constructive ale acestora.

În cazul vrachierelor ce transportă mărfuri ușoare, particularitatea acestora constă în existența tancurilor de gurnă și de ruliu. Aceste tancuri vor constitui de regulă secții separate și se vor asambla în poziție răsturnată, pe panoul format de tablele înclinate ale tancurilor. La aceste nave, dublul fund și punțile constituie de regulă secții distincte, dar zona punții superioare dintre ramele longitudinale ale gurilor de magazie și bordaj poate să aparțină și de secțiile tancurilor de ruliu (vezi fig. 12.5). În acest caz, majoritatea secțiilor ce compun corpul vor fi secții de volum, singurele secții plane și curbe deschise fiind cele de punte și bordaj.

Figura 12.4. Exemplu de împărțire în secții și blocsecții pentru un cargou.

Figura 12.5. Exemplu de împărțire a corpului navei în secții pentru un vrachier – secțiune transversală.

1 – secție tanc de ruliu (incluzând puntea); 2 – secție de punte (între ramele transversale a două guri de magazie); 3 – secție de bordaj; 4 – secție tanc de gurnă; 5 – secția de dublu fund; 6 – secție tanc de ruliu (fără punte).

În cazul mineralierelor ce transportă minereuri grele, se știe că dublul fund este supraînălțat, astfel încât suporții centrali și laterali de fund sunt de fapt niște pereți ce vor constitui secții plane separate, la fel ca și bordajele și pereții longitudinali. Acest tip de navă se împarte practic numai în secții plane și curbe deschise. Aceeași situație o întâlnim și la petrolierele clasice fără dublu fund.

În cazul petrolierelor cu dublu bordaj și dublu fund, la fel ca și în cazul navelor portcontainer cu dublu bordaj, fundul și bordajele vor constitui secții curbe închise (sau de volum) ce vor fi asamblate pe suprafața plană a acestora, iar punțile și pereții transversali sau longitudinali (la petroliere), vor constitui secții curbe deschise, respectiv plane.

Rezultă că împărțirea corpului în elemente prefabricate este o operație laborioasă, ce trebuie făcută în concordanță cu particularitățile constructive ale fiecărei nave, urmărind utilizarea cât mai judicioasă a formatelor de table și cu respectarea tuturor restricțiilor precizate anterior.

În final, elementele prefabricate ce compun corpul navei vor fi numerotate, fiecărei secții atribuindu-se un simbol prin care să poată fi identificată. Datorită numărului mare de elemente prefabricate și a formelor asemănătoare ale acestora, numerotarea trebuie făcută în așa fel încât, după simbolul atribuit fiecărei secții, poziția acestora în corpul navei să fie ușor de depistat. Numerotarea va ține cont și de deosebirile ce trebuie să existe între secțiile asemănătoare de la navele diferite ce se execută simultan în șantier. În practica tehnologică se întâlnesc un mare număr de sisteme de numerotare ce diferă de la șantier la șantier. Adesea aceste sisteme sunt greoaie, complicate și nu răspund cerințelor formulate mai sus.

Cele mai raționale sisteme de numerotare sunt cele care au în vedere poziția secțiilor în corpul navei, simbolurile acestora fiind alcătuite dintr-un grupaj de cifre sau un grupaj de cifre și litere. Sub acest aspect distingem:

– sistemul de numerotare zecimal (cu cifre), la care fiecare blocsecție primește o grupă de cifre începând de la pupa spre prova (01, 02, etc), ce va constitui prima parte a simbolului secției. Cea de-adoua grupă de cifre va preciza poziția secției pe înălțime începând de la fund spre punte.

De exemplu, 1 și 2 vor fi cele două secții de fund Bb și Tb, 3 și 4 secțiile de bordaj inferior Bb și Tb, 5 și 6 secțiile de punte intermediară ș.a.m.d., păstrând regula generală ca secțiile babord să aibă o cifră impară iar cele din tribord, pară. Acest mod de numerotare este exemplificat în figurile 12.2 și 12.4.

– sistemul de numerotare combinat (cu cifre și litere), la care primul element al simbolului este o cifră care indică blocsecția, ca și la sistemul zecimal, iar cel de-a doilea element va fi un grupaj de litere cât mai sugestiv. Astfel pentru secțiile de dublu fund vom atribui simbolul DF urmat de precizarea bordului, Bb sau Tb. În continuare se utilizeazăsimbolurile:

BI.Bb;BI.Tb- secțiile de bordaj inferioare;

Pl.Bb; PI.Tb – secțiile de punte intermediare;

BS.Bb; BS.Tb – bordaje superioare;

TG; TR – tancuri gurnă și de ruliu (la vrachiere);

PT.Cnr – perete transversal la coasta nr., etc.

12.2 Tehnologia de asamblare și sudare a blocsecțiilor

Corpul navei poate fi asamblat pe cala de montaj sau în docul uscat din secții propriu-zise (plane, curbe și de volum), asamblate și saturate în atelier, sau din blocsecții. În ultimul caz, blocsecțiile se asamblează în atelier sau pe cală, în apropierea amplasamentului pe care urmează a fi montat corpul navei.

Asamblarea blocsecțiilor se poate face în poziție normală sau în poziție răsturnată. Asamblarea în poziție normală se aplică blocsecțiilor realizate integral din elemente prefabricate cum este cazul majorității blocsecțiilor corpului navei, cu excepția blocsecțiilor de la extremități și a celor de suprastructură. Blocsecțiile prova și pupa, ca și etajele de suprastructură se asamblează în poziției răsturnată.

12.2.1 Asamblarea blocsecțiilor în poziție normală

Asamblarea blocsecțiilor în poziție normală se face în mai multe etape tehnologice începând de la fund și continuând spre punte, într-o succesiune logică și firească, astfel încât asamblarea blocsecției să fie posibilă cu un consum minim de manoperă. În cele ce urmează vor fi descrise etapele de asamblare a unei blocsecții din zona cilindrică a unui cargou cu o singură punte, blocsecție ce conține și un perete transversal.

Etapa I. în cazul cel mai general, această etapă constă în asamblarea și sudarea secțiilor de dublu fund, în situația în care fundul este realizat din două secții (fig. 12.6).

Figura 12.6. Etapa a I-a – asamblarea și sudarea secțiilor de dublu fund.

1 – învelișul plafonului D.F.; 2 – suporți laterali; 3 – învelișul fundului;

4 – varange; 5 – suportul central.

În prima fază se aduc cele două secții de fund și se așează pe suporți după care se apropie și se face centrarea acestora. La centrare se urmărește ca liniile de apă trasate pe înveliș și varange să fie conținute în aceleași plane orizontale, operație realizată cu ajutorul nivelei cu tub flexibil. Se verifică paralelismul liniilor teoretice a suporților laterali și corespondența planelor teoretice a varangelor celor două secții.

În procesul de centrare, cele două secții de fund se apropie până ce marginile învelișului se ating local, dar acest lucru nu este obligatoriu. Cu secțiile centrate, situația în care distanța D’ dintre suporții laterali este constantă, se măsoară "jocul" di (ce poate varia pe lungime) în planul fiecărei varange, atât pentru cele două învelișuri, cât și pentru varange. Spre exemplu, pentru învelișul plafonului dublului fund se măsoară jocurile di în dreptul tuturor varangelor pe liniile teoretice ale acestora. În mod asemănător, se măsoară jocurile d2 și d3 dintre varange și suportul central, respectiv dintre învelișul fundului. Pe baza valorii măsurate D' = ct, se calculează apoi adaosul tehnologic în dreptul fiecărei varange, cu relația:

bi = D-Dt-di

unde: b; este valoarea locală a adaosului ce trebuie îndepărtat, iar Dt este distanța teoretică dintre suporții laterali.

Valorile astfel calculate în dreptul fiecărei varange se înseamnă, după care se trasează adaosul de montaj cu ajutorul liniarului.

După însemnarea adaosurilor tehnologice acestea se îndepărtează prin tăiere cu flacără, după care se face pregătirea marginilor pentru sudare. În continuare se execută recentrarea celor două secții, situație în care distanța dintre suporții laterali va fi egală cu cea teoretică: D = Dt. Pentru aceasta este necesar ca valoarea bi a adaosurilor calculate să fie majorate cu mărimea lufturilor îmbinărilor de montaj, stabilite prin tehnologia de sudare. După recentrare, cele două secții sunt asamblate în puncte de sudură și se trece la sudare. Învelișurile vor fi sudate plecând de la centru spre cele două extremități, cu câte doi sudori, simultan la fund și plafonul dublului fund (cordoanele 1). Sudarea varangelor de suportul central se face după o schemă asemănătoare celei utilizate la sudarea secțiilor de dublu fund

Etapa a II-a. Asamblarea și sudarea peretelui transversal.

În situația în care blocsecția include și un perete transversal, următoarea etapă de asamblare va consta în asamblarea și sudarea acestuia de secția de dublu fund.

Peretele transversal este adus pe poziție și centrat în raport cu planul diametral al fundului. Cu ajutorul nivelei cu tub flexibil se verifică orizontalitatea unei linii de apă de control trasate pe perete. Verticalitatea peretelui se verifică cu ajutorul firului cu plumb.

Cu peretele astfel centrat, utilizând o șipcă etalon de la trasaj ce materializează înălțimea teoretică a liniei de apă față de dublul fund (Ht) se stabilește valoarea adaosului tehnologic de la partea inferioară (b) ce trebuie îndepărtat, pe mai multe linii de control trasate pe perete. După însemnarea și trasarea adaosului tehnologic, se face tăierea cu flacără a acestuia și se pregătește marginea inferioară a peretelui pentru sudare. Se recentrează peretele și se asamblează în puncte de sudură.

După consolidarea peretelui cu ajutorul unor diagonale cu întinzători se face sudarea. Sudarea se execută cu 2 sudori plecând de la planul diametral spre cele două borduri, de o parte și de cealaltă a peretelui (cordoanele 1). După răcirea acestor cordoane se face sudarea pe cealaltă parte, tot simultan în sensuri contrare (cordoanele 2).

Etapa a III-a. Asamblarea și sudarea secțiior de bordaj.

Cele două secții de bordaj sunt aduse pe poziție și se centrează. La centrare se verifică orizontalitatea unei linii de apă trasate pe bordaj, și corespondența coastelor cu varangele. Suprapunând învelișul bordajului peste cel al gurnei, cu ajutorul unei șipci etalon se face așezarea pe înălțime a secției, verificându-se totodată verticalitatea bordajului cu ajutorul firului de plumb. Se înseamnă adaosul tehnologic b de la partea inferioară, se trasează și se îndepărtează. După pregătirea marginilor, secțiile sunt recentrate și asamblate de gurnă și peretele transversal.

Se trece la sudarea tablei gurnei de învelișul bordajului folosind patru sudori, plecând de la centru spre cele două extremități, simultan în ambele borduri (cordoanele 1). În continuare, se sudează bordajul de perete, de jos în sus, până în zona axei neutre a navei (cordoanele 2). Ultima porțiune până la punte se sudează în trepte inverse, cu sensul general de sus în jos (cordoanele 3, 4, 5).

Etapa a IV-a. Asamblarea și sudarea punții (fig. 12.7).

Secția de punte este adusă pe poziție și se centrează. La centrare se verifică corespondența planului diametral al punții cu linia planului diametral trasată pe peretele transversal. Se face apoi centrarea pelungime și înălțime. În acest scop se utilizează firul cu plumb, înălțimea fiind verificată cu ajutorul șipcilor de la trasaj, în raport cu plafonul dublului fund.

Figura 12.7. Etapa a IV-a – asamblarea și sudarea secției de punte.

Trebuie specificat faptul că la toate operațiunile de centrare, șantierele navale au adoptat norme interne privind toleranțele de așezare a secțiilor. Aceste norme se stabilesc pentru toate etapele tehnologice de asamblare a blocsecției. Spre exemplu, în această etapă tehnologică trebuie respectate următoarele toleranțe:

așezarea față de P.D. b = ± 2mm;

așezarea pe lungime l = ± 3mm;

așezarea pe înălțime H = ± 5mm.

Aceste norme sunt rezultatul experienței acumulate și diferă de la un șantier la altul, în funcție de precizia de lucru ce este asigurată la construcția corpului.

Revenind la etapa tehnologică descrisă, un aspect important îl constituie asigurarea înălțimii corecte a punții la extremitățile pupa și prova, unde se va realiza cuplarea cu blocsecțiile vecine. Uneori pentru asigurarea coincidenței dintre secțiunile transversale de capăt ale blocsecțiilor vecine, se utilizează rame de montaj de forma unui perete transversal fictiv. Utilizând aceeași ramă de montaj la asamblarea blocsecțiilor adiacente, se obține același contur de capăt, și se elimină dificultățile ulterioare ce pot apare la asamblarea corpului pe cală.

După centrare, puntea este asamblată de bordaje și peretele transversal și se trece la sudare. într-o primă etapă se sudează puntea de bordaje, cu patru sudori plecând de la centru spre pupa și prova, simultan în ambele borduri (cordoanele 1). În continuare, se sudează pe dedesubt puntea de perete, după o schemă de sudare asemănătoare celei folosite la sudarea peretelui de plafonul dublului fund.

Dacă nava are mai multe punți, tehnologia de asamblare este asemănătoare în aceste prime patru etape, cu deosebirea că secția de punte principală (din etapa a IV-a) devine secție de punte intermediară, iar peretele transversal, perete de cală, etc. În acest caz, se continuă cu:

etapa a V-a – asamblarea peretelui de interpunte;

etapa a VI-a – asamblarea secțiilor de bordaj superioare;

etapa a VIl-a – asamblarea punții superioare.

Toate operațiunile executate în aceste etape sunt perfect analoge celor din etapele II, III și IV, din exemplul prezentat în acest paragraf.

12.2.2 Asamblarea blocsecțiilor în poziție răsturnată

Această metodă de asamblare este utilizată la asamblarea și sudarea blocsecțiilor pupa și prova, respectiv a etajelor de suprastructură.

în cazul blocsecțiilor de la extremități, unde nava are forme fine, fără o suprafață plană de sprijin, asamblarea în poziție normală ar necesita un pat fix de mari dimensiuni. Totodată, cele două blocsecții amintite au o structură complexă și curburi pronunțate, astfel încât practic nu este posibilă împărțirea lor în elemente prefabricate distincte (fund, bordaje, punți, etc). Singurul element prefabricat distinct al blocsecțiilor de la extremități este peretele picului, care de regulă se asamblează separat, și eventualii pereți de compartimentaj, prevăzuți în proiectul navei. Din aceste cauze, cele două blocsecții amintite se asamblează în poziție răsturnată, având ca suprafață de sprijin puntea principală.

La navele mari, așa cum s-a precizat anterior, blocsecțiile de la extremități pot fi împărțite în două sau mai multe secții de volum, având ca suprafețe de sprijin la asamblare puntea teugă, puntea principală, respectiv platformele existente în structura picului. Succesiunea operațiunilor de asamblare este oarecum asemănătoare celei întâlnite la asamblarea secțiilor de dublu fund. Forma corectă a carenei din această zonă a navei, se asigură și în acest caz cu ajutorul osaturii transversale și longitudinale, respectiv a etravei și etamboului. Cea mai mare parte a acestor structuri se preasamblează separat după care se montează, realizându-se un schelet care ulterior este învelit de filele bordajului.

Asamblarea blocsecției sau a secției de volum începe întotdeauna prin asamblarea punții sau platformei de sprijin pe un dispozitiv având forma negativului acesteia, asemănător tehnologiei de asamblare și sudare a secțiilor curbe deschise, respectiv a celor plane.

În continuare, se trece la asamblarea pereților de compartimentaj și apoi a osaturii transversale preasamblate sub formă de cadre. Se montează peretele picului ce aparține blocsecției sau secției de volum respective, și porțiunea de etravă, ca element longitudinal ce asigură distanțarea și poziția corectă a osaturii transversale. Se montează în continuare celelalte elemente de structură ale blocsecției: stringheri, curenți, platforme, traverse nepuntite, realizându-se astfel un schelet rigid ce descrie corect formele extremității navei.

În etapa următoare se asamblează și se sudează învelișul navei, plecând de la fund spre punte. în final, se face sudarea prin interior a osaturii de înveliș, și completarea la rădăcină a îmbinărilor cap la cap dintre tablele învelișului. Tehnologia de asamblare și sudare a unei astfel de blocsecții presupune un mare număr de etape tehnologice, prin care se realizează succesiunea de operații descrisă mai sus. în fiecare din aceste etape se stabilesc schemele de sudare aferente, scheme care trebuie să respecte principiile prezentate anterior. Deoarece sudarea se execută preponderent manual, se recomandă folosirea pe scară largă a sudării în trepte inverse, în scopul diminuării tensiunilor și deformațiilor remanente.

Prezentarea detaliată a tehnologiei de asamblare și sudare a unei blocsecții de la extremități ar conduce la extinderea excesivă a volumului prezentei lucrări, fapt ce nu se justifică. Totodată trebuie precizat faptul că elaborarea tehnologiei amintite poate fi făcută cu ușurință pe baza

12.3 Metode de asamblare și sudare a corpului navei pe cală

Corpul navei poate fi asamblat pe cală fie din blocsecții, fie din secții.

Asamblarea corpului din blocsecții este cea mai eficientă metodă, ce conduce la durate minime de montaj, din motive lesne de înțeles. Metoda poate fi aplicată sub rezerva ca șantierul naval să dispună de mașini și instalații de ridicat și transportat cu o capacitate suficient de mare, iar cala de montaj să aibă dotările necesare pentru deplasarea blocsecțiilor în vederea cuplării acestora. în acest sens este indicat ca pe cala de montaj să existe sisteme de translatare pe direcție longitudinală și transversală, și în același timp cărucioarele existente în aceste sisteme să fie prevăzute cu platforme reglabile (hidraulice sau mecanice) pe înălțime.

Asamblarea din secții a corpului navei, se execută prin mai multe metode ce vor fi prezentate ulterior, și conduce la durate mai mari ale ciclului de montaj. Utilizarea acestor metode este însă frecventă în special în cadrul șantierelor navale mai puțin dotate tehnic.

Indiferent de metoda de asamblare, în cursul procesului de montaj al corpului se efectuează o serie întreagă de lucrări de centrare și verificare, ce au drept scop obținerea formei și dimensiunilor corecte ale corpului.

Prima operațiune cu care demarează asamblarea corpului este cea de materializare pe cală a liniilor de control necesare montajului prin amplasarea plăcuțelor de cală. Acestea vor materializa în principal linia teoretică a planului diametral (linia de bază), dar și liniile transversale, perpendiculare pe linia de bază, linii necesare în lucrările de centraj.

Amplasarea plăcuțelor de cală poate fi făcută clasic, cu ajutorul strunei de oțel perfect întinse cu ajutorul unui vinci cu șurub și a firului cu plumb, sau prin metode optice.

12.3.1 Metode optice de efectuare a lucrărilor de centrare și verificare

Metoda optică de efectuare a lucrărilor de centrare și verificare cu ajutorul teodolitului este considerată metoda de bază în cazul construcției navelor pe calele de montaj orizontale.

Această metodă înlocuiește cu succes, conducând la rezultate mult mai precise, metodele clasice de verificare a orizontalității cu ajutorul nivelei cu tub flexibil (furtunul cu apă). Totuși, metodele clasice au în continuare o largă utilizare, deoarece nu necesită o calificare deosebită a personalului.

Pentru început, în acest paragraf vor fi precizate indicațiile generale pentru utilizarea teodolitului. Astfel, la demararea lucrărilor, stativul teodolitului se așează pe o bază suficient de rigidă, picioarele mobile ale stativului reglându-se astfel încât înălțimea totală (împreună cu teodolitul) să corespundă înălțimii lucrătorului, iar măsuța stativului să fie într-o poziție aproximativ orizontală. Teodolitul se fixează în prealabil pe măsuța stativului cu un "șurub", după care se centrează deasupra punctului sau liniei, după care se fixează rigid pe stativ. Axa verticală a teodolitului se fixează vertical pe nivel cu cercul orizontal. Teodolitul se consideră stabilizat și centrat deasupra punctului în cazul în care axul vizorului "centrorului" coincide cu punctul marcat, și nivelul prin alidada cercului orizontal se află în poziție orizontală.

Ocularul lunetei teodolitului se reglează după ochiul observatorului prin rotirea inelului cu dioptrii, astfel încât să apară imaginea clară a grilei tubului. Crucea lunetei se suprapune cu un punct îndepărtat (de exemplu la trasarea calei, cu punctul de intersecție al planului diametral al calei cu coasta din pupa). Fixarea aproximativă a lunetei se face cu ajutorul vizorului mecanic, iar suprapunerea exactă a lunetei cu punctul respectiv, prin rotirea șurubului de orientare. Luneta se focalizează pe acest punct prin rotirea cremalierei lentilei focalizatoare.

În cazul intersectării traiectoriei planului vertical, teodolitul trebuie să fie fixat pentru a nu se putea roti în jurul axei verticale. După aceasta se pot aplica punctele intermediare ale liniei intersectate, rotind luneta teodolitului în jurul axei orizontale și focalizând-o pe locurile dinainte stabilite (de exemplu pe plăcuțele calei). Pentru simplificarea operației de aplicare a reperelor trasate se pot folosi rigle cu diviziuni milimetrice.

Pentru construirea în plan orizontal a perpendicularei la linie, teodolitul se fixează și se centrează deasupra punctului marcat, axul optic al lunetei suprapunându-se pe planul vertical care trece peste linie. Teodolitul se va bloca, pentru a nu se putea roti în jurul axei verticale în timpul citirii pe cadran. Eliberând teodolitul, se rotește la 90 și se fixează din nou. Apoi se rotește în jurul axului orizontal, aplicând succesiv punctele perpendicularei.

În cazul intersectării liniei planului orizontal (de exemplu a liniei planului de bază), luneta se montează orizontal și se fixează pentru a nu se putea roti în jurul axei verticale, aplicând succesiv punctele traiectoriei planului orizontal.

Aplicarea liniei planului diametral (P.D.) și a liniilor paralele cu acesta se face în modul următor (fig. 12.8): în zonele prova și pupa ale calei se stabilesc cu ajutorul ruletei punctele axei de simetrie a calei, între care se va trasa linia P.D. și pe plăcile metalice se aplică cu punctatorul semnele de trasaj. Teodolitul se montează și se centrează în prealabil deasupra punctului din prova (sau pupa) al axei de simetrie a calei. Axa de rotire a teodolitului se fixează vertical pe nivel. Apoi teodolitul se centrează definitiv deasupra punctului. Linia verticală a grilei lunetei se suprapune cu punctul din pupa (sau prova) al axei de simetrie a calei Corpul teodolitului se fixează pentru a nu se roti în jurul axei verticale. Luneta se fixează succesiv pe plăcile amplasate în P.D., plăci pentru care se înseamnă poziția traiectoriei P.D.

Celelalte linii longitudinale se aplică pe cală la fel ca și linia P.D. Pentru marcarea pe cală a perpendicularelor la P.D. pe plăcile amplasate pe linia P.D. se fixează poziția punctelor de intersectare a perpendicularelor (cupla maestră, coaste de capăt sau medii ale secțiilor și blocsecțiilor, etc). Teodolitul se fixează succesiv deasupra fiecăruia din punctele de intersectare a perpendicularei cu linia P.D. și se centrează deasupra lui. Axul optic al lunetei se suprapune cu P.D. și se fixează teodolitul pentru a nu se roti în jurul axei verticale în timpul citirii pe cercul orizontal. Apoi corpul teodolitului se rotește cu 90 în jurul axei verticale și se fixează din nou. În continuare, luneta se rotește în jurul axei orizontale și se marchează succesiv punctele perpendicularei respective pe plăcuțele calei.

Figura 12.8. Marcarea liniilor de bază pe cală

1- linie de baza (referința) orizontală; 2- montanți; 3- teodolit; 4- linie longitudinală; 5- linie perpendiculară pe P.D.; 6- linie P.D.; 7- plăcuțe.

Pentru materializarea liniei de bază orizontale, axa de rotire a teodolitului se fixează vertical pe nivel. Axa lunetei se fixează orizontal. Rotind corpul teodolitului în jurul axei verticale, se aplică succesiv punctele traiectoriei planului de bază pe montanți, coloanele calei sau pe alte construcții fixe. Plăcuțele de cală odată marcate vor fi utilizate în timpul lucrărilor de centrare și poziționare corectă a elementelor prefabricate ale corpului. De exemplu, pentru verificarea poziției secțiilor de fund pe lungime, teodolitul se montează lateral față de secția verificată (fig. 12.9), dacă lățimea calei permite, sau sub secția de fund, deasupra liniei de bază a coastei medii pe cală. Apoi teodolitul se echilibrează și se centrează. Axa optică a lunetei se suprapune cu planul coastei medii pe cală, iar corpul teodolitului se fixează pentru a nu se roti în jurul axei verticale, dar luneta să se poată roti în planul coastei medii. Luneta se aplică pe secție și se stabilește poziția secției de fund pe lungime. Suprapunerea liniei verticale a lunetei teodolitului cu linia coastei medii a secției se realizează prin deplasarea celei din urmă de-a lungul calei. Poziția secției de fund după planul orizontal, înălțime, asietă și înclinare se verifică cu o singură montare a teodolitului. Numai la verificarea planului orizontal pe secție în unele cazuri, teodolitul se montează de două ori (sau se folosesc două teodolite) în pupa și în prova.

Teodolitul se montează pe cală în P.D. în prova sau în pupa față de secția verificată, nu mai aproape de 8-10m. Luneta teodolitului pe înălțime trebuie să fie sub planul de bază al navei. Axa optică a lunetei se montează în planul diametral al calei. Teodolitul se fixează pentru a nu se putea roti în jurul axei verticale, dar luneta se rotește liber în P.D. Pentru verificarea planului orizontal, luneta teodolitului se aplică pe semnele de trasaj ale P.D. de pe bordajul exterior, la îmbinarea de montaj a secției. Suprapunerea liniei verticale a lunetei cu semnul de trasaj al P.D. la secție se realizează prin deplasarea secției pe planul orizontal.

Figura 12. 9. Verificarea poziției secției de fund.

1 – linie P.D.; 2 – teodolit; 3 – montant de miră; 4- linia coastei medii; 5- mire.

Pentru verificarea poziției secției de fund pe înălțime, înclinare longitudinală și transversală, axa lunetei teodolitului se fixează în planul paralel cu cel de bază. Se fixează luneta pentru a nu se putea roti în jurul axului orizontal, se îndreaptă spre montant și se marchează pe ea semnele de trasaj ale poziției planului paralel cu cel de bază (după linia orizontală a riglei lunetei). Cota egală cu distanța dintre semnul de trasaj aplicat și semnul de trasaj de pe montant se marchează pe mirele fixate în punctele de intersectare a coastelor marginale (secțiunea de capăt) cu P.D.-ul secției. Luneta teodolitului se îndreaptă spre semnele de trasaj menționate și secția se centrează pe înălțime și asietă până la suprapunerea crucii lunetei cu semnul de marcaj de pe miră.

Verificarea înclinării transversale (sau a ruliului) se face montând mirele pe punctele de intersecție a liniilor coastelor marginale cu liniile de control de pe interiorul bordajului sau de pe varangele de capăt pe ambele borduri. Luneta teodolitului se îndreaptă spre mire, și se echilibrează secția până la obținerea unor indicații identice pe mirele ambelor borduri.

Centrarea cu ajutorul teodolitului se poate utiliza pe scară largă în toate etapele tehnologice, atât la asamblarea blocsecțiilor cât și a corpului navei pe cală (asamblarea bordajelor, a pereților transversali și longitudinali, cuplarea secțiilor sau blocsecțiilor pe cală, etc). De exemplu, verificarea poziției secțiilor de bordaj pe lungime se poate face similar cu centrarea pe lungime a secției de fund. Poziția secției de bordaj în raport cu planul orizontal se poate verifica prin una din metodele ilustrate în figura 12.10.

1- linie de control longitudinală; 2- teodolit; 3- montant: 4- linie de control orizontală; 5- mire; 6- linie de control a liniei longitudinale; 7-linie de bază a liniei longitudinale pe cală.

Figura 12.10. Centrarea bordajelor.

După o primă metodă, pe paiolul dublului fund se aplică în prealabil o linie longitudinală de control, iar pe secția de bordaj în punctele verificate se vor monta mire cu semne de marcaj ale aceleiași linii longitudinale de control. Teodolitul se montează și se centrează deasupra aceleiași linii de control. Axa optică a lunetei se suprapune cu planul liniei longitudinale de control și se fixează pentru a nu se putea roti în jurul axei verticale. Luneta se îndreaptă succesiv spre mirele secției de bordaj. Suprapunerea liniei verticale a lunetei teodolitului cu semnele de marcaj de pe mirele secției se realizează prin deplasarea părții superioare a secției de bord.

A doua metodă diferă prin aceea că linia de bază a liniei longitudinale se aplică pe cală, iar mirele cu semnele de marcaj se montează în exteriorul secției de bord.

A treia metodă se aplică dacă puntea intermediară sau principală face corp comun cu secția de bordaj. În acest caz, linia de control este în prealabil trasată pe punte, iar teodolitul se centrează deasupra acesteia.

Pentru verificarea poziției secției de bordaj după înălțime și asietă, trebuie să existe marcajul înălțimii care poate fi unul din marcajele liniei de bază orizontale de pe un montant din apropierea secției verificate. Teodolitul se așează pe secția de fund, verificându-se verticalitatea axei sale. Luneta se așează în poziție orizontală și se fixează. Apoi se stabilește poziția după înălțime a axei optice a lunetei, pentru care aceasta se îndreaptă spre marcajul înălțimii și se măsoară distanța de la marcaj la proiecția liniei orizontale a grilei lunetei.

Luneta se îndreaptă spre secția de bordaj în zona coastelor extreme și se egalizează asieta secției până la obținerea unor distanțe identice de la linia orizontală de control de pe secție la proiecția liniei orizontale a grilei lunetei. Apoi se stabilește înălțimea secției prin măsurarea distanței de la proiecția liniei orizontale a grilei la linia orizontală de control de pesecție, și compararea sa cu distanța de la proiecția aceleiași linii la marcajele înălțimii. Poziția pereților se verifică la fel ca și poziția secțiilor de bord.

12.3.2 Asamblarea corpului navei din blocsecții

Așa cum s-a precizat anterior, este cea mai productivă metodă de asamblare a corpului navei. Blocsecțiile sunt asamblate separat în atelier sau pe cală, fapt ce permite practic abordarea simultană a montajului corpului pe întreaga lungime. Totodată blocsecțiile pot fi saturate în grad avansat, fapt ce reduce substanțial durata de staționare pe cală.

Un aspect important îl constituie stabilirea ordinii de cuplare pe cală a blocsecțiilor, funcție de care se stabilește și graficul de asamblare a blocsecțiilor, respectiv prioritatea la montaj a acestora. Ordinea de montaj, respectiv etapele tehnologice de asamblare ale corpului, trebuie să reducă la maximum timpii morți, fiecare blocsecție trebuind să fie complet finalizată în momentul în care îi vine rândul să fie cuplată pe cală.

Asamblarea corpului începe de regulă din zona compartimentului de mașini, prin cuplarea primelor două blocsecții. Astfel se urmărește finalizarea cât mai rapidă a zonei compartimentului de mașini, fapt ce permite demararea operațiunilor de montaj a instalațiilor din CM. în continuare se execută cuplarea următoarelor blocsecții, mergând simultan spre cele două extremități ale corpului, până se ajunge la cuplarea blocsecției picului prova.

La navele de lungime mare, ce au un număr mare de blocsecții, se recomandă chiar cuplarea simultană a blocsecțiilor pe întreaga lungime în raioane de câte două blocsecții. în continuare se trece apoi la cuplarea acestor raioane, avansând simultan spre cele două extremități. Această tehnologie conduce evident la productivitatea maximă și la o durată minimă de staționare a corpului navei pe cală. La aplicarea acestei metode se impune ca toleranțele la forma secțiunilor de capăt a blocsecțiilor să fie foarte strânse. în caz contrar pot apare dificultăți mari la cuplare, ce pot merge până la imposibilitatea cuplării și rebutarea unor blocsecții. Evitarea acestei situații se face prin creșterea preciziei de fabricație și folosirea unor rame de montaj la asamblarea blocsecțiilor, așa cum s-a precizat anterior.

În cele ce urmează va fi abordată tehnologia de cuplare a două blocsecții, toate celelalte cuplări executându-se asemănător.

În prima etapă, pe cală este adusă prima blocsecție și centrată pe poziție în raport cu linia planului diametral materializată pe cală cu ajutorul plăcuțelor de cală sau a strunei de oțel (fig. 14.19).

Figura 12.11. Centrarea primei blocsecții.

1-fir cu plumb; 2 – nivele cu tub flexibil; 3 – cărucior de cală ; 4 – tacheți; 5 – plăcuțe de cală

Se verifică totodată asieta și ruliul (înclinarea transversală) cu ajutorul nivelei cu tub flexibil sau a teodolitului. Poziția pe lungime se verifică asemănător cu firul cu plumb sau cu teodolitul, cu ajutorul plăcuțelor de marcaj de pe cală ce au fost fixate anterior. În acest paragraf succesiunea operațiilor de centraj nu va fi abordată amănunțit, deoarece poate fi stabilită cu ușurință pe baza celor prezentate în paragraful anterior.

După ce blocsecția I a fost centrată se trece la centrarea blocsecției II în raport cu prima blocsecție. Această blocsecție se așează pe cărucioare și se centrează ca și blocsecția I în vederea însemnării adaosului tehnologic prevăzut pe conturul secțiunii de capăt (fig. 12.12).

Figura 12.12. Centrarea celei de-a doua blocsecții.

1 – întinzători; 2 – urechi de prindere; 3 – plăcuțe de cală; 4 – fir cu plumb; 5 – nivelă cu tub flexibil

Cu blocsecțiile centrate (fie clasic, fie cu teodolitul), se înseamnă adaosul tehnologic ce trebuie îndepărtat, după ce în prealabil blocsecțiile au fost blocate cu întinzători și urechi de prindere sudate pe conturul blocsecțiilor.

Stabilirea adaosului se poate face în două moduri:

• în primul mod, se măsoară din loc în loc distanțele d (jocurile dintre învelișuri) pe niște linii de măsură trasate în prealabil. Cunoscând distanța intercostală teoretică a, și măsurând distanța a dintre coastele de capăt (a = ct.), se calculează adaosurile b ce se înseamnă după aceea pe învelișul blocsecției II:

b = a'-a- d

• în a doua variantă se calculează jocul d1 ce urmează a fi însemnat cu ajutorul însemnătorului distanțier în raport cu muchia blocsecției I. Acesta se calculează cu relația

d1 = a’-a

Se reglează însemnătorul la valoarea di și se trasează adaosul pe întreg perimetrul blocsecției II. Facem precizarea că acest procedeu poate fi aplicat și la însemnarea adaosurilor de montaj în etapele tehnologice de asamblare a blocsecțiilor (vezi asamblarea secțiilor de dublu fund, bordaje, etc).

Este evident că după îndepărtarea adaosului și recentrare, când di = 0 și a’ = a, jocul di dat de relația de mai sus trebuie majorat cu valoarea rostului îmbinării cap la cap stabilit prin tehnologia de sudare.

După însemnarea adaosului, se desprind întinzătorii, se taie adaosul tehnologic și se pregătesc marginile pentru sudare. Urmează recentrarea blocsecțiilor, reblocarea acestora cu ajutorul întinzătorilor și asamblarea în puncte de sudură a învelișurilor celor 2 blocsecții.

După asamblare se trece la sudare după o schemă de sudare convenabilă. În figura 12.13 este prezentată o schemă de sudare cu până la 7 sudori, indicată la cuplarea blocsecțiilor. În această schemă cordoanele 1 și 2 dintre bordaje se execută în trepte inverse, cu sensul general de sus în jos indicat pe schemă. În ceea ce privește cordoanele verticale 3 și 4 dintre carlingile de fund, dacă înălțimea lor este mare, se vor suda de sus în jos dar în trepte inverse.

Figura 12. 13. Schema de sudare la cuplarea a două blocsecții

Un aspect important poate apare în cazul în care blocsecțiile nu sunt prevăzute cu adaosuri tehnologice de montaj, ci cu adaosuri de contracție. În acest caz, blocsecțiile vor fi executate practic la dimensiunile nominale, dar rostul îmbinărilor cap la cap va fi mai mare (din motive ușor de înțeles), și va rezulta de cele mai multe ori cu variații în anumite limite, pe conturul blocsecțiilor. Problema se rezolvă prin sudarea pe plăcuță ceramică, ce permite formarea corectă a rădăcinii cordonului, asigurând și stabilitatea băii de sudare în cazul rosturilor mari.

Benzile cu plăcuțe ceramice vor fi aplicate în exteriorul învelișului la fund și bordaje, la care sudarea se va face prin interior, respectiv sub punți, la care sudarea se va face pe suprafața superioară a acestora. În prealabil pe contur se sudează piepteni prevăzuți cu decupări suficient de mari pentru a permite aplicarea benzilor ceramice. Sudarea învelișurilor se va face pe o singură parte, după o schemă asemănătoare celei din figura 12.14.

Figura 12.14. Schema de sudare pe plăcuțe ceramice

Cordoanele dintre învelișul bordajelor și învelișul fundului se pot executa semiautomat în mediu de gaz (MAG-CO2 sau CORGON), în timp ce cordoanele dintre punți pot fi executate prin același procedeu, sau automat sub strat de flux.

În figura 12.15 este prezentată schema de aplicare a benzii cu plăcuțe ceramice la bordaj, respectiv amplasarea pieptenilor.

Figura 12.15. Schema de amplasare a pieptenilor de montaj

și a plăcuțelor ceramice.

1- pieptene; 2 – bandă adezivă; 3 – plăcuță ceramică; 4 – învelișul bordajului

12.3.3 Asamblarea corpului navei pe cală din secții

Deși metoda de asamblare a corpului navei din blocsecții este cea mai eficientă, totuși în multe șantiere navale se utilizează pe scară largă asamblarea navei din secții. Metodele de asamblare din secții se utilizează în special în șantierele navale ce nu dispun de o dotare tehnică suficientă cu mașini de ridicat și transportat. Asamblarea corpului din secții se face prin patru metode mai cunoscute, și anume:

1. Asamblarea prin metoda după orizonturi

Este prima metodă ce a fost aplicată odată cu trecerea la construcția navelor sudate, din elemente prefabricate, și reproduce în oarecare măsură succesiunea de montaj a navelor nituite.

Asamblarea navei se face pornind de la fund, simultan pe întreaga lungime a navei, prin asamblarea pe orizontală a secțiilor de fund plecând de la mijlocul navei spre cele două extremități. Pe măsură ce secțiile de fund sunt asamblate se trece la sudarea lor și simultan se asamblează alte secții de fund în continuare. La finalul acestei etape, se finalizează complet primul orizont, cel al secțiilor de fund.

În continuare se asamblează și se sudează pereții transversali de cală simultan pe întreaga lungime. Se continuă cu asamblarea și sudarea bordajelor inferioare (cazul navelor cu punte intermediară) și apoi se asamblează punțile intermediare, plecând de la mijlocul navei spre cele două extremități. Se finalizează astfel cel de-al doilea orizont.

Se continuă cu al treilea orizont, alcătuit din pereții transversali de interpunte, bordajele superioare și punțile superioare, etc. În final, se cuplează cele două blocsecții de la extremități. Nava se construiește pe orizonturi succesive, de unde și denumirea metodei.

Pentru mărirea frontului de lucru, bordajele pot fi asamblate plecând simultan din două sau trei locuri pe lungimea navei. La întâlnirea fronturilor, ultimele secții de bordaj (secție tampon) se centrează, iar adaosurile tehnologice se înseamnă prin suprapunerea învelișului secției tampon peste învelișurile secțiilor alăturate, deja asamblate și sudate.

Avantajul acestei metode constă în frontul mare de lucru ce se deschide în fiecare etapă, practic lucrându-se simultan pe întreaga lungime a navei. Productivitatea metodei după orizonturi este astfel deosebit de ridicată, conducând la durate mici de staționare a corpului navei pe cală.

Dezavantajul metodei constă în precizia de fabricație scăzută, și abaterile mari de la forma și dimensiunile corpului navei. Datorită numărului mare de suduri executate simultan și oarecum haotic pe întreaga lungime a navei, mai ales în prima etapă, când rigiditatea orizontului secțiilor de fund este relativ redusă, rezultă deformații excesive și abateri mari de la dimensiunile nominale. Din acest motiv, această metodă a fost inițial abandonată.

Ulterior a fost concepută o metodă asemănătoare, care înlătură o parte din dezavantajele menționate, așa numita "variantă actualizată a metodei după orizonturi".

La asamblarea corpului navei prin metoda "după orizonturi actualizată", într-o primă etapă se asamblează primul orizont, cel al secțiilor de fund, plecând de la centrul navei spre cele două extremități, fără a se face însă și sudarea. În continuare, se asamblează și se sudează pereții transversali pe întreaga lungime a navei, după care se trece la asamblarea bordajelor inferioare, fără a se face însă și sudarea. Rezultă un ansamblu rigid care va împiedica manifestarea contracțiilor în momentul sudării, înlăturând astfel dezavantajele metodei clasice.

Se trece în continuare la sudarea secțiilor de fund între ele și a bordajelor, simultan efectuându-se centrarea și asamblarea secțiilor de punte intermediară. Se continuă cu asamblarea pereților de interpunte și sudarea acestora, după care se asamblează bordajele superioare.

După asamblarea integrală a celui de-al doilea orizont se trece la sudarea acestuia pe întreaga lungime, simultan cu asamblarea punților superioare. În final se sudează punțile superioare și se cuplează cele două blocsecții de la extremități.

Pentru diminuarea la maximum a deformațiilor se aplică pe scară largă sudarea în trepte inverse. Evitarea încovoierii generale a corpului navei, se poate realiza prin executarea simultană a cordoanelor de sudură simetrice din cele două borduri. Metoda are o productivitate ridicată și conduce la deformații și abateri rezonabile ce se încadrează în toleranțele admise de la dimensiunile principale. În figura 12.16 este indicată ordinea de asamblare a secțiilor prin această metodă.

Figura 12.16. Schema etapelor tehnologice de asamblare a corpului navei pe cală prin metoda după orizonturi actualizată.

Dacă nava se execută cu adaosuri tehnologice, schema de asamblare trebuie însoțită de schema adaosurilor de montaj, ce va ține cont de ordinea de asamblare. Astfel secțiile de bordaj tampon: 9 și 18, vor fi prevăzute cu adaosuri atât la partea inferioară cât și la cele două extremități, pupa și prova.

Metoda prezentată are totuși dezavantajul că structurile corpului vor fi tensionate. Tensiunile reziduale mari, chiar dacă deformațiile sunt uniforme și acceptabile ca valoare, sunt o consecință a rigidității mari a fiecărui orizont, ce nu permite manifestarea liberă a contracțiilor în timpul răcirii cordoanelor de sudură.

2. Asamblarea prin metoda piramidală

Metoda piramidală a fost introdusă după renunțarea la metoda după orizonturi, și înlătură toate dezavantajele primelor două metode și anume: precizia scăzută de fabricație, respectiv tensiunile remanente mari.

La această metodă, asamblarea corpului navei începe din zona centrală unde se realizează un tronson de corp ce se extinde în trepte pe lungime, iar pe înălțime ajunge până la puntea principală. Tronsonul realizat are în fiecare etapă forma unei piramide, de unde și denumirea metodei.

Asamblarea corpului navei începe cu centrarea pe cală a unei secții de fund, urmată de asamblarea și sudarea celor două secții de fund adiacente. Urmează asamblarea și sudarea peretelui transversal de cală (dacă există), după care se asamblează și se sudează cele două bordaje inferioare și apoi puntea intermediară. Rezultă o primă piramidă ce se extinde până la interpunte. Se continuă cu alte două secții de fund, după care se asamblează și se sudează patru secții de bordaj inferior simultan cu asamblarea și sudarea peretelui de interpunte de pe verticala primei piramide. Se sudează bordajele superioare din axa piramidei și simultan puntea superioară, respectiv cele două interpunți adiacente. Rezultă prima piramidă completă, ce se extinde până la puntea principală.

Se continuă în același mod cu alte două secții de fund, bordaje, punți, etc. Metoda este prezentată în figura 12.17. Pentru a nu complica inutil figura, s-a indicat numai ordinea de montaj a primei piramide complete, ce a fost hașurată.

Figura 12.17. Schema etapelor tehnologice de asamblare a corpului navei pe cală prin metoda piramidală.

Datorită rigidității mari a tronsonului realizat în fiecare etapă de asamblare, deformațiile provocate de sudare vor fi minime. Totodată, pe măsură ce se avansează spre extremități și spre puntea superioară, deformațiile remanente acumulate în etapele anterioare pot fi compensate cu ajutorul adaosurilor tehnologice. Dacă asamblarea navei se face cu adaosuri de contracție, deformațiile pot fi compensate adoptând valori convenabile pentru lufturile îmbinărilor cap la cap, și sudarea pe plăcuță ceramică. Ca rezultat, se ajunge la o precizie deosebit de ridicată și corpul navei se realizează în toleranțe foarte strânse la dimensiunile principale.

Un alt avantaj al metodei este acela că tensiunile remanente din structurile corpului navei în ansamblu sunt mult diminuate. Acest fapt se explică prin aceea că în momentul sudării fiecărei secții, aceasta este liberă pe două sau chiar trei laturi, iar contracțiile cordoanelor de sudură la răcirea acestora se pot manifesta liber în proporție mult mai mare.

În practica proiectării tehnologice, schema etapelor tehnologice se realizează cu ajutorul unor schițe axonometrice care descriu aspectul tronsonului realizat în etapa respectivă, și pe care se indică și schema de sudare din acea etapă. Schemele de sudarea utilizate sunt asemănătoare celor prezentate anterior, când a fost abordată tehnologia de asamblare a blocsecțiilor și a corpului navei din blocsecții.