CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR [600665]
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
1
UNIVERSITATEA; „ Transilvania ” din BRAȘOV
Facultatea; „ȘtiinŃa și Ingineria Materialelor”
CATEDRA; „Ingineria Mat erialelor și Sudură”
Ing . Ovidiu Madalin DINU
– Rezumat –
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR PENTRU
MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
THEORETICAL AND EXPERIMENTAL RESEARCHES REGARDING
ULTRASOUND UTILIZATION IN ORDER TO INCREASE WELDED JOINTS QUALITY
CONDUC ĂTOR ȘTIIN łIFIC
Prof.dr. ing. Rodica Mariana POPESCU
BRA ȘOV
2010
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
2
MINISTERUL EDUCA łIEI CERCET ĂRII TINERETULUI SI SPORTULUI
UNIVERSITATEA „TRANSILVANIA” DIN BRA ȘOV
Către………………………………………… …………………………………………… ………………………………….
Vă aducem la cuno știin Ńă c ă în ziua de 1.10.2010 , ora 14 00 , în sala I1 6, la catedra de Ingineria
Materialelor și Sudur ă, va avea loc sus Ńinerea public ă a tezei de doctorat intitulat ă, „
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA
ULTRASUNETELOR PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARILOR SUDATE ”,
elaborat ă de ing. DINU Gh. Madalin Ovidiu în vederea ob Ńinerii titlului de doctor în domeniul
fundamental „ ȘTIIN łE INGINERE ȘTI”, domeniul „ ȘTIIN łA MATERIALELOR”cu urm ătaorea
componen Ńă a comisiei:
PRE ȘEDINTE 1. Prof. Univ. Dr. Ing. Mircea Horia łIEREAN
Decan, Facultatea de Știin Ńa și Ingineria Materialelor,
Universitatea „Transilvania” din Bra șov
COND. ȘTIIN łIFIC 2. Prof. Univ. Dr. Ing. Rodica Mariana POPESCU
Universitatea „Transilvania” din Bra șov
REFEREN łI 3. Prof. Univ. Dr. Ing. Adrian DIMA
Universitatea „Gheorghe Asachi” din Iasi
4. Prof. Univ. Dr. Ing. Rami SABAN
Universitatea “Politehnica”din Bucuresti
Prof. Univ. Dr. Ing. Teodor MACHEDON -PISU
Universitatea „Transilvania” din Bra șov
În acest scop v ă trimitem al ăturat rezumatul tezei de doctorat și v ă invit ăm s ă lua Ńi parte la
sus Ńinerea public ă a tezei de doctorat.
În cazul când binevoi Ńi s ă face Ńi aprecieri sau observa Ńii asupra con Ńinutului lucr ării, v ă rug ăm s ă le
trimite Ńi la catedra I.M.S. a Facult ăŃii S.I.M.
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
3
CUPRINS TEZ Ă DE DOCTORAT
Introducere
CAPITOLUL I
1. STADIUL ACTUAL PRIVIND STAREA DE TENSIUNI, CAUZE LE APARI łIEI ACESTORA Șl AL
DETENSION ĂRII CONSTRUC łIILOR SUDATE
1.1 Originea șl importan Ńa tensiunilor remanente
1.2. Clasificarea tensiunilor interne
1.3. Tensiunile remanente in construc Ńiile sudate
1.4. Factorii care influen Ńeaz ă apari Ńia tensiunilor remanente
1.4.1. Influen Ńa materialului de baz ă și a materialului de adaos asupra form ării tensiunilor
remanente
1.4.2 Influen Ńa metodelor de sudare asupra tensiunilor remanente
1.4.3. Influen Ńa regimului de sudare
1.4.4 Influen Ńa dimensiunilor șl a formei pieselor sudate
1.4.5 Influen Ńa st ării de tensiuni preexistente în pies ă
1.5. Efectele tensiunilor remanente
1.6. Măsuri si procedee pentru prevenirea si combaterea d eforma Ńiilor si tensiunilor remanente
1.6.1. Opera Ńii de sudare cu preînc ălzire și postlnc ălzire
1.6.2. Pretenslonarea sau deform ările elastice în sens opus
1.6.3. Deformarea plastic ă în sens opus
1.6.4. Indreptarea prin înc ălzire local ă a pieselor deformate în urma sudurii
1.6.5. Pozi Ńionarea corect ă a pieselor ce se sudeaz ă pentru tensiuni reziduale minime
1.6.6. Prevenirea tensiunilor printr-o succesiune c orect ă a opera Ńiilor de sudare
1.6.7. Alegerea corect ă a configura Ńiei și a dimensiunilor cordonului de sudura
1.6.8. Vibrarea în timpul sud ării
1.6.9. Ultrasonarea în timpul sud ării
1.6.9.1. Sudarea cu ultrasunete a metalelor
1.7. Metode mecanice de detensionare a construc Ńiilor sudate
1.7.1. Detensionarea prin cioc ănire
1.7.2. Detensionarea prin explozie
1.7.3. Detensionarea prin presiune Impus ă din Interior a conductelor sudate
1.7.4. Detensionarea prin vibratii
1.7.5. Detensionarea cu ultrasunete
1.7.5.1. Absorb Ńia ultrasunetetor-baza detension ării
1.7.6. Detensionarea prin impulsuri hidroelectrice
1.7.7. Detensionarea electromagnetic ă
1.7.8. Tratamentul termic de detensionare
1.8. Calculul analitic al gradului de detensionare termic ă
1.9 Parametrii tehnologici al tratamentului de detensio nare termica
1.10. Detensionarea termoplastic ă
CAPITOLUL II
2. CONTRIBU łII TEORETICE PRIVIND TRASAREA CÂMPURILOR Șl A TENSIUNILOR
TERMICE LA O ÎMBINARE SUDAT Ă
2.1. Aspecte teoretice privind transferul de c ăldur ă la o îmbinare sudat ă
2.2. Trasarea computerizata a câmpurilor termice nesta Ńionare
2.2.1. Câmpul termic produs de sursele permanente m obile de mare putere și vitez ă (sudarea
automat ă sub strat de flux)
2.2.2. Aplica Ńie a rela Ńiilor c âmpului termic produs de sursele permanente mobile d e mare
putere și vitez ă (sudarea automat ă sub strat de flux) la un corp masiv și la o plac ă din o Ńel
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
4
2.2.3. Metod ă de rezolvare numeric ă a ecua Ńiei transferului termic la o plac ă sudat ă cu
sursele permanente mobile de mare putere și vitez ă (sudarea automat ă sub strat de flux)
CAPITOLUL III
APARATUR Ă Șl INSTALA łIE EXPERIMENTAL Ă, MATERIALE CERCETATE, METODICA
CERCET ĂRII
3.1. Ansamblul sistemului ultraacustic
3.2. Construc Ńia șl dimensionarea transductoarelor magnetostrictive
3.2.1. Determinarea principalilor parametrii de fun c Ńionare a unul transductor magnetostrictiv sub
form ă de pachet cu dou ă coloane
3.3. Construc Ńia șl dimensionarea concentratoarelor de energie
3.3.1. Determinarea parametrilor func Ńionali pentru concentratoare tip exponen Ńial
3.4. Elemente de fixare mecanic ă șl izolare acustic ă ale instala Ńiei
3.5 Elemente de transfer a energiei ultraacusti ce în instala Ńia realizat ă
3.6. Instala Ńia pentru sudare SAF tip "Tractor"
3.7. Modul de utilizare a instala Ńiei de sudare și detensionare cu ultrasunete
3.8. Dispozitiv pentru determinarea amplitudinii de oscila Ńie a concentratorului
3.9. Alegerea materialului pentru cercetare conform registrului naval român (RNR),
1990
3.10. Metodica cercet ării. Schema programului de analize șl încerc ări
CAPITOLUL IV
4.CONTRIBU łII TEORETICE PRIVIND MODELAREA MATEMATIC Ă A PROCESELOR
DE DETENSIONARE TERMIC Ă ȘI CU ULTRASUNETE
4.1. Model matematic pentru studiul procesului de d etensionare termic ă
4.2. Exemplu de calcul a func Ńiilor care intervin în ecua Ńia diferen Ńial ă a procesului
de detensionare termic ă pentru un o Ńel OLC45
4.3. Determinarea valorilor tensiunilor interne în procesul de detensionare termic ă
4.4. Model matematic pentru studiul procesului de detensionare cu ultrasunete
4.5 Concluzii
CAPITOLUL V
5.CONTRIBU łII PRIVIND CERCET ĂRILE EXPERIMENTALE ASUPRA DETENSION ĂRII
TERMICE Șl ULTRASONICE A CONSTRUC łIILOR METALICE SUDATE
5.1. Clasificarea metodelor de m ăsurare a tensiunilor remanente
5.2. Metoda rozetei tensometrice g ăurite
5.3. Metode nedistructive de m ăsurare a tensiunilor remanente
5.3.1. M ăsurarea tensiunilor prin metoda cu ultrasunete
5.3.1.1. M ăsurarea tensiunilor prin metoda L CR
5.3.2. M ăsurarea tensiunilor prin metoda difrac Ńiei cu raze X
5.4. Concluzii privind metodele de m ăsurare a tensiunilor
5.5. Cercet ări experimentale privind starea de tensiuni interne la îmbin ări sudate
cap la cap folosind metoda rozetei tensometrice g ăurite
5.5.1. Cercet ări experimentale la proba martor (M)
5.5.2. Cercet ări experimentale la proba tratat ă termic (TT)
5.5.3. Cercet ări experimentale la proba sudat ă cu ultrasunete (SU)
5.5.4. Cercet ări experimentale la proba detensionat ă cu ultrasunete (U1)
5.6. Compararea st ărilor de tensiuni interne pe baza valorilor ob Ńinute la
măsur ătorile tensometrice
5.7 Concluzii
5.8. Determinarea caracteristicilor mecanice la îmb in ări sudate cap la cap
5.8.1. Contribu Ńii teoretice privind determinarea caracteristicilor mecanice ale unei
îmbin ări sudate
5.8.2. M ăsurarea caracteristicilor mecanice la îmbin ări sudate cap la cap
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
5
5.8.3. Compararea valorilor ob Ńinute la încerc ările mecanice de rezisten Ńă
5.9. Determinarea energiei consumate la rupere de î ncovoiere prin șoc la îmbin ări
sudate cap la cap
5.10. M ăsurarea energiilor consumate la rupere pe îmbin ări sudate cap la cap la
încercarea de încovoiere prin șoc
5.11. Analize metalografice și varia Ńia microdurit ăŃii HV 0,1 la îmbin ări sudate cap la
cap
5.12 Concluzii
5.13. Cercet ări difractografice cu raze x asupra îmbin ărilor sudate cap la cap
CAPITOLUL VI
6. CONCLUZII FINALE SI CONTRIBUTII PERSONALE
Bibliografie
Anexa 1
Anexa 2
Anexa 3
Anexa 4
Anexa 5
Anexa 6
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
6
Introducere
Intre domeniile de vârf ale industriei se situeaz ă și sudarea metalelor datorit ă avantajelor pe care le
confer ă în realizarea unor produse de înalt ă complexitate. Pe lâng ă faptul c ă tehnologia sud ării a cunoscut un
avânt deosebit prin cunoa șterea comport ării materialelor în timpul sud ării și dup ă sudare, perfec Ńionarea
procedeelor de sudare și a tehnologiilor de tratament a pieselor sudate, s e impune tot mai mult utilizarea unor
surse de energie neconven Ńional ă (energia ultrasunetelor) pentru sporirea calit ăŃii produselor și realizarea de
avantaje economice.
Aplicarea ultrasunetelor în tehnic ă s-a datorat tocmai efectelor benefice induse de ac estea în
materialele metalice. Spre exemplu folosirea ultras unetelor în procesele de deformare a metalelor a du s la
ob Ńinerea unor efecte utile cum ar fi: reducerea efect ului de prelucrare și a num ărului de faze tehnologice,
îmbun ătăŃirea calit ăŃii, realizarea unor produse noi inclusiv din materi ale greu deformabile imposibil de
prelucrat prin metode clasice.
Se cunoaste faptul c ă dup ă efectuarea opera Ńiilor de sudare în construc Ńiile sudate r ămân importante
tensiuni interne a c ăror valori sunt dependente de forma și dimensiunile pieselor și a îmbin ărilor, precum și de
tehnologia de sudare aplicat ă.
Lucrarea de fa Ńă s-a axat pe studiul influen Ńei ultrasunetelor de mari energii asupra câmpului d e
tensiuni remanente de la îmbin ările sudate cap la cap din o Ńel naval. S-a pus în eviden Ńă influen Ńa activ ă a
ultrasunetelor atunci când acestea au fost introdus e direct în baia de metal lichid și influen Ńa ultrasunetelor în
procesele de detensionare prin vibrarea pl ăcilor sudate.
Introduction
Among high tech areas of industry, metal welding ha s its advantages due to the possibility of
realization of high complexity products. Besides th e fact that welding technology has experienced a
great development by knowing material behavior duri ng and after welding, continuous
improvement of welding and heat treatment procedure s applied to welded joints, has been noticed
that unconventional energy sources such as ultrasou nd energy is desired in order to improve quality
aspects and economical issues.
Application of ultrasounds within technical field w as possible due to positive effects induced
by them in metallic materials. As an example, using the ultrasounds during metal deformation
processes following aspects have been noticed: redu cing processing effect and technological stages,
quality improvement, realization of new products in cluding heavy deformed materials impossible to
be machined by using classic methods.
It is known that after welding operations within we lded assemblies a certain amount of
stresses will remain and these values are directly related to the shape and dimensions of the joints a s
well to the welding technology.
This thesis presents a study regarding the influenc e of high energy ultrasounds over residual
stress field from butt welding made from naval stee l. Has been noticed an active ultrasound
influence when introduced directly into molten bath and during stress relieving processes by using
vibrations onto welded plates.
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
7
CAPITOLUL I
1. STADIUL ACTUAL PRIVIND STAREA DE TENSIUNI, CAUZE LE APARI łIEI
ACESTORA Șl AL DETENSION ĂRII CONSTRUC łIILOR SUDATE
Detensionarea termic ă reprezint ă o tehnologie utilizat ă în direc Ńia asigur ării stabilit ăŃii și reducerii
tensiunilor remanente ale ansamblelor sudate, dar c are prezint ă totu și o serie de inconveniente tehnico-
economice.
Având în vedere deficien Ńele detension ării termice sub aspectul termic și economic, ca și preocup ările
pentru înlocuirea tehnologiilor mari consumatoare d e energie și combustibil, se recurge la aplicarea unor
tehnologii neconven Ńionale cum ar fi și detensionarea cu ultrasunete, care asigur ă eficient detensionarea
pieselor și subansamblelor cu gabarit mare. In acest caz, mat erialul este supus unor oscila Ńii mecanice, cu
frecven Ńa și amplitudinea reglabile.
Se poate spune c ă detensionarea cu ultrasunete este o metod ă nou ă, efectele ei asupra materialelor
metalice nefiind în totalitate studiate.
Stabilitatea dimensional ă și limitarea tensiunilor remanente în construc Ńii sudate se realizeaz ă în mai
multe etape prezentate în fig. 1.1.
Fig. 1.1 Condi Ńii pentru asigurarea stabilit ăŃii dimensionale și limit ării tensiunilor remanente a
ansamblelor sudate
In construc Ńii, la organele de ma șini, tensiunile remanente au fost considerate pân ă recent ca fiind
nedorite, ele constituind adesea cauze de defec Ńiuni în exploatare, sau de fisuri, ori deform ări sup ărătoare ale
pieselor, chiar în timpul procesului de prelucrare (turnare, laminare, c ălire, etc.) sau al tratamentului termic.
Aceast ă pozi Ńie fa Ńă de prezen Ńa tensiunilor remanente a predominat mul Ńi ani cu toate c ă înc ă de la sfâr șitul
secolului trecut au fost fabricate tuburi fretate u tilizându-se tensiuni remanente.
Ast ăzi sistemele favorabile de tensiuni remanente sunt folosite pe scar ă larg ă în industria de armament
și în alte domenii, ele constituind principalul mijl oc pentru sporirea rezisten Ńei construc Ńiilor. In numeroase alte
situa Ńii, se impune aplicarea unor tehnologii pentru dimi nuarea st ării de tensiuni remanente [53].
Măsuri si procedee pentru prevenirea si combaterea d eforma Ńiilor si tensiunilor remanente STABILITATEA DIMENSIONAL Ă Șl LIMITAREA
TENSIUNILOR REMANENTE ÎN CONSTRUC łII SUDATE
prin proiectarea
constructlv-tehnologic ă,
care are în vedere
solicit ările rezultate din
condi Ńiile de exploatare,
dar și modific ările
propriet ăŃilor materialelor
datorit ă tehnologiilor
aplicate în fabrica Ńie prin m ăsuri și procedee
aplicate înainte și dup ă
sudare pentru prevenirea
deforma Ńiilor și tensiunilor
remanente prin condi Ńiile de execu Ńie
efectiv ă a ansamblelor
sudate, care au în vedere
tehnologiile de sudare
aplicate, materialele
folosite, cu respectarea
normelor și standardelor
prescrise pentru
realizarea produselor
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
8
In practic ă se urm ăre ște diminuarea dup ă sudare a tensiunilor remanente prin metode de dete nsionare
termic ă sau mecanic ă, sau impiedicarea apari Ńiei acestora prin m ăsuri preventive (fig. 1.24).
Fig. 1.24. Clasificarea m ăsurilor preventive pentru împiedicarea apari Ńiei tensiunilor remanente
Intre deforma Ńiile permanente și eforturile unitare remanente ce apar în construc Ńii sudate exist ă o
leg ătură reciproc ă: energia neconsumat ă prin deform ări plastice (permanente) se transform ă în tensiuni
(eforturi unitare) remanente, deci dac ă se împiedic ă deforma Ńiile vor apare tensiuni remanente mari.
Se cunoa ște faptul c ă la construc Ńiile sudate nu este posibil s ă fie înl ăturate în întregime eforturile
remanente, respectiv deforma Ńiile, dar într-o anumit ă m ăsur ă pot fi men Ńinute la valori mici nepericuloase.
1.6.1. Opera Ńii de sudare cu preînc ălzire și postlnc ălzire
• Sudarea cu preînc ălzire simpl ă
Când se atinge temperatura de preînc ălzire T pr , (fig. 1.25 a) sursa de tratament termic este opri t ă și începe
opera Ńia de sudare. Pe perioada sud ării temperatura de lucru T, poate sc ădea. Aceast ă variant ă de preînc ălzire
se aplic ă la sudarea componentelor simple executate din o Ńeluri nealiate sau slab aliate. Dac ă efectuarea
preînc ălzirii se face la o temperatur ă de peste 100°C se evit ă formarea structurii martensitice în zona de
trecere.
• Sudare și preînc ălzire cu men Ńinere la temperatura constant ă de lucru
1. Sudarea la o temperatur ă constant ă de lucru
Dac ă temperatura componentelor de sudat este men Ńinut ă și în perioada procesului de sudare la o valoare
cel pu Ńin egal ă cu cea de preînc ălzire se spune c ă sudarea are loc la o temperatur ă constant ă de lucru (fig. 1.25
c).
2. Sudarea izoterm ă
Dac ă temperatura de lucru este situat ă deasupra celei de început de transformare martensi tic ă a o Ńelului și
este men Ńinut ă la aceea și valoare înc ă o perioad ă de timp dup ă încheierea opera Ńiei de sudare astfel încât
zonele de material cu structur ă austenitic ă s ă se descompun ă fie în constituien Ńi de tip bainitic, fie în
constituien Ńi de tip perlitic se va spune c ă sudura este izoterm ă (fig. 1.25 d).
• Postînc ălzirea
Const ă în întreruperea r ăcirii normale dup ă sudare, impunând piesei sudate o men Ńinere la o temperatur ă
care poate fi egal ă cu cea de preînc ălzire dac ă aceasta a avut loc. Numai în cazuri rare postînc ălzirea are ca
obiectiv modificarea transform ărilor la r ăcire, deoarece de cele mai multe ori se realizeaz ă sub punctul critic
MS. Ea permite prelungirea perioadei de difuzie a hid rogenului din îmbinarea sudat ă, o uniformizare a
temperaturii și o diminuare a tensiunilor interne (fig. 1.25 b).
• Preînc ălzirea combinat ă cu postînc ălzirea Masuri preventive pentru inpiedicarea tensiunilor r emanente
Preincalzire, postincalzire
Stabilire ordine aplicare cusatura sudata
Deformari plastice anterioare in sens opus
Pretensionare, (deformari elastice anterioare)
Sudare in camp vibrator
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
9
Se aplic ă la o Ńeluri aliate pentru îmbun ătăŃire 34MoCrNi16, 42MoCr11, 51VMnCr11 care au o c ălibilitate
ridicat ă și la care pericolul de fisurare este ridicat. Compo nentele de sudat sunt preînc ălzite la T pr , dup ă care se
începe sudarea. Inainte ca temperatura s ă scad ă sub o anumit ă valoare critic ă se va efectua postînc ălzirea la
Tp=600…700°C, formarea structurii martensitice în z ona influen Ńat ă termic este evitat ă, riscul de deformare
este mic, iar tensiunile reziduale sunt mai reduse (fig. 1.25 e).
Fig. 1.25. a-Ciclul termic de sudare și tratament termic de preînc ălzire simpl ă; b-Ciclul termic de sudare și tratament termic de
de postînc ălzire; c-Ciclul termic de sudare și preînc ălzire la temperatur ă constant ă; d-Ciclul termic specific sud ării izoterme; e-Sudare cu
pre- și postînc ălzire [37]
1.6.2. Pretenslonarea sau deform ările elastice în sens opus
Incovoierea sau arcuirea componentelor înainte de s udare este o metod ă de pretensionare în direc Ńie
opus ă contrac Ńiei ce se produce dup ă procesul de sudare.
Prin folosirea unor cadre și pene de fixare se diminueaz ă deforma Ńiile unghiulare care apar dup ă sudare
(fig. 1.26).
Introducerea tensiunilor in pies ă înainte de sudare se realizeaz ă ca rezultat al comport ării elasto-
plastice la înc ălzire a piesei. Se introduc în pies ă tensiuni de sens opus celor de la sudur ă.
Epura reparti Ńiei tensiunilor de la pretensionare este foarte ase m ănătoare cu reparti Ńia tensiunii la
sudur ă.
Pene
tabla tabl a
Dispozitiv
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
10
Fig. 1.26. Pretensionarea, folosind cadre cu pene d e fixare la tablele sub Ńiri [47]
1.6.3. Deformarea plastic ă în sens opus
La îmbinarea cu dou ă suduri în col Ń valoarea unghiului de contrac Ńie α cu care este deviat ă tabla de baz ă este
indicat ă în fig. 1.27 în func Ńie de raportul dintre grosimea cus ăturii și grosimea tablei [56] [80].
Fig. 1.27. Valuarea unghiului de contractie α in functie de raportul grosimea cusaturii si grosi mea tablei [80]
Deformarea prealabil ă de sens contrar ce trebuie aplicat ă tablei sudate ca în fig. 1.28, folosind dispozitiv ul din
aceea și figur ă.
Fig. 1.28. Dispozitiv pentru deformarea plastic ă în sens opus [59] [80]
c- reprezinta deformatia, a- inaltimea cordonului d e sudura, t- grosimea tablei. b– deformatia talpei profiflului
Indreptarea prin înc ălzire local ă a pieselor deformate în urma sudurii
O metod ă de îndreptare a pieselor deformate, cea mai simpl ă este îndreptarea prin înc ălzire cu flac ără,
procedeu care se aplic ă numai în cazul pieselor din o Ńel cu con Ńinut redus de carbon. In acest caz îndreptarea cons t ă în
realizarea unei înc ălziri locale, astfel condus ă încat s ă se asigure o deforma Ńie a piesei egal ă și de sens contrar cu cea
suferit ă de pies ă la sudare.
Prin înc ălzire la temperatura 700-850 0C, regiunea înc ălzit ă tinde s ă se dilate și fiindc ă dilatarea este
împiedicat ă materialul sufer ă o comprimare în stare plastic ă.
Modul de înc ălzire, locul și suprafa Ńa regiunilor înc ălzite trebuie stabilite de la caz la caz, în func Ńie de forma
și dimensiunile piesei, astfel încât deforma Ńia suferit ă de pies ă, în urma înc ălzirii locale, s ă fie egal ă și de sens contrar
cu deforma Ńia la sudare. c a
t
b
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
11
Indreptarea cu flac ără prezint ă o serie de avantaje și se aplic ă foarte des deoarece:
• nu necesit ă instala Ńii speciale;
• se poate aplica la piese de orice form ă și în oricare parte a acesteia
Dac ă procedeul nu este aplicat corespunz ător și dac ă mărimea zonei înc ălzit ă nu este corect stabilit ă, se pot
introduce în piesele îndreptate noi tensiuni remane nte.
In fig. 1.29 se indic ă diametrul zonei înc ălzite cu flac ără (d) și distan Ńa între zone
(D), in functie de grosimea piesei (t)
Fig. 1.29. Diametrul zonei înc ălzite cu flac ără și distan Ńa între zone în func Ńie de grosimea piesei [59]
Pozi Ńionarea corect ă a pieselor ce se sudeaz ă pentru tensiuni reziduale minime
Piesele ce se sudeaza se recomand ă s ă fie a șezate pe cât posibil, astfel încât deplasarea lor î n timpul
înc ălzirii si mai ales in timpul racirii sa se realizez e liber si sa ajunga la forme optime pentru exploat area dupa
racire.
La realizarea imbin ărilor cap la cap tablele se a șează conform fig. 1.30 pentru ca in urma r ăcirii ele
să r ămân ă în acela și plan ( α=0). M ărimea unghiului depinde de grosimea tablei, de felu l cus ăturii și de
procedeul de sudare utilizat.
Fig. 1.30. Valorile unghiului α pentru tabl ă sudat ă de 12 mm grosime (curba a) și pentru tabl ă sudat ă de 20 mm
grosime (curba b) [59] [ 8 0 ]
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 t[mm] d
[mm]
140
120
100
80
60
40
20 D [mm]
200
180
160
140
120
100
80
60 D
d
0 20 25 30 35 40 45 50
latimea tablei [mm] a
bα [ 0]
120
110
100
90
80
70
60
50
40
30
20
10 α
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
12
In raport cu alte metode care necesit ă diferite echipamente, aceast ă metod ă prin pozi Ńionarea corect ă a
pieselor este simpl ă, iar starea de tensiuni remanente dup ă opera Ńia de sudare este acceptabil ă.
Un dezavantaj al acestei metode este acela ca trebu ie g ăsit un mod de aranjare optim al pieselor, în
strâns ă leg ătur ă cu fenomenul de contrac Ńie la r ăcire. De regul ă, pentru alegerea optim ă a modului de
pozi Ńionare corect ă a pieselor se cere în prealabil realizarea unor pr obe.
Prevenirea tensiunilor printr-o succesiune corect ă a opera Ńiilor de sudare
Cu cât o cus ătur ă este mai scurt ă cu atât deforma Ńiile și tensiunile interne vor fi mai reduse, din care ca uz ă
cus ăturile lungi este necesar s ă fie executate pe por Ńiuni de 100…200 mm, stabilite în a șa fel încât la fiecare
por Ńiune s ă se consume un num ăr întreg de electrozi în cazul sud ării manuale cu arc.
• In cazul sudurilor scurte (l< 400 mm) sudarea se fa ce într-un singur sens de la un cap ăt la cel ălalt al
piesei (fig. 1.31 a);
• In cazul sudurilor cu lungime medie (l= 400-1200mm) sudarea se face de la mijlocul sudurii spre
capete (fig. 1.31 b);
• In cazul sudurilor cu lungime mare (peste 1200 mm) sudarea se tace în trepte inverse (pas de pelerin);
lungimea unei sec Ńiuni este egal ă cu lungimea depus ă cu un electrod (cca. 200-350 mm) (fig. 1.31 c)
Fig. 1.31. Succesiunea depunerii cus ăturilor în func Ńie de lungimea lor: a-lungimea l< 300-400 mm;
b-lungimea l= 400-1200 mm; c-lungimea l >1200 mm [5 0]
La sudarea în mai multe straturi succesive se sudea z ă în sensuri inverse, astfel încât sfâr șitul cus ăturilor
să nu se suprapun ă (fig. 1.32).
La sudarea tablelor groase ordinea de depunere a st raturilor (1, 2,…,14) influen Ńeaz ă asupra tensiunilor
și deforma Ńiilor. Ordinea trebuie aleas ă astfel încât deforma Ńiile s ă fie minime.
In cazul cus ăturilor multistrat lungi, sudarea se face prin depu nerea rândurilor urm ătoare peste
rândurile anterioare înainte de r ăcirea ultimelor straturi sub 150…180 0C conform fig. 1.33 dup ă urm ătoarele
scheme:
1- în cascad ă (fig. 1.33 a), la care se depune un rând de sudur ă cu o lungime de 100-300 mm, dup ă care se
reia de la distan Ńa de 100-300 mm și se sudeaz ă pân ă la începutul primului. Se continu ă sudarea peste
primul rând aflat înc ă în stare cald ă;
Fig. 1.32. Sudarea în mai multe straturi succesive [50]
5 4 3 2 1
L < 300 -400 mm L = 400 -1200 mm L > 1200 mm a b c
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
13
2- în cocoa șă (fig. 1.33 b), la care dup ă depunerea cordonului 2 peste cordonul 1 se continu ă cu 100-300
mm în prelungirea primului, dup ă care urmeaz ă cordonul 3;
a b c
Fig. 1.33. Schema sudurilor multistrat [50]
3- In blocuri (fig. 1.33c) care const ă în depunerea în straturi groase pe por Ńiuni.
Lungimea por Ńiunilor 1, 2, 3, 9 este de 80-100 mm ,între ele l ăsându-se un spa Ńiu de 30-40 mm
care se sudeaz ă în final pentru a nu rigidiza piesa. La aceast ă opera Ńie, de regula se sudeaz ă cu
preînc ălzire.
Sudarea dup ă schemele prezentate este avantajoas ă pentru ob Ńinerea unor tensiuni și
deforma Ńii minime, precum și a unor efecte termice favorabile, în sensul c ă straturile anterioare
execut ă o preînc ălzire pentru cele urm ătoare, iar cele urm ătoare o postînc ălzire pentru cele
anterioare.
La sudarea din ambele p ărŃi, (fig. 1.34) rândurile trebuie amplasate alternat iv pe cele dou ă
părŃi astfel încât tensiunile și ca atare, deforma Ńiile s ă se echilibreze cât mai mult.
a b
Fig. 1.34. Schema depunerii cordoanelor la sudarea tablelor groase, a-marginale în X; b-de col Ń [50]
Modul de realizare a sudurilor cu rost nesimetric ( în V) pentru table cu grosimi relativ mari
este prezentat în fig. 1.35.
Fig. 1.35. Schema depunerii cordoanelor la sudarea tablelor cu rost nesimetric (în V) [50]
In general pentru diminuarea tensiunilor, a deforma Ńiilor și a pericolului de fisurare trebuie
luate urm ătoarele m ăsuri:
• asigurarea unei libert ăŃi cât mai mari de mi șcare a elementelor ce formeaz ă ansamblul;
• sudarea la început a cus ăturilor mai rigide și apoi a celor mai mobile (fig. 1.36);
VI
I
II
III
IV
V 16 15
6 5 4 3 2 1
10 9
11 12
14 13 I II III IV
V
V
V VI
V
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
14
• la sudarea nodurilor tipice și sec Ńiilor. în primul rând se vor suda îmbin ările ce atrag dup ă
sine contrac Ńia maxim ă a construc Ńiei.
Ca o regul ă general ă. în cazul când în cadrul unui nod sau a unei sec Ńii exist ă atât suduri cap
la cap cât și suduri de col Ń, primele suduri ce se vor executa vor fi cele cap la cap deoarece, acestea
creaz ă dup ă sudare cele mai mari contrac Ńii, care pot aduce dup ă sine deforma Ńii peste limitele
admise, tensiuni interne a c ăror valori pot fi de asemeni foarte mari. dup ă care se vor executa
sudurile de col Ń verticale, apoi cele orizontale;
• nervurile de rigidizare se sudeaza la sfarsit,
• se va evita intersectarea intr-un punct a mai multo r suduri.
• sudarea alternativ ă de o parte și de alta a rostului;
• odat ă produse, deforma Ńiile sudurilor pot fi eliminate prin înc ălzire local ă cu flac ără și îndreptare
mecanic ă. In cazul înc ălzirii cu flac ără, în zonele înc ălzite se produce, din cauza dilata Ńiei împiedicate,
o scurtare a piesei.
Fig. 1.36. Succesiunea de sudare a elementelor tip table [50]
Alegerea corect ă a configura Ńiei și a dimensiunilor cordonului de sudura
Influen Ńa configura Ńiei și dimensiunilor cordonului de sudur ă se manifest ă în mod direct asupra
tensiunilor și deforma Ńiilor.
în scopul mic șor ării deforma Ńiilor este necesar ca sudarea s ă se fac ă cu cordoane cu sec Ńiune minim ă,
care s ă satisfac ă cerin Ńele de solicitare mecanic ă, eventual utilizarea unor metale de adaos cu carac terisitici
mecanice ridicate pentru a oferi rezisten Ńa necesar ă la sec Ńiuni mici de cordon [91].
Cantitatea de metal de adaos depinde de sec Ńiunea rostului dintre table, care la rândul ei depi nde de
grosimea metalului de baz ă și de modul de te șire a marginilor (fig. 1.37). Sec Ńiunile minime sunt cele mai
avantajoase pentru a asigura deforma Ńii cât mai reduse.
Fig. 1.37. Dependen Ńa sec Ńiunii cordonului de grosimea tablei și de geometria marginilor [91]
IV 4 6 V
II 1 I 2 II I
VI 5 3 VII
bc
daa b c d60 0 200 60 0 200
0 12 26 38 50 62 76 t [mm]
Grosime tabla Arost
[mm 2]
2900
2600
2300
1950
1625
1300
3473
350
325
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
15
Vibrarea în timpul sud ării
Vibrarea construc Ńiilor în timpul sud ării este cel mai avantajos mod de prevenire a form ării tensiunilor.
Datorit ă vibr ării în timpul sud ării se constat ă o mic șorare a durit ăŃii materialului în zona înc ălzit ă, unde de
regul ă iau na ștere cele mai mari tensiuni remanente. Prin vibrare dup ă sudur ă deforma Ńiile se mic șoreaz ă pân ă
la mai pu Ńin de jum ătate. Mic șorarea tensiunilor de ordinul II și III în timpul sud ării în câmp vibrator se poate
explica prin cre șterea mobilit ăŃii disloca Ńiilor la temperaturi înalte, precum și prin accelerarea procesului de
difuzie [74].
Prin sudare în câmp vibrator s-a observat o cre ștere a aderen Ńei materialului de adaos de circa 3 ori.
Sudarea activat ă în câmp vibrator demonstreaz ă c ă oscila Ńiile mecanice introduse în timpul sudurii conduc la
îmbun ătăŃirea propriet ăŃilor zonelor sudate adiacente (de exemplu: degazare a metalului topit, mic șorarea
granula Ńiei, dispersia uniform ă, reducerea substan Ńial ă a tensiunilor interne).
Vibrarea în timpul sud ării la metale moi reduce porozitatea și granula Ńia deoarece solidificarea
metalelor este activat ă în câmp vibrator.
Ultrasonarea în timpul sud ării
Realizarea unui sistem acustic eficient pentru apli ca Ńii tehnologice impune o analiz ă a întregii linii de
energie radiant ă, de la generator pân ă la elementul terminal din incinta de utilizare a u ltrasunetului. Solu Ńiile
detaliate trebuie s ă conduc ă la mic șorarea pierderilor de energie acustic ă în fiecare element al sistemului
acustic, prev ăzând o bun ă impedan Ńă de ajustare între componente, precum și amplasamente de lucru și leg ături
acustice care să reziste la sarcinile statice și dinamice impuse de condi Ńiile de exploatare. Având în vedere c ă o
instala Ńie de ultrasunete este determinant ă în aplicarea unei tehnologii, respectiv de multe o ri tehnologia se
creeaz ă sau se adapteaz ă pentru o anumit ă instala Ńie sau utilaj, schema și principalele p ărŃi ce compun o
asemenea instala Ńie sunt prezentate în fig. 1.38).
Fig. 1.38. Schema de principiu a unui sistem de pro ducere și transmitere a ultrasunetelor,
1-sursa de energie primara (generator, convertizor de frecventa), 2- emitator ultrasonic (transductor) , 3- sistem de
fixare mecanic cu izolare acustica, 4- element de a daptare acustica, 5- concentrator de energie acusti ca, 6- cuplaj
acustic, 7- element de transfer a energiei acustice ,(ghid de unda), 8- incinta de utilizare,
a- transductor, b- element de adaptare acustica, c- element de cuplaj si transfer a energiei acustice [27]
1.7.4. Detensionarea prin vibratii
Experimental s-a demonstrat c ă vibra Ńiile sunt suficiente pentru reducerea tensiunilor d e ordinul II și
III.
Metoda de relaxare a tensiunilor remanente prin vib ra Ńii Ńine cont de urm ătoarele fenomene:
• Pentru un material dat propriet ăŃile fizico-mecanice sunt influen Ńate numai de gradul de "distorsionare"
al re Ńelei cristaline (imperfec Ńiuni reticulare) [19] [59]; 1 2 3 4 5 6 7 8
a b c
Au
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
16
• Distorsiunile neechilibrate ale re Ńelei cristaline posed ă o energie intern ă mai mare decât restul
materialului și vor c ăuta s ă se autoanihileze prin trecerea spontan ă într-o stare de cvasiechilibru global
momentan;
• Mic șorarea concentra Ńiei de imperfec Ńiuni este înso Ńit ă de mic șorarea însemnat ă a tensiunii de ordinul
II;
• Procesul de mic șorare a concentra Ńiei de imperfec Ńiuni se realizeaz ă prin difuzie și prin microdeforrna Ńii
plastice datorate deplas ării disloca Ńiilor, adic ă rearanj ării planelor atomice;
• Difuzia, deplasarea disloca Ńiilor, alunecarea și maclarea sunt procese care necesit ă energie cu mult
inferioar ă în compara Ńie cu procesele de apari Ńie a fisurilor, propagarea lor, clivajul sau rupere a, de și
toate sunt procese asociate deform ării plastice;
• Disloca Ńiile mixte sunt foarte mobile, ele putând dep ăș i cu u șurin Ńă obstacolele prin alunecare sau
căŃă rare (climb), deplasarea lor prin cristale provocân d deformarea plastic ă a cristalelor;
• Disloca Ńiile pot dep ăș i barierele prin cre șterea temperaturii, prin ac Ńiunea combinat ă a temperaturii și
aplicarea unei solicit ări exterioare (solicitare global ă) sau numai prin aplicarea unei solicit ări locale
puternice (ca de exemplu, o rezonan Ńă local ă a vibra Ńiei planelor atomice);
• Re Ńeaua cristalin ă nu opune nici o rezisten Ńă deplas ării disloca Ńiei, exceptând cazul în care disloca Ńia se
găse ște într-o pozi Ńie de echilibru în raport cu atomii din planul de a lunecare;
• Relaxarea tensiunilor interne în metale este influe n Ńat ă de natura materialului, de compozi Ńia chimic ă,
de temperatura și de modul de varia Ńie, de valoarea tensiunilor interne ini Ńiale, de timp, de tehnologia de
execu Ńie a produsului și de modul de solicitare în exploatare;
Din cele prezentate se poate concluziona c ă prin vibrare se activeaz ă energia latent ă a câmpurilor de
for Ńe determinate de tensiuni interne, accelerându-se p rocesul de rearanjare a planelor atomice (deplasare a
disloca Ńiilor) și disiparea energiei interne a materialului.
Detensionarea cu ultrasunete
Atenuarea ultrasunetelor în mediile solide st ă la baza detension ării cu ultrasunete prin fenomenele de
relaxare cauzate de absorb Ńia (atenuarea) acestora.
In urma interac Ńiunii ultrasunetelor cu un metal, starea de echilib ru termodinamic a acestuia va fi
perturbat ă. Trecerea într-o nou ă stare de echilibru se face dup ă un anumit timp, numit timp de relaxare [60].
Acest timp caracterizeaz ă natura și m ărimea pierderilor de energie elastic ă. In general, absorb Ńia ultrasunetului
este rezultatul ac Ńiunii simultane a mai multor procese de relaxare.
Calculul coeficientului de absorb Ńie a pentru corpurile izotrope [4] raportat la un c iclu, are expresia:
22
1
12 2
1
3412
⋅− ⋅⋅⋅⋅⋅⋅⋅=
t p VVfVCT K
fρ γπ α (1.9)
unde;
f – este frecven Ńa ultrasunetului;
γ – coeficientul de dilatare termic ă în volum;
K-coeficientul de conductibilitate termic ă;
ρ-densitatea;
T-temperatura absolut ă;
v1 v t – vitezele de propagare pentru undele longitudinale , respectiv transversale;
Cp-capacitatea caloric ă raportat ă la unitatea de volum.
Detensionarea termoplastic ă
Detensionarea termoplastic ă se realizeaz ă prin înc ălziri și r ăciri pe direc Ńii sau în puncte
bine determinate func Ńie de reparti Ńia și m ărimea tensiunilor interne existente în pies ă.
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
17
Prin înc ălzire și r ăcire imediat ă se realizeaz ă introducerea în masa piesei a unor tensiuni
termice; pentru o detensionare corect ă valoarea absolut ă a tensiunilor introduse trebuie s ă fie cât
mai apropiat ă de a tensiunilor interne deja existente, dar de se ns contrar. La înc ălzirea materialului
într-o anumit ă zon ă se modific ă caractersiticile fizico-mecanice ale acestuia (ace stea reprezentând
printre altele o dilatare în volum limitat și sc ăderea limitei de curgere) ceea ce duce la o deforma re
local ă la nivelul gr ăun Ńilor sub ac Ńiunea tensiunilor interne ce pot dep ăș i noua limit ă de curgere.
La r ăcire se produce o contrac Ńie, sensul de ac Ńionare a tensiunilor trebuind s ă fie invers
sensului de ac Ńionare a tensiunilor interne.
Valoarea tensiunilor termice introduse în pies ă trebuie s ă fie astfel aleas ă încât s ă nu
produc ă modificarea formei piesei sau s ă genereze fisuri.
Răcirea cu ap ă provoac ă contrac Ńii puternice, mai ales în apropierea suprafe Ńei înc ălzite,
încât datorit ă atât înc ălzirii diferen Ńiate, cât și a r ăcirii variind în grosime (viteza de r ăcire scade în
adâncime) se ob Ńine un gradient însemnat al tensiunilor de contrac Ńie (fig. 1.56).
Datorit ă gradientului de temperatur ă pe grosime, zona de material influen Ńat ă termic poate
fi considerat ă triunghiular ă (fig. 1.57). Aceast ă distribu Ńie a dilat ării duce la o distribu Ńie similar ă a
eforturilor de compresiune exercitate asupra stratu rilor învecinate de material aflate la temperaturi
mai joase.
Fig. 1.58. Modul de ac Ńionare al recoacerii de detensionare cu flac ără oxiacetilenic ă [59]
1- table sudate, 2- arzatoare, 3- dus apa, I, II, I II- planurile sectiunilor, F L- forta de dilatare
Fig. 1.56. Tensiuni de contrac Ńie
la r ăcire [59 ] Fig. 1.57. M d-moment de dilatare;
Mi -moment de încovoiere [59 ] A incalzire B racire
Md
O
I II III T= ct
T= ct TE
TM TE grd
200
100
20
FL FL FT FT 1 2 3
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
18
CAPITOLUL II
2. CONTRIBU łII TEORETICE PRIVIND TRASAREA CÂMPURILOR Șl A
TENSIUNILOR TERMICE LA O ÎMBINARE SUDAT Ă
Aspecte teoretice privind transferul de c ăldur ă la o îmbinare sudat ă
Transferul de c ăldur ă prin materialul metalic la sudare se face prin con ductivitate și are la
baz ă ciocnirile elastice între molecule sau mi șcările relative de vibra Ńie ale atomilor și ionilor în
re Ńelele cristaline. La materialele metalice transferu l de c ăldur ă are loc și prin intermediul
electronilor liberi. Ecua Ńia care d ă fluxul de c ăldur ă transferat prin conductivitate în regim sta Ńionar
este [62] [77]:
AxTQx ⋅∂∂⋅−=λ
(2.1)
unde:
Qx este fluxul termic transferat pe direc Ńia x;
xT
∂∂-gradientul de temperatur ă pe direc Ńia x;
A -suprafa Ńa normal ă pe direc Ńia x;
λ -coeficientul de conductivitate termic ă.
Ecua Ńia conductivit ăŃii termice se determin ă considerând un corp solid aflat în stare de
repaus, care nu are la interior o surs ă de c ăldur ă. In masa acestui corp se separ ă un element de
volum de form ă paralelipipedic ă cu laturile ∆x, ∆y, ∆z prin care se transfer ă c ăldura prin
mecanism conductiv (fig. 2.1). Transferul de c ăldur ă are loc dup ă cele trei direc Ńii ale axelor de
coordonate: x, y, z. Conform principiului conserv ării energiei se poate scrie [58] [20]:
Qac = Q in – Q ex
(2.5)
în care:
Qin = Q xlx + Q yly + Q zlz este cantitatea
de c ăldur ă intrat ă în elementul de volum în timpul ∆t;
Fig. 2.1. Element de volum [61]
Qex = Q xlx+ ∆x + Q yly+ ∆y + Q zlz+ ∆z cantitatea de c ăldur ă ie șit ă din elementul de volum în timpul ∆t. M(x,y,z)
N(x+∆x, y+ ∆y,z+ ∆z) x
y z
Qx/x Qx/x+ ∆x Qy/y
Qz/z Qy/y+∆y Qz/z+∆z
M N
0
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
19
∂∂
∂∂+
∂∂
∂∂+
∂∂
∂∂=∂∂⋅ ⋅zT
z yT
y xT
x tTCqp λ λ λ (2.16)
Rela Ńia (2.16) cunoscut ă drept ecua Ńia câmpului de temperatur ă mai poate fi scris ă simplificat știind c ă
corpul este omogen și conductivitatea termic ă este constant ă:
∂∂+
∂∂+
∂∂=∂∂⋅⋅22
22
22
yT
yT
xT
tTCqp λ (2.17)
sau
TtTCqp ⋅∇⋅=∂∂⋅⋅2λ (2.18)
împ ărŃind ambii membri ai ecua Ńiei (2.18) cu q·Cp se ob Ńine:
TCqtT
p⋅∇⋅=∂∂ 2 λ (2.19)
raportul
pCqa⋅=λ[m 2/s] reprezinta difuzivitatea termica, care este o marime care caracterizeaza inertia termica
a corpurilor.
Trasarea computerizata a câmpurilor termice nesta Ńionare
Pentru un regim termic nesta Ńionar este important de știut care este varia Ńia temperaturii T în spa Ńiu și în
timpul t și asta se poate determina prin particularizarea leg ii Fourier din rela Ńia (2.20) [50].
Se consider ă o surs ă termic ă instantanee care degaj ă o cantitate de energie termic ă Q într-un timp
extrem de scurt. Aceast ă energie se transmite prin conductivitate termic ă zonelor învecinate modificându-le
temperatura.
Dac ă avem o surs ă punctiform ă Q (fig. 2.4, a), liniar ă Q L (fig. 2.4, b) sau plan ă Q p (fig. 2.4, c), câmpul
termic la un corp semiinfinit este dat de rela Ńiile:
( ) ( ) ( )
( ) ( ) ( )
( ) ( ) ( )at h
Pat d
Lat r
e at cQthTe at cQtdTe at cQt rT
4 5 . 0 14 1 14 5 . 1 1
222
4 2,4 2,4 2,
−− −−− −−− −
⋅ ⋅ ⋅ =⋅ ⋅ ⋅ =⋅ ⋅ ⋅ =
π ρπ ρπ ρ
a b c
Fig. 2.4. Surse termice instantanee la corpul semii nfinit:
a-surs ă termic ă punctiform ă Q; b-surs ă termic ă liniar ă Q L; c-surs ă termic ă plan ă Q P [50] (2.23)
(2.24)
(2.25)
M
r M
QL h M
Qp Q
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
20
In cazul surselor punctiforme (sudur ă punctiform ă cu electrod învelit) suprafe Ńele izoterme în piesele
masive sunt semisfere, având acela și centru cu punctul sudat.
In cazul suselor liniare (sudur ă automat ă sub flux realizat ă cu vitez ă mare de sudare pe suprafa Ńa unei
piese masive), suprafe Ńele izoterme sunt semicilindri având ca ax cordonul sudat.
In cazul surselor plane (sudur ă de înc ărcare cu electrod band ă aplicat cu o vitez ă sporit ă pe toat ă
suprafa Ńa unui corp masiv), suprafe Ńele izoterme sunt plane paralele cu suprafa Ńa sursei.
Pentru corpurile masive care acumuleaz ă c ăldur ă în masa lor, pierderile de c ăldur ă în mediul
înconjur ător pot fi neglijate, atât timp cât temperatura med ie a piesei este înc ă redus ă [50].
Pentru pl ăci, care fa Ńă de piesele masive au un volum mult mai redus de me tal și la care cre șterea
temperaturii sub ac Ńiunea unei surse termice este rapid ă, nu pot fi neglijate din calcule pierderile în med iul
înconjur ător [50].
Aplica Ńie a rela Ńiilor câmpului termic produs de sursele permanente mobile de mare
putere și vitez ă (sudarea automat ă sub strat de flux) la un corp masiv și la o plac ă din o Ńel
Cicluri termice la corpul masiv
Relattile câmpurilor termice prezentate permit apre cierea fenomenelor care au loc la sudare. Punctele
materiale aflate în zona de influen Ńă a sursei termice, deci a cordonului de sudur ă sunt supuse unei varia Ńii de
temperatur ă caracterizat ă prin trei perioade:
• înc ălzirea,
• atingerea temperaturii maxime TM (cu sau f ără men Ńinerea la aceast ă temperatur ă) și
• răcirea.
O astfel de varia Ńie a temperaturii reprezint ă de fapt un ciclu termic și se exprim ă matematic prin
particularizarea rela Ńiilor câmpurilor termice.
S-a considerat un corp masiv din o Ńel cu urm ătorii parametri fizici de material:
• conductivitatea termic ă λ = 50 [W/m 0C],
• densitatea otelului ρ = 7700 [Kg/m 3],
• caldura specifica c = 630 [J/kg 0C],
Drept surs ă termic ă la sudarea sub strat de flux s-a folosit un tracto r de sudur ă cu parametrii de sudare:
• intensitatea curentului de sudare: l s = 450 [A] ;
• tensiunea arcului U a = 29 [V] ;
• viteza de sudare a tractorului v s =
60 37 . 0 = 0,00616 [m/s]
Ace ști parametri de sudare au fost folosi Ńi pentru realizarea programului experimental și s-au putut
determina valorile unor m ărimi cum ar fi:
• difuzivitatea termic ă a = λ/ρ·c [m 2/s]
• energia liniar ă de sudare E l = k(Is · Ua/ v) = P/v = 4,2324 [J/m]
• puterea sursei de sudare P = El · v = 26,1 [KW]
Cu valorile date mai sus rela Ńia (2.26) poate fi rezolvat ă grafic.
Figurile prezentate ne arat ă distribu Ńia temperaturii pe anumite distan Ńe r=constant de la
suprafa Ńa corpului, care sunt de fapt razele unor cercuri.
In fig. 2.7 aceste distan Ńe sunt trasate cu un pas între ele de 3 mm, iar pri mul ciclu termic,
cel situat la temperaturile cele mai mari este tras at pentru r 1=0,001 metri, al doilea la r 2=4 mm, r 3=7
mm și tot a șa pâna la r 17 =49 mm într-un timp de jum ătate de minut.
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
21
Fig. 2.7. Ciclurile termice trasate pentru diferite r (raze de cerc) la un corp masiv din otel [23]
In relatia (2.26) punem conditia lumita la;
s-a considerat c ă este temperatura de topire la distan Ńele y=0 și z=0, adic ă în cordonul de sudur ă și
din ecua Ńia de mai sus scoatem timpul pân ă la care corpul masiv atinge temperatura de topire:
Fig. 2.10. Ciclurile termice trasate pentru pentru condi Ńia de limit ă la diferite raze r la un corp masiv
din o Ńel [23]
( ) C etvPt T0 01800 2, 0 , 0 = ⋅⋅⋅⋅=λπ
.sec 48 . 71800 2=⋅⋅⋅=vPtλπ (2.30)
Fig. 2.8. Ciclul termic spa Ńial trasat pentru un corp
masiv în condi Ńie de limit ă [23] Fig. 2.9. Proiec Ńia în planul timp distan Ńă a ciclului termic spa Ńial [23]
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
22
Cu acest timp determinat se pot g ăsi curbele de transfer termic la diferite distan Ńe r fa Ńă de cordon și la
anumite intervale de timp (fig. 2.10). Temperatura incepe s ă scad ă pân ă când ajunge la temperatur ă egal ă cu
cea a mediului (20 0C).
Este de remarcat faptul c ă distan Ńa r la corpul masiv reprezint ă raza câmpului termic care este de fapt o
suprafa Ńă sferic ă. Se face observa Ńia c ă în condi Ńiile corpului masiv aceast ă distan Ńă r poate fi considerat ă și
grosime.
Tensiuni termice la corpul masiv din o Ńel
La sudare materialul sufer ă un proces de înc ălzire și de r ăcire favorizând apari Ńia tensiunilor termice.
Aceste tensiuni constituie un factor limitativ al v alorilor vitezelor de înc ălzire sau r ăcire.
Formarea acestor tensiuni este generat ă de nesimultaneitatea varia Ńiilor de volum, produs ă de gradientul
de temperaturi existent pe sec Ńiunea corpului în timpul transferului de c ăldur ă. Valoarea acestui gradient de
temperatur ă depinde de intensitatea cu care se realizeaz ă transferul de c ăldur ă între arcul electric și corpul de
sudat (plac ă sau corp masiv), de dimensiunile acestui corp și de caracteristicile termofizice ale materialului
metalic.
In care nivelul tensiunilor nu dep ăș ește valoarea limitei de elasticitate, odat ă cu schimbarea sau dispari Ńia
gradientului termic se modific ă sau dispar și tensiunile generate de el. Aceste tensiuni se num esc temporare și
odat ă ce ele dispar în corpurile metalice r ămân tensiunile structurale cauzate de varia Ńiile de volum specific ale
fazelor ap ărute ca urmare a ini Ńierii transform ărilor în stare solid ă.
Răcirea piesei sudate provoac ă trecerea o Ńelului dintr-o stare cu plasticitate ridicat ă într-o stare cu
plasticitate redus ă. Tensiunile termice și cele structurale în lipsa curgerilor plastice vor r ămâne sub forma
tensiunilor reziduale.
Pe baza legii lui Hooke precum și a mecanismului de formare a tensiunilor termoelas tice se ob Ńine
expersia leg ăturii dintre tensiunile termice și deforma Ńiile pe care acestea le implic ă [31]:
unde;
β este coeficientul dilat ării liniare [1/C°], −−
T-temperatura medie a corpului [C°], T-
temperatura corpului în elementul de volum luat în analiz ă [C°], E-modul de elasticitate [N/m 2], σ-
tensiunea [N/m 2], µ=0,3 coeficientul lui Poisson, pentru o Ńeluri.
In figura 2.11 se poate deduce c ă valorile tensiunilor termice scad pe măsur ă ce gradientul
termic se mic șoreaz ă. Aceste tensiuni î și schimb ă semnul pe m ăsur ă ce ne îndep ărt ăm de sursa
instantanee cu temperatura T=1800°C, surs ă care poate fi aproximat ă cu un punct din cordonul de
sudur ă [23].
−⋅−⋅=−−
TTE
µβσ1 (2.31)
Fig. 2.11. Distribu Ńia tensiunilor tennice la diferite
distan Ńe r și la anumite intervale de timp [23] Fig. 2.12.Câmpul spa Ńial de tensiuni termice
la un corp masiv [23]
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
23
Figurile 2.12 și 2.13 prezint ă câmpul spa Ńial de tensiuni termice și proiec Ńia acestui câmp în
coordonate timp-distan Ńă în condi Ńii limit ă la un corp masiv.
Se observ ă din figura 2.12 c ă ini Ńial, la un gradient mare de temperatur ă tensiunile sunt de compresie
la distan Ńă mic ă de sursa termic ă instantanee, iar pe m ăsur ă ce ne îndep ărt ăm de ea tensiunile î și schimb ă
semnul devenind tensiuni de întindere. Cu timpul ac este tensiuni de compresie, din punctul în care a f ost
sursa, s-au transformat în tensiuni de întindere.
Fig. 2.13. Proiec Ńia câmpul spa Ńial de tensiuni termice la un corp masiv [23]
Cicluri termice la o plac ă din o Ńel
Ciclurile termice de la plac ă sunt trasate în acelea și condi Ńii ca la corpul masiv utilizându-se
rela Ńia (2.29). In figura 2.14 ciclurile termice sunt tr asate la diferite distan Ńe y fa Ńă de cordonul de
sudur ă, care variaz ă cu un pas de 3 mm astfel:
Y 1 = 0,001 m, y 2=0,004 m, y 3=0,007 m, … y 17 =0,049 m.
Ca și la corpul masiv câmpul de temperaturi este ridica t dac ă nu se pune condi Ńie la limit ă
privind temperatura de topire.
Dac ă se pune condi Ńia la limit ă
( ) C e
tc vPt T0 01800
21, 0 = ⋅
⋅⋅⋅⋅⋅⋅=
ρλπ δ
scoatem timpul pân ă la care placa ajunge la temperatura de topire rezu lt ă:
Fig. 2.14. Ciclurile termice trasate la diferite di stan Ńe y fa Ńă de cordonul de sudur ă la o placa din otel [23]
.sec 34 ,28
4 1800 2 2 22
=
⋅⋅⋅⋅⋅⋅=
c vPt
ρλπ δ (2.32)
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
24
Ciclurile termice în condi Ńie limit ă pentru o plac ă s-au trasat Ńinându-se cont de pierderile de c ăldur ă bp
din rela Ńia ( 2. 28 ). S-a considerat un coeficient de transfer de c ăldur ă ;
0 2/ 56 50 6 CmWradiatie convectie ⋅ = += + = α αα
Fig. 2.17. Ciclurile termice trasate pentru condi Ńia de limit ă la diferite distan Ńe y la o plac ă din o Ńel [23]
Cu timpul determinat, se anticipeaz ă perioada de înc ălzire la distan Ńa y=0 când se face
transferul de c ăldur ă de la sursa termic ă instantanee la plac ă. Cu acest timp s-au g ăsit ciclurile
termice la r ăcire pe diferite distan Ńe y, fa Ńă de punctul în care s-a aflat sursa termic ă, la diferite
intervale de timp (fig. 2.17).
Metod ă de rezolvare numeric ă a ecua Ńiei transferului termic la o plac ă sudat ă cu
sursele permanente mobile de mare putere și vitez ă (sudarea automat ă sub strat de flux)
Se consider ă c ă parametrii termofizici ai materialului (c ăldura specific ă, conductivitatea
termic ă, densitatea, difuzivitatea termic ă) modulul de elasticitate, pierderile de c ăldur ă și
coeficientul de dilatare liniar ă se modific ă cu temperatura. In acest caz, ciclurile termice și
distribu Ńia tensiunilor termice care se ob Ńin sunt mult mai apropiate de fenomenele termice și
metalurgice care se produc în realitate.
Se considera parametrii termofizici calcula Ńi pentru o tabl ă din o Ńel naval de rezisten Ńă
normal ă (tip A) cu compozi Ńiile chimice, una determinat ă cu un aparat SPECTROLAB-Analysis
Instruments, prin desc ărcare electric ă în mediu de gaz inert (Argon), iar cealalt ă din standardul
prezentate în tabelul 2.1 :
Fig. 2 .15 Ciclut termic spatial in conditiile
de limita pentru o placa din otel [23] Fig. 2.16 Proiectia ciclului termic spatial in plan ul timp-distanta
y fata de coirdon pentru o placa din otel [23]
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
25
Tabel 2.1
Tabl ă naval ă tip A O Ńel OL 37
C 0,117 C 0,23 C 0,19
Si 0,041 Si 0,35 Si <0,4
Mn 0,550 Mn min. 2.5%C Mn 0,85
P <0,002 P 0,05 P 0.045
S 0,017 S 0,05 S 0.04
Compozi Ńia Cr 0,015 Compoz'r Ńia Cr – Compozi Ńia Cr –
chimic ă [%] Mo 0,013 chimic ă [%] Mo – chimic ă [%] Mo
(determinat ă Ni 0,012 STAS 8324 -86 Ni – STAS 500/2 -80 Ni –
experimental) Al 0,016 Al – Al –
Cu 0,015 Cu – Cu –
W 0,056 W – W –
Fe 99,137
căldura specific ă, fig. 2.21:
c(T) = (a + b·Tm·10-4)·4185 [W/KgK]
unde a=0,112 și b=0,8 sunt constante de material luate pentru ote luri, iar Tm [K]
temperatura medie calculat ă pe un interval [21] [55].
Conductivitatea termic ă:
λ(T) = K(T) – (66 – 29,4 · ∑+8 • ∑2) -1,16 [W/mK]
unde; K(T) este o constanta cu valori care se dau in functie de temperature si Are o lege de
variatie K(T) = 0,004·Tm+1,1109 si ∑= 0,874 reprezinta suma procentelor elementelor de aliere
ai o Ńelului naval. Cu valorile lui K și a lui ∑se determin ă legea de varia Ńie a conductivit ăŃii
termice λ (fig. 2.22).
Fig. 2 .21. Varia Ńia c ăldurii specifice
dup ă legea: c(T)=0,3348 ·T+468,72 2.22. Varia Ńia conductivit ăŃii termice
dup ă legea: λ(T)=-0,0215 ·T+59.77321
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
26
• densitatea:
ρ(T) = (7,871 – 3,2 ·10 -3 · T m – 0,025 · %C) ·1000 [kg/m 3] (2.35)
• difuzivitatea termic ă:
( ))()()(
TcTTTa⋅=ρλ [m 2/s] (2.36)
La ace ști parametri termofizici se mai adaug ă varia Ńia modulului de elasticitate E cu temperatura
și a pierderilor de c ăldur ă b p (rela Ńia 2.28 și fig. 2.24) din plac ă în urma transferului termic.
Varia Ńia modulului de elasticitate E și legea de varia Ńie a acestuia cu temperatura sunt date în
fig. 2.25 pentru un o Ńel OL37 (Echivalent S235 J2.), care prezint ă acelea și însu șiri în ceea ce
prive ște compozi Ńia chimic ă (tab. 2.1), comparativ cu un o Ńel naval de rezisten Ńă normal ă de tip A.
Având aceste date de intrare cunoscute, ecua Ńia transferului termic pentru plac ă dat ă în
rela Ńia 2.29 devine:
Fig. 2 .23. Varia Ńia densit ăŃii dup ă legea
ρ(T)=-0,0032·T+7,8681 Fig. 2 .24. Varia Ńia difuzivit ăŃii termice dup ă
legea a(T)=(-0,0001 ·T+0,1584) 10 -4
Fig. 2 .25. Varia Ńia modulului de elasticitate
dup ă legea E(T)=(-0,0008 T+2,36)·10 11 Fig. 2.26. Varia Ńia pierderilor de c ăldur ă b p dup ă
legeab p(T)=0,00000000104·T 2- 0,0000011·T+0,0038
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
27
tTbtTaye
tT TcT vPtyTp⋅ −⋅−⋅
⋅ ⋅ ⋅ ⋅⋅⋅= )()(4 )()()( 41) ,(2
ρ λπ ρ (2.37)
Pentru determinarea distribu Ńiei tensiunilor termice, rela Ńia 2.31 devine;
) (1)()(TTTET−⋅−⋅=→
µβσ (2.38)
Pentru cele dou ă rela Ńii prezentate (2.37 și 2.38) se impune folosirea unei metode numerice
de rezolvare a unui sistem de ecua Ńii neliniare. In acest caz s-a optat pentru folosir ea metodei
Newton, la care func Ńia de iterare de ordinul II are forma [64] [75]:
0)(;)( ')()( ≠ −= xfxfxfx xF (2.39)
iar șirul de iterare se construie ște cu formula de recuren Ńă ;
0) ( ';
) ( ') ( ) (
) () (
) ( )(≠ − =−
−−
− tk
tktk
tk kxf
xfxfx x (2.40)
care rezult ă în urma dezvolt ării în serie Taylor a func Ńiei f(x) într-o vecin ătate a solu Ńiei și neglijând
termenii de ordin superior.
Din punct de vedere geometric, metoda Newton const ă în liniarizarea ecua Ńiei f(x)=0, ce se
înlocuie ște cu ecua Ńia tangentei la curba y=f(x) în punctul de abscis ă x(k-1) (fig. 2.28).
In cazul nostru șirul de iterare se prezint ă astfel:
'1eeT TK K − =+
(2.41)
unde e este func Ńia:
)) ,((1'),(
tyT etyTTe
−=−= (2.42)
Fig. 2.27 Varia Ńia coeficientului de dilatare
liniar ă dup ă legea β(T)=(0.0012 ·T+0,7960)·10 -5 Fig 2.28 Metoda |ui Newton [64]
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
28
CAPITOLUL III
APARATUR Ă Șl INSTALA łIE EXPERIMENTAL Ă, MATERIALE CERCETATE,
METODICA CERCET ĂRII
3.1. Ansamblul sistemului ultraacustic
Fig. 3.1. Schema de principiu a instala Ńiei de sudare când ultrasunetele sunt introduse pri n sârma de sudur ă:
1- sarma MA, 2-contact electric MA, 3 -tij ă de sus Ńinere a tractorului de sudur ă AST3 și a transductorului; 4-,
transductor, 5, 6-suportul transductor (flan șă de rigidizare); 7-cabluri electrice de la generato r și furtune de
la sistemul de r ăcire al transductorului, 8- rola MA, 9- caruciorul AST3, 10- placa sudata MB, 11- cordon de
sudura, 12- strat de flux [25]
In cadrul lucr ării pentru realizarea procesului de detensionare cu ultrasunete, s-a adaptat la dispozitivul
de sudare automat ă (tractor de sudur ă automat ă cu arc electric sub strat de flux, SAF) un sistem ultraacustic
alc ătuit dintr-un generator de ultrasunete și sisteme oscilante specifice, proiectate și construite conform scopului
propus [25].
Ini Ńial s-a dorit eviden Ńierea fenomenelor produse de ultrasunete asupra st ării de tensiuni remanente
ob Ńinut ă la opera Ńia de sudare, când vibra Ńiile ultraacustice au fost introduse prin sârma de sudur ă și apoi s-au
construit sisteme oscilante utilizate pentru detens ionarea îmbin ărilor sudate realizate din table de o Ńel naval
Ca surs ă de energie ultraacustic ă (fig. 3.2) s-a utilizat un generator de ultrasunet e, construit
cu elemente semiconductoare, în regim de func Ńionare continu ă, ceea ce presupune c ă energia
ultraacustic ă este furnizat ă sub forma unei unde continue.
Construc Ńia sistemelor oscilante implic ă proiectarea și dimensionarea transductorului și a
concentratorului de energie ultraacustic ă, la care se ata șeaz ă sau se fixeaz ă scula pentru vibrarea
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
29
ultraacustic ă a sârmei la procesul de sudare, sau sculele pentru realizarea procesului de detensionare
imediat dup ă procesul de sudare. Tot acest ansamblu se rigidize az ă la structura de rezisten Ńă a
utilajului într-unui din planele nodale ale oscila Ńiei undelor, prin intermediul elementelor de fixare
mecanic ă.
Elementul activ al sistemului oscilant este transdu ctorul de tip PMS 15A-18, care transform ă
cu un anumit randament, pe baza unui efect specific , oscila Ńiile electrice de la sursa de energie
primar ă (generatorul de ultrasunete) în oscila Ńii elastice. Acestea sunt transmise, concentrate și
focalizate în zona prin care trece sârma la sudare, sau la nivelul pl ăcilor care se sudeaz ă prin
intermediul concentratorului de energie ultraacusti c ă.
a b c
Fig. 3.2. Schema blocului ultrasonic la detensionar ea sudurilor cu ultrasunete,
a-propagarea undelor ultrasonice; b-varia Ńia tensiunilor ultraacustice; c-construc Ńia sistemului oscilant:
1-transductor magnetostrictiv; 2-generator de ult rasunete; 3-concentrator conic; 4-element de trans fer ;
5-pl ăcile îmbin ării sudate; A-amplitudinea oscila Ńiei la nivelul sculei; A'-amplitudinea oscila Ńiei induse la
nivelul îmbin ării sudate [25]
In practic ă se întâlnesc transductoare electromecanice, magnet ostrictive și piezoelectrice, realizate în
game largi de puteri și frecven Ńe proprii de rezonan Ńă , adaptate func Ńion ării în conjunc Ńie cu generatoarele de
ultrasunete ca form ă, dimensiuni și condi Ńii de r ăcire.
Pentru o func Ńionare corect ă a sistemului oscilant, dimensionarea acestuia treb uie realizat ă pe
principiul frecven Ńei de rezonan Ńă în care lungimea total ă s ă fie multiplu de jum ătăŃi de und ă n-λ/2, unde n
este num ăr întreg.
Sistemele oscilante folosite în procesele de sudare cu ultrasunete cât și la procesele de detensionare,
trebuie s ă func Ńioneze în regim rezonant, cu formarea de unde sta Ńionare, ce permite o corect ă
dimensionare, simplitate constructiv ă și o bun ă rigidizare (f ără pierderi de energie) la structura de rezisten Ńă
a utilajului din componen Ńa instala Ńiei.
La func Ńionarea sistemului oscilant în regim de unde sta Ńionare, la nivelul concentratorului de energie
ultraacustic ă se formeaz ă dou ă sec Ńiuni caracteristice: maximul (ventru) oscila Ńiei undelor și maximul
tensiunilor.
Din punct de vedere constructiv sistemele oscilante pot fi de tip închis și deschis. Un sistem este
închis atunci când este izolat în timpul lucrului și dac ă în acesta se formeaz ă un sistem de unde sta Ńionare.
"Inchiderea" realizat ă de fapt numai din punct de vedere tehnologic, poat e fi ob Ńinut ă practic prin intermediul
reflectorilor de energie ultraacustic ă, în fapt, elemente completeaz ă sistemul oscilant dimensionate de
asemenea pe principiul frecven Ńei de rezonan Ńă
Rigidizarea sistemelor oscilante la structura de re zisten Ńă a utilajului de sudare și detensionare cu
ultrasunete se realizeaz ă prin intermediul unei flan șe nodale.
In cazul unui sistem deschis, regimul de rezonan Ńă al func Ńion ării este asigurat numai în subansamblul
tehnologic. Principalul dezavantaj al acestor siste me const ă în faptul c ă acestea nu pot fi solicitate la eforturi
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
30
statice mari, deoarece în sistem se pot propaga și alte oscila Ńii, care interferând cu cele principale, conduc la
o atenuare pronun Ńat ă a acestora din urm ă.
Determinarea parametrilor func Ńionali pentru concentratoare tip exponen Ńial
Cunoscând expresia poten Ńialului de viteze se poate determina expresia presi unii transmise prin
amplificator respectiv a vitezei particulelor la di stan Ńa x de baz ă și anume:
tjx
cj x
cj xm
x e Be Ae ejtωω ω
ρω ψρ ρ ⋅
+ −=∂∂−=⋅ ⋅ −
2 (3.29)
tjxcj xcj xm
x e excjmB ecjmA etvωω ωω ω ψ⋅
⋅
+ +
− =∂∂=⋅ ⋅ −
' 2 ' 22 (3.30)
unde;
ρ este densitatea materialului din care este confec Ńionat amplificatorul.
Pe baza ultimei rela Ńii se pot determina valorile vitezei particulelor î n dreptul sec Ńiunilor limit ă:
• la baza amplificatorului x=0:
tjexcjmBcjmA vω ω ω⋅
+ +
− =' 2 ' 20 (3.31)
• la varful amplificatorului x = L;
( )tjxcj xcj Lm
n
L e ecjmB ecjmA e vωω ωω ω⋅
⋅
+ +
− ⋅ −=⋅ ⋅ −
' 2 ' 212 (3.32)
Considerând c ă bara are o lungime egal ă cu un num ăr întreg de λ’/2 adic ă:
… 3 , 2 , 1 ;2'= = n nLλ (3.33)
atunci ω· L/c'=2 π/λ,', L=n\ π și Ńinând seama c ă e jn π=e jn π=(-1) n expresia (3.32) devine:
( )tjLm
n
L ecjmBcjmA e vω ω ω⋅
+ +
− ⋅ −=' 2 ' 212 (3.34)
Cunoscând expresiile vitezei particulelor în sec Ńiunile limit ă ale transformatorului, se poate determina
factorul de amplificare g al acestuia, Ńinând seama de rela Ńiile (3.18) și cea care ne precizeaz ă forma la care
sec Ńiunea variaz ă, S L/S 0=e -mL .
Se poate scrie:
( )
LLm
n L
SSevvg0 2
01 ±= ⋅ −= = (3.35)
Din aceast ă rela Ńie se constat ă c ă factorul de amplificare este cu atât mai mare cu c ât raportul ariilor
sec Ńiunilor limit ă este mai mare.
In func Ńie de cerin Ńele practice, sec Ńiunea barei exponen Ńiale poate lua diferite forme: circular ă,
dreptunghiular ă, inelar ă (fig. 3.6).
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
31
• sec Ńiune circular ă:
LL
LDDgDSDS02 2
0
0 ,4,4= = =π π
• sec Ńiune dreptunghiular ă:
L LL L Lbabagba Sba S⋅⋅= ⋅ = ⋅ =0 0
0 0 0 , ,
a b c
Fig. 3.6. Tipuri de amplificatori exponen Ńiali:
a) cu sec Ńiune circular ă; b) cu sec Ńiune dreptunghiular ă; c) cu sec Ńiune inelar ă [8] [9] [70]
• Sectiunea inelara;
2 2
002
02
0
0 ,4) (,4
LL
L
DDDgD DSDS =−= =π π
De asemenea, din rela Ńia (3.35) se poate g ăsi expresia constantei de varia Ńie a sec Ńiunii m în
func Ńie de factorul de amplificare și lungimea barei exponen Ńiale și anume:
Lgmln 2=
(3.36)
Pe baza rela Ńiilor stabilite se pot deduce expresii care permit calculul lungimii barei
exponen Ńiale în func Ńie de necesit ăŃile de amplificare și frecven Ńa de lucru.
Expresia (3.33) se mai poate scrie:
22 2
412 2'
2'
ωλ
cmc
fn
fnn nL
⋅−⋅ = = =
(3.37)
unde prin introducerea lui m din (3.36) se ob Ńine lungimea efectiv ă a barei:
2
ln 12
+ =πng
fnc L
(3.38)
D0
L x S0
Sx
SL
DL
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
32
Din rela Ńia (3.31) se observ ă c ă viteza particulei variaz ă în lungul barei, având la anumite
distan Ńe de baz ă o valoare nul ă. Aceste distan Ńe se pot determina egalând cu zero rela Ńia (3.30);
0' 2 ' 2= ⋅
+ + ⋅
− ⋅x
cj x
cj
ecjmB ecjmAω ωω ω
(3.39)
Folosind rela Ńia lui Euler și considerând numai partea real ă expresia (3.39) devine;
( ) 0'sin ' 'cos 2=
− ⋅+ xc cxcmBAω ω ω (3.40)
sau;
ωω '
2 'cmxctg ⋅= (3.41)
de unde;
⋅+ = πω ω'2' '' nmc arctg cxn (3.42)
n' fiind un num ăr întreg (n'=0,1,2,…).
łinând seama de (3.33) expresia de mai sus se mai po ate scrie;
⋅+ = ππλ
πλ'4'
2'' nmarctg xn (3.43)
sau;
⋅+ = ππ π'2' nnmL arctg nLxn (3.44)
respectiv;
⋅+ = ππ π' ln 1' ngnarctg nLxn (3.45)
Primul punct nodal se determin ă pentru;
= gnarctg nLx ln 1
0π π (3.46)
Cunoa șterea punctelor în care viteza particulelor este nu l ă, numite puncte nodale serve ște la
stabilirea locurilor de fixare a amplificatorului a custic în structura de rezistent ă.
Intr-un punct oarecare x, în dreptul c ăruia sec Ńiunea este S x Ńinând seama de expresiile (3.29)
și (3.30) și de viteza volumic ă.
Ux = V x · S x
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
33
Impedan Ńa acustic ă are expresia;
− ⋅+
− ⋅
+ −
= =
−−
x
cj x
cjxcj xcj
xx
Ax
ecjmB ecjmASx Be Ae j
UZ
ω ωω ω
ω ωρω
ρ
' 2 ' 2 (3.47)
Cu aceast ă rela Ńie se poate determina impedan Ńa de intrare respectiv de ie șire a unui
amplificator acustic. Cunoscând expresia presiunii și vitezei volumice se poate determina impedan Ńa
acustic ă pentru orice cale de transmitere a ultrasunetelor.
Modul de utilizare a instala Ńiei de sudare și detensionare cu ultrasunete
Instala Ńia realizat ă poate suda automat atât în c.c. cât și în ca.
Automatul AST-3 este construit pe principiul avansu lui constant al sârmei electrod,
independent de tensiunea arcului. Viteza de înainta re a tractorului (viteza de sudare) și cea de
înaintare a sârmei electrod se face în func Ńie de num ărul de din Ńi al ro Ńilor de schimb de antrenare.
La detensionarea cu ultrasunete instala Ńia arat ă ca în fig. 3.13, unde la sistemul oscilant s-a
ata șat un element de leg ătur ă și o brid ă.
Dac ă la opera Ńia de sudare ultrasunetele ac Ńioneaz ă direct în baia de metal lichid, prin
intermediul elementului de transfer (sculei SU), la detensionare, ultrasunetele se aplic ă dup ă un
anumit interval de timp, când deja cordonul de sudu r ă este solidificat, prin deplasarea manual ă a
instala Ńiei pe cordon utilizând elementul de transfer U1
Fig. 3.13. Schema instala Ńiei la detensionarea cu ultrasunete. 1-transductor magnetostrictiv; 2-generator de
ultrasunete; 3-concentrator conic; 4-pl ăcile îmbin ării sudate; 5-flan șă nodal ă; 6-eleinent de leg ătur ă; 7-bridâ
[23]
Alegerea materialului pentru cercetare conform regi strului naval român (RNR)
Cercet ările experimentale s-au realizat pe tabl ă de o Ńel naval de rezisten Ńă normal ă cu
grosimea de 8 mm.
Aceste o Ńeluri sunt realizate în conformitate cu prescrip Ńiile tehnice ale RNR. Principala
particularitate a acestor oteluri rezult ă din regulile specifice de calcul și const ă din modificarea
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
34
compozi Ńiei chimice în func Ńie de grosimea produsului pentru asigurarea unor va lori unice ale
limitei de curgere pentru toate grosimile de produs e realizate dintr-o marc ă de o Ńel.
Se poate deduce astfel c ă limita la curgere (Rp 02 ) si tenacitatea (KV) sunt influen Ńate de un
complex de factori care includ [108]:
• compozi Ńia chimic ă; gradul de dezoxidare la elaborare; regimul de tem peraturi și gradul de
deformare la laminare; grosimea produsului.
Totodat ă RNR poate cere de asemenea determinarea con Ńinutului unor elemente folosite
la o Ńelurile de rezisten Ńă normal ă cum ar fi con Ńinutul de crom, nichel și cupru, care nu trebuie s ă
dep ăș easc ă 0,30% pentru fiecare element în parte.
Compozi Ńia chimic ă a o Ńelului a fost determinat ă cu un aparat SPECTROLAB-ANALYSIS
INSTRUMENTS, prin desc ărcare electric ă în mediu de gaz inert (Argon) (tab. 3.4).
Tabel 3.4 Compozitia chimica a tablei de tip A
Tip
tabl
a Compozitie chimica [%]
C Si Mn P S Cr Mo Ni Al Cu W V Fe A
0.11
7 0.04
1 0.55
0 0.001
5 0.01
7 0.01
5 0.01
3 0.01
2 0.01
6 0.01
5 0.05
6 0.00
5 99.13
7
In tabelul 3.5 și 3.6 se prezint ă compozi Ńia chimică și caracteristicile mecanice ale acestor
tipuri de o Ńeluri impuse de c ătre RNR. Ca și în cazul alegerii materialului, conform RNR, se i mpun
ni ște condi Ńii privind caracteristicile mecanice care trebuie s ă le aib ă îmbin ările sudate din o Ńel
naval (tab. 3.7) precum și con Ńinutul de hidrogen difuzibil în metalul depus. Meto da de determinare
a con Ńinutului de hidrogen difuzibil se raporteaz ă la condi Ńiile standard de temperatur ă și presiune
[108].
Tabel 3.5 Caracteristicile mecanice ale tablei de t ip A
Categoria de otel A B D E
Desoxidare Calmat sau
semicalmalt Calmat sau
semicalmat Calmat Galmat.tratat cu Al
Elaborat cu granul. fin ă
C max. 0.21 0,21 0.21 0,18
Mn min. 2,5% C 0,80 0.60 0,70
Si max. 0.35 0,35 0,35 0,35
P max 0.05 0,05 0,05 0,05
S max. 0.05 0,05 0,05 0.05 Compoz.ch (analiza
sarja,%)
Al min. – – 0,015 0,015
Rm [N/mm 2] 400-490 400-490 400490 400-490
Rp 0,2 [N/mm 2] 235 235 235 235 Incercare
la
tractiune
A5 [%] min 22 22 22 22
Temp.de incerc |C°] – ±0 -10 -40
Epruv. longit
KV L – 27 27 27
Se încearc ă fiecare tabl ă Incercare de
incov.prin soo pe
epruv. Charpy cu
crestat. in V
Energ. la
rup (J) min
Epruv transv
KV T – 20 20 20
Se încearc ă fiecare tabl ă
Tabel 3.6 Alungirea la rupere functie de grosime
Grosime [mm] < 5 5-10 10-15 15-20 20-25 25-30 30-40 40-50
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
35
Alungire la
rupere, [%] 14 16 17 18 19 20 21 22
Toate datele rezultate în urma cercet ărilor experimentale din paragrafele urm ătoare trebuie
să se încadreze în prescrip Ńiile impuse de RNR atât pentru alegerea materialulu i cât și pentru
realizarea îmbin ărilor sudate (tab. 3.5, 3.6, 3.7).
Tabel 3.7 Caracteristicile mecanice ale imbinarii s udate
Caracteristicile mecanico ale îmbin ării
sudate Incercarea la încovoiere prin șoc pentru m etalul depus prin
sudare (epruvete cu crest ătura In V)
Electrozi si cupluri pentru
sudarea semiautomat ă Cupluri pentru sudarea
automat ă Materiale Rezisten Ńa
la rupere
[N/mm 2] Unghiul de indoire pân ă la
aparitia primei fisuri
(opruvet ă transversal ă) [ 0]
T proba
[0C] Valoare medie a 3
epruvete [J] min. T proba
[0C]| Valoare
medie a 3
epruvete |J] min.
1
2
3
400
120 0 20
0
-20
47 20
0
-20
34
1Y
2Y
3Y
190
120 0 –
0
20 –
47
47 20
0
20
34
Observa Ńii cu privite la tab. 3.7:
pentru simplificare se consider ă categoriile de o Ńeluri de rezisten Ńă normal ă 1, 2 și 3; cele pentru o Ńelurile de
înalt ă rezisten Ńă , categoriile 1Y, 2Y și 3Y.
CAPITOLUL IV
4. CONTRIBU łII TEORETICE PRIVIND MODELAREA MATEMATIC Ă A
PROCESELOR DE DETENSIONARE TERMIC Ă ȘI CU ULTRASUNETE
4.1. Model matematic pentru studiul procesului de d etensionare termic ă
In lucrarea [38] autorii propun un model matematic de analizare și de optimizare a
proceselor de detensionare termic ă.
S-a constatat din analiza numeroaselor modele matem atice ale procesului de detensionare ca
acesta este condi Ńionat de viteza de curgere plastic ă dt dpε .
Modelele actuale Ńin seama de rezultatele experimentale care au ar ătat c ă viteza de curgere
plastic ă este propor Ńional ă cu valoarea tensiunii reziduale, dar nu reflect ă un alt fenomen constatat
în practic ă și anume acela c ă viteza de curgere plastic ă se m ăre ște odat ă cu apropierea de limita de
curgere a materialului.
Autorii lucr ării [38] propun o nou ă rela Ńie pentru viteza de curgere plastic ă:
σ σσ ε
−⋅=
cp K
dt d (4.1)
unde;
K-coeficient de curgere prin fluaj [1/h];
σ – tensiunea rezidual ă [MPa], cu valoarea ini Ńial ă σ(0)= σ0;
σc-tensiunea de curgere a materialului [MPa].
In procesul de relaxare a tensiunilor alungirile sp ecifice se găsesc în rela Ńia:
ε0 = ε + εp (4.2)
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
36
unde;
ε0 este alungirea specific ă ini Ńial ă, datorat ă tensiunii interne;
ε-alungirea specific ă elastic ă în procesul detension ării;
εp-alungirea specific ă plastic ă în procesul detension ării.
Derivând în raport cu timpul rela Ńia (4.2) rezult ă:
0= +dt d
dt dpε ε (4.3)
Deoarece alungirea specific ă ε este de natur ă elastic ă se poate scrie
Eσε= si prin derivare în
raport cu timpul se ob Ńine:
2Edt dE Edt d
dt dσσ
ε⋅ −⋅
= (4.4)
unde;
E este modulul de elasticitate longitudinal la temp eratura considerat ă.
Introducând (4.1) și (4.4) în (4.3) se ob Ńine ecua Ńia diferen Ńial ă a procesului de detensionare
termic ă:
() ()()()
( )()()
( )0= ⋅ −−⋅ ⋅+tEt
dt tdE
tt tEtK
dt td
cσ
σ σσ σ (4.5)
a c ărei solu Ńie σ(t) îndepline ște condi Ńia ini Ńial ă σ(0)= σ0;. Toate m ărimile care intervin în rela Ńia
(4.5) sunt func Ńii de timp.
Exemplu de calcul a func Ńiilor care intervin în ecua Ńia diferen Ńial ă a procesului de
detensionare termic ă pentru un o Ńel OLC45
Pentru ob Ńinerea func Ńiilor de timp E(t), ac(t) și K(t) se folosesc dou ă tipuri de date:
• valori ale celor trei m ărimi în func Ńie de temperatur ă;
• rela Ńii temperatur ă-timp conform diagramei de tratament termic (fig. 4 .1)
Valorile modulului de elasticitate și ale tensiunii de curgere pentru diferite
temperaturi sunt date în literatura de specialitate , în normele de produs, sau se determin ă
experimental. La construc Ńiile navale, elementele de rezisten Ńă pot fi din OLC45 și acestea se pot
îmbina și cu alte elemente din oteluri navale.
In cazul otelului OLC 45 care este sudabil cu restr ictii (se asigura preancalzirea pieselor inainte
de sudare si detensionarea imbinarii sudate) modulu l de elasticitate E și limita de curgere σc pentru diferite
temperaturi pot fi reprezentate grafic în fig. 4.2 și fig. 4.3 alegând func Ńii de aproximare adecvate:
incalzire mentinere racire
Tma x T [ 0C]
T0
Tf
t1 t2 t3 t[min]
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
37
Fig. 4.1. Diagrama tratamentului termic de detensio nare [38]
Coeficientul K(t) se poate calcula pe baza rela Ńiei (4.1) folosind valori ale limitei de fluaj
pentru o deforma Ńie dat ă, la diferite temperaturi T. De obicei se folose ște limita de fluaj σ1/10000 (T)
care reprezinta valuarea tensiunii ce produce o alu ngire specifica plastica 01 , 0 %1= =dt dpεin timp de
10000 de ore la temperatura T, deci care produce o deforma Ńie plastic ă ce are viteza medie:
]/ 1 [ 10 10000 01 , 0 6hdt dp −= =ε (4.6)
Din relatiile (4.1) si (4.6) rezulta;
( ))()( )(10
10000 / 110000 / 1 6
TT TTKc
σσ σ −⋅ =− (4.7)
rela Ńie cu care se calculeaz ă valori ale coeficientului K la diferite temperatur i, valori ce se
înscriu ca puncte într-un grafic care a fost trasat pentru OLC45.
Pe baza rela Ńiei (4.1) se pot efectua determin ări mai precise ale coeficientului de curgere
prin fluaj K(t), dac ă se utilizeaz ă curbe de fluaj; aceste curbe se traseaz ă pentru intervale de timp de
numai 50-100 ore, care corespund duratei unui trata ment termic de detensionare.
CAPITOLUL V
5. CONTRIBU łII PRIVIND CERCET ĂRILE EXPERIMENTALE ASUPRA
DETENSION ĂRII TERMICE Șl ULTRASONICE A CONSTRUC łIILOR METALICE
SUDATE Fig. 4 .2. Varia Ńia modulului de
elasticitate cu temperatura pentru
OLC45 Fig. 4.3. Varia Ńia limitei de curgere cu
temperatura pentru OLC45
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
38
Clasificarea metodelor de m ăsurare a tensiunilor remanente
Metodele distructive și semidistructive se bazeaz ă în general, pe eliberarea tensiunilor
remanente prin reducerea dimensiunilor piesei pentr u a elibera tensiunile blocate;
Sec Ńiuni succesive ale piesei sunt îndep ărtate prin mijloace mecanice sau chimice,
schimb ările de dimensiuni sunt m ăsurate cu ajutorul unor tensiometre de precizie ca;
• Metoda distructiv ă prin reducerea dimensiunilor piesei
• Metoda distructiv ă Rosenthal Northon
• Metoda distructiv ă folosit ă la suduri de grosime mare
• Metoda semidistructiv ă cu rozete tensometrice
Metoda rozetei tensometrice g ăurite
La ora actual ă în lume sunt dou ă metode recunoscute ca fiind optime pentru determin area
tensiunilor remanente și de aceea au fost și standardizate [93] [94].
In determin ările experimentale efectuate în cadrul tezei de doc torat s-au folosit ambele metode;
• metoda cu rozete tensometrice pentru evaluarea tens iunilor de ordinul I,
• metoda de difrac Ńie cu raze X pentru evaluarea tensiunilor de ordinu l II și III, densitatea
de disloca Ńii.
Se consider ă o plac ă în care a fost perforat ă o gaur ă de diametru 2a (fig. 5.1) solicitat ă de
tensiuni remanente uniform repartizate pe grosimea acesteia. Se consider ă, de asemenea, c ă
tensiunile principale σ1 și σ2 sunt cunoscute [54].
Fig. 5.1. Plac ă cu distribu Ńia uniform ă a tensiunilor remanente pe grosime
La o distan Ńă r de centrul g ăurii tensiunile dup ă direc Ńia razei ( σr) și dup ă direc Ńia
perpendiculara pe aceasta ( σt) au urmatoarele expresii, stabilite de teoria elas ticitatii;
ασ σ
σσσασ σ
σσσ
2cos 1312112cos 13141211
42 1
2
214 22 1
2
21
⋅
+−−
+ =⋅
+ −−+
− =
k kk k k
tr
(5.1)
In urma practic ării g ăurii, în punctul situat la distan Ńa r de centrul acesteia, au loc varia Ńii de
tensiuni ob Ńinute prin sc ăderea rela Ńiilor (5.2) din rela Ńiile (5.1):
ασ σ σ σσ σ σασ σ σ σσ σ σ
2cos 1321
22cos 131421
2
42 1
22 1 14 22 1
22 1 1
⋅⋅⋅−− ⋅+= − = ∆⋅
⋅+ ⋅−⋅−+ ⋅+−= − = ∆
k kk k k
t t tr r r
(5.3) 2a σt σt σr
σ1 σ1
σ2 r
θ
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
39
Acestor variaŃii de tensiuni le corespund, în punctul respectiv d eforma Ńiile specifice:
( )
( )r t tt r r
EE
σµ σ εσµ σ ε
∆− ∆⋅=∆− ∆⋅=
11
(5.4)
Fig. 5.2. Rozet ă pentru determinarea tensiunilor remanente (R M-raza medie) [93] [95]
Din relatiile (5.2), (5.3) si (5.4) rezulta;
( )( )y x r BA BA σα σα ε 2cos 2cos ⋅−+ ⋅+ = (5.5)
unde s-a notat:
−⋅+⋅+−=⋅+−=
4 22
3 1
14
211
21
r r EBrEA
µµµ
(5.6)
Măsurând alungirile specifice εr pe cele trei direc Ńii ale traductoarelor ( ε1, ε2, ε3) și scriind
pentru fiecare rela Ńia (5.5) se formeaz ă un sistem de ecua Ńii. In urma rezolv ării acestuia se
determin ă tensiunile remanente principale σx, σy și direc Ńiile principale (unghiul β dintre axa
primului traductor și direc Ńia lui σx).
In sistemul de referin Ńă ini Ńial ini Ńial x 0,O,y 0, axa Ox 0 coincide cu cea a traductorului și deci
pentru cele trei direc Ńii se poate scrie (fig. 5.2):
0
30
2 1 90 ;45 ; += += = β α β αβ α (5.7)
rezolvand sistemul se obtine [10], [90]
( ) ( )
( )
1 33 2 12
3 22
2 13 1
2242
4,
ε εε ε εβε ε εεεεσσ
−+ −=− + − ⋅ ±+=
tg B Ay x
(5.8)
1
2 3 45 0
45 0 vmax
GL
GW D
R1
R2 θ1
θ2 β
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
40
α αε ε ε ε
εα αε ε ε ε
εα αε ε ε ε
εα αε ε ε ε
ε
2sin 22cos 2 22sin 22cos 2 22sin 22cos 2 22sin 22cos 2 2
⋅ + ⋅−
−+
=⋅ − ⋅−
++
=⋅ − ⋅−
−+
=⋅ + ⋅−
++
=
rtr y x y x
yy x y x
xxy y x y x
txy y x y x
r
yyrt yy
(5.9)
Cu ajutorul rela Ńiilor (5.9) se poate determina alungirea specific ă εL pe direc Ńia liniilor care
nu sunt orientate radial:
( ) ( )y G G x G G L B A B A σβ σβ ε 2cos 2cos ⋅ − + ⋅ + =
(5.10)
unde:
( )
⋅
− + ⋅+−⋅+−=⋅+−=
θθ
µµ µθ µ
4cos 3 2 2cos
112
212cos
21
4 2 22
r r r EBr EA
GG
(5.11)
Din rela Ńiile de mai sus se omit termenii în cos2 θ și cos4 θ, deoarece ace știa dispar dup ă
integrare. Pentru a calcula r ăspunsul traductorului se aplic ă metoda integr ării pe suprafa Ńa grilei [11]
cu rela Ńia:
( ) ( )( )
dS sau dy yx dx
y
yxy
yxx
x
Syyxx
⋅⋅
∫=∫∫−⋅−=
−−
2
12
12
1
11
,
1 2 1 2
εε
εε
(5.12)
unde;
S = (x 2-x1)·(y 2-y1)=GW·GL este suprafata grilei,
Dup ă integrare, coeficien Ńii A G și B G devin:
− −− −
⋅ −=⋅+−=
bEBaEA
GG
2121µ
(5.13)
unde;
−−
ba,sunt coeficien Ńi adimensionali și numai −
b mai depinde în mic ă m ăsur ă de natura
materialului (pentru µ cuprins între 0,28 – 0,33, varia Ńia lui δ este mai mic ă de 1%)
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
41
( )( )
( )
( )( )
( )( ) ( )
⋅−⋅⋅ − − + −⋅+−⋅⋅−⋅+=−⋅⋅−⋅=
−−
2
222
2
2
12
1
22 1 2 12
1 22 1 2
1 2
2cos 2sin
2cos 2sin 12sin 2sin 112 1 121 2
r r r rrrwbrrrwa
t θ θ θ θθ θ θθµµ µθθ
(5.14)
unde:
– w=2GW/D;
– r1=2R1/D;
– r2=2R;/D;
– r=D/D 0;
– GW este l ăŃimea grilei;
– D=2R M=2(R 1+R 2)/2 este diametrul mediu de amplasare al grilelor;
– D0 este diametrul g ăurii.
Pentru corectarea efectului de integrare, coeficien Ńii −−
BA, vor înlocui coeficien Ńii "idealiza Ńi"
A și B în rela Ńiile (5.8):
( ) ( )2
3 22
2 13 1
42
4, ε ε εεεεσσ − + − ⋅ ±+=B Ay x (5.15)
Opera Ńia de g ăurire se execut ă cu ajutorul unui dispozitiv portabil, (fig. 5.4) l ipit pe piesa de
studiat. El dispune de o buc șă de ghidare care poate fi deplasat ă pe dou ă direc Ńii normale. In buc șă
se introduc succesiv tubul microscopului de centrar e și apoi arborele port-scul ă [95].
Fig. 5.4 Dispozitiv pentru realizarea gaurii
Determin ările experimentale din teza de doctorat s-au f ăcut cu un alt tip de rozete de tipul
HOTTINGER, RE 21, f ără buc șă de centrare.
Caracteristicile rozetei tensometrice RE21 sunt:
– D=13,6 mm diametrul mediu de amplasare al grilelor; D0=2,5 mm diametrul g ăurii
date (diametrul frezei); GW=2,5 mm; GL=3,5 mm; R1=5 mm; R2=8,5 mm.
Freza pentru gaurire Ajustare micrometru Dispozitiv de
antrenare freza
Flansa fixare
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
42
Firma produc ătoare recomand ă alte formule de calcul fa Ńă de cele prescrise de ASTM E837-92
[40]:
( ) ( )( )
( ) ( )µ µε ε ε ε ε ε ε σσ
+⋅ −=+⋅=∆−∆+ ∆−∆+ ∆⋅ ± ∆+ ∆⋅ −=
⊗ ⊗⊗ ⊗
1 0606 . 0 7576 . 0;1 1894 . 0;2 ,2 1
EBEA unde B Aa c b c a c a
(5.16)
(5.17)
Datele experimentale ob Ńinute și prezentate in teza de doctorat au fost determinat e folosind
atât rela Ńiile prescrise de ASTM E837-92, cât și cele prescrise de firma HOTTINGER, tocmai
pentru a observa dac ă datele ob Ńinute prin cele dou ă metode sunt asem ănătoare.
Cercet ări experimentale privind starea de tensiuni interne la îmbin ări sudate cap la
cap folosind metoda rozetei tensometrice g ăurite
Materialele alese pentru realizarea cercet ărilor experimentale trebuie s ă respecte prescrip Ńiile
oferite de RNR. Pentru a eviden Ńia acest fapt, în prima faz ă s-au executat o serie de încerc ări
mecanice de rezisten Ńă , iar datele experimentale rezultate în urma acesto r m ăsur ători sunt prezentate
în tabelele 5.3 și 5.4 .
Tabel 5.3 Date experimentale la incercarea de tract iune
Tipul epruvetei pentru incercarea la tractiune Dime nsiunile
epruvetei
[mm] Caracteristici
mecanice
ao=grosimea
epruvetei;
b0=25,1;
L0=5,65 (So) 1/2 ;
LC=5,65(So) 1/2 ;
r=25
sau:
a0=13,1;
b0=25,1;
L0=200;
Lc=225;
r=25 S0[mm 2]=328,81
Fmax [N]=144676
Fcurgere [N]=101273
Lrup [mm]-250
Srup [mm 2]=166,5
Rm[mm 2]=440
Rp 02 [N/mm 2]=308
A5[%]=25
Z[%]=49,36
Tabel 5.4 Date experimentale la incercarea de incov oiere prin soc
Tipul epruvetei pentru incercarea la incovoiere pri n soc Dimensiunile
epruvetei
[mm] Temperatura
de incercare Energia la
rupere
KV300/8
L=55
b=10
a=10
h=8
α=45 0
Rc=0,25
Θ=90 0
20 0C
18,6’
(media a 3
incercari)
Pentru aprecierea m ărimii tensiunilor interne s-au realizat îmbin ări sudate din tabl ă de o Ńel
naval tip A, cu dimensiunile 750x300x12 mm. Sudarea s-a f ăcut cu un tractor de sudur ă automat ă
de tip AST-3, pe o pern ă de flux AS 461-Ductil-Buzau, iar ca material de ad aos s-a folosit sârm ă
cu diametrul Φ=3,2 mm de tip AS35 – Ductil cu compozi Ńiile chimice prezentate în tabelul 5.5. L0
LC
Lt h h b0
b1 6,3
a0 r
90 0±20
II 0,12 A θ
Rc A
α 0,12
b l/2
L h a
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
43
Parametrii de sudare folosi Ńi pentru realizarea îmbin ărilor sudate (tabel 5.6) au fost fixa Ńi
înaintea procesului de sudare și s-au men Ńinut constan Ńi în timpul acestui proces.
Tabel 5.5 Compozitie chimica cuplu de materiale sar ma-flux pentru sudare sub strat de flux (121)
Compoziia chimic ă [%]
Sârm ă
AS35
Ductil C=0,11
Mn=2,00
Si=0,09
P=0,018
S=0,027
Cr=0,08
Ni=0,26
Cu=0,26
Flux
AS 461
Ductil Si0 2=38
MnO=10,06
CaF 2=4,02
CaO=20,01
MgO=8,48
Al 203=16,31
TiO 2=1,50
FeO=1,15
P=0,066
S=0,036
Umidit=0.030
Cuplul
sârm ă-flux C=0.12
Mn=1,443
Si=0,353
P=0.030
S=0,019
Cr=0,043
Ni=0,057
Cu=0,147
Mo=0,019
W=0,052
Dup ă sudare îmbin ările au fost supuse unui control cu raze X pentru a vedea eventualele
defecte produse la sudare. Controlul executat nu a pus în eviden Ńă existen Ńa unor defecte (pori,
fisuri, s.a), iar sudura executat ă a fost foarte bun ă din punct de vedere calitativ.
Având îmbin ările sudate s-a trecut la determinarea st ării de tensiuni remanente. Ini Ńial
suprafe Ńele tablelor au fost prelucrate prin șlefuire manual ă pân ă la luciu metalic, dup ă care au fost
cur ăŃate cu aceton ă, pentru a asigura o lipire corespunz ătoare a rozetelor tensometrice de tip RE21,
Hottinger Baldwin Messtechnik GMBH [40].
S-au amplasat câte 4 rozete pe fiecare plac ă de studiu pentru a pune în eviden Ńă valoarea
tensiunilor remanente atât în cordonul de sudur ă cât și în vecin ătatea acestuia, mai precis în zona de
influen Ńă termic ă (ZIT) (fig. 5.19).
Fig. 5.19. Amplasarea rozetelor tensometrice la îmb inarea sudat ă [25]
Tabel 5.6 Parametrii de sudare sub strat de flux si de creituire arc-aer
Strat I S
(A) Ua
(V) Vs
[m/h] Ve
[m/h] El
[kJ/mm]
1 400 30 19,5 79 4,43
Creituire radacina 200 309 – – –
2-la radacina 300 35 19.5 66 3.87
3 400 30 19,5 79 4,43
Opera Ńia de g ăurire se execut ă cu ajutorul unui dispozitiv portabil, lipit pe pie sa de studiat
prezentat in figura 5.4.
Găurirea produce relaxarea local ă a tensiunilor remanente și ca urmare se modific ă și starea
de deforma Ńii de la suprafa Ńa piesei. Cele trei traductoare ale rozetei m ăsoar ă alungirile specifice pe 40
40
70 300
g = 12mm 20
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
44
direc Ńie radial ă. Cu rela Ńiile date in ASTM E837-92 [93] se calculeaz ă tensiunile și direc Ńiile
principale avându-se în vedere faptul c ă rela Ńiile de calcul ale tensiunilor și direc Ńiilor principale
(rela Ńiile 5.8, 5.13 și 5.15) sunt stabilite numai pentru cazul in care c onsider ăm o stare plan ă de
tensiuni iar acestea sunt uniform distribuite pe gr osimea pl ăcii.
Toate m ăsur ătorile tensometrice s-au efectuat pe o singur ă parte a cordonului de sudur ă a șa.
[95].
Compararea st ărilor de tensiuni interne pe baza valorilor ob Ńinute la m ăsur ătorile
tensometrice
Pentru realizarea acestei compara Ńii s-au folosit îmbin ări sudate pe care s-au lipit câte patru
rozete tensometrice la dimensiunile fa Ńă de cordonul de sudur ă prezentate în fig. 5.19.
Parametrii de sudare, și caracteristicile îmbin ărilor sudate (fig. 5.19 și tab. 5.6) au fost
respectate la toate probele de studiu.
Proba M a fost considerat ă prob ă martor în func Ńie de care s-a comparat cu celelalte probe,
proba detensionat ă termic (proba TT), proba sudat ă cu ultrasunete (proba SU) si proba detensionat ă
cu ultrasunete (proba U1).
Tratamentul termic de detensionare s-a realizat cu un cuptor CE 7-6.6.4 "Independen Ńa"
Sibiu cu spa Ńiul util de 600x600x400 și masa de 3300 kg.
Imbinarea sudat ă a fost înc ălzit ă la temperatura de tratament T=600 °C cu o vitez ă medie de
înc ălzire v înc =100 °C/s, men Ńinut ă la aceast ă temperatur ă o or ă, apoi r ăcit ă odat ă cu cuptorul [26].
Atât la sudare cât și în procesele de detensionare ultrasunetele produs e au frecven Ńa f=17,5
kHz, ob Ńinute cu intensitatea curentului de premagnetizare l premagn =18 A și o tensiune de ie șire
Uie șire =400 V.
Fig. 5.24. Compararea st ărilor de tensiuni interne [23]
In func Ńie de valorile m ăsur ătorilor tensometrice prezentate în fig. 5.20-5.23 și în tabelele
din anexa 3 s-au trasat curbele de varia Ńie a tensiunilor din figura 5.24. Se consider ă c ă tensiunile
ob Ńinute sunt simetrice fa Ńă de cordon.
Măsurarea caracteristicilor mecanice la îmbin ări sudate cap la cap
Măsur ătorile pentru determinarea caracteristicilor mecani ce de rezisten Ńă a îmbin ărilor
sudate s-au efectuat pe o ma șin ă universal ă de încerc ări mecanice de produc Ńie german ă de tipul
VEB WPM Leipzig, Type ZDM 50 – tone for Ńă .
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
45
S-au confec Ńionat seturi de epruvete cu dimensiunile conform SR EN 876 /1997 [102].
Datele ob Ńinute la încerc ări pe 5 seturi de epruvete sunt prezentate în anexa 4.
Compararea valorilor ob Ńinute la încerc ările mecanice de rezisten Ńă
Analiza comparativ ă a valorilor ob Ńinute la m ăsur ători este prezentat ă schematizat în fig.
5.29 și 5.30.
S-au determinat urm ătoarele caracteristici mecanice de rezisten Ńă :
• limita de curgere Rp 02 = F curgere /S 0 [N/mm 2];
• rezisten Ńa la rupere R m=F max /S 0 [N/mm 2];
• alungirea la rupere A 5=∆L/L 0 ·100=(L u-L0)/L 0 ·100 [%];
• gâtuirea la rupere Z= ∆S/S 0 ·100=( S 0- S u)/S 0 ·100 [%];
Fig. 5.29. Valori m ăsurate ale limitei de curgere și a rezisten Ńei la rupere [23]
Fig. 5.30. Valori m ăsurate ale alungirii și gâtuirii la rupere [23]
Se constat ă c ă tratamentul termic de detensionare influen Ńeaz ă cel mai mult caracteristicile
mecanice de rezisten Ńă , astfel, limita de curgere și rezisten Ńa la rupere ale îmbin ării sudate (fig.
5.29) scad în limite de valori reduse, în timp ce c aracteristicile de plasticitate (alungirea la ruper e și
gâtuirea) cresc în raport cu valorile ob Ńinute la proba M (fig. 5.30);
Influen Ńa ultrasunetelor se manifest ă prin sc ăderea caracteristicilor mecanice: R m scade cu
10% la proba SU și cu 3% la proba U1, fa Ńă de proba M; Rp 02 cu 25% la proba SU și cu 4% la
proba U1. Se constat ă o îmbun ătăŃire a caracteristicilor de plasticitate: A5 cre ște de la 7,5 la 9%
pentru proba U1, fa Ńă de valoarea probei M; Z cre ște de la 43,5 la 46% la proba U1, fa Ńă de proba
M.
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
46
Pe ansamblu se poate concluziona c ă tratamentul termic de detensionare, urmat de
detensionarea cu ultrasunete la proba U1 sunt cele mai eficiente în ceea ce prive ște îmbun ătăŃirea
caracteristicilor de plasticitate ale îmbin ărilor.
Măsurarea energiilor consumate la rupere pe îmbin ări sudate cap la cap la încercarea
de încovoiere prin șoc
Măsur ătorile pentru determinarea energiei consumate la ru pere prin încovoiere prin șoc a
îmbin ărilor sudate s-au efectuat pe un ciocan (Charpy) ti p pendul cu greutatea p ărŃii c ăzătoare de
300 J.
S-au confec Ńionat seturi de epruvete cu dimensiunile conform SR EN 875/1997, [101].
Datele ob Ńinute la încerc ări pe 5 seturi de epruvete sunt prezentate în anexa 5
Analiza comparativ ă a valorilor ob Ńinute la m ăsur ători care este prezentat ă schematizat în
fig. 5.31 [23].
Fig. 5.31. Valori m ăsurate ale energiilor la rupere la încovoiere prin șoc [23]
Analize metalografice și varia Ńia microdurit ăŃii HV 0,1 la îmbin ări sudate cap la cap
Regimul termic și caracteristicile îmbin ării sudate (tab. 5.6) î și pun amprenta asupra
structurii metalografice și asupra microdurit ăŃii la probele aflate în studiu.
Prin varia Ńia parametrilor de sudare sub flux, mai ales a tens iunii și a vitezei de sudare, se
influen Ńeaz ă sec Ńiunea și forma sudurii, astfel ZIT este mai lat ă ca la sudarea manual ă.
La sudarea sub flux se concentreaz ă mult ă căldur ă în adâncimea materialului ceea ce
influen Ńeaz ă favorabil structura. Aceast ă c ăldur ă înmagazinat ă împiedic ă r ăcirea intens ă a ZIT-ului,
ceea ce scade și repartizeaz ă uniform duritatea în aceast ă zon ă (fig. 5.31). în general, duritatea la
sudarea sub flux este mai sc ăzut ă ca la orice alt procedeu [55].
Gradul de durificare depinde de desf ăș urarea procedeului, adic ă dup ă cum îndep ărt ăm mai
repede sau mai încet zgura care re Ńine c ăldura format ă.
Dac ă tablele sudate se r ăcesc pe o plac ă de Cu se constat ă o cre ștere a durit ăŃii.
Rezilien Ńa sudurii sub flux în compara Ńie cu cea a sudurii manuale este inferioar ă din cauza
durific ării zonale și a structurii formate. La sudarea sub flux, struct ura dendritic ă nu se transform ă
ca la sudarea manual ă, la care straturile suprapuse se influen Ńeaz ă reciproc.
Ceea ce este inferior la sudarea sub flux fa Ńă de alte procedee este structura și rezilien Ńa mai
sc ăzut ă.
In continuare se prezint ă pe probele aflate în studiu varia Ńia microdurit ăŃii HV 0,1 și
analizele metalografice [23]:
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
47
Fig. 5.32a Cordonul de sudura, proba M Fig. 5.33a Microduritatea probei M [23]
x(300) atac Nital [23]
Fig. 5.32b Zona influentata termic ZIT Fig. 5.33b Variatia spatiala a microduri tatii proba M [23]
proba M x(300) atac Nital [23]
Fig. 5.32c Material de baza MB Fig. 5.33c Proiectia in planul dista nta–grosime
proba M x(300) atac Nital [23] a microduritat ii proba M [23]
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
48
Fig. 5.34a Cordonul de sudura, proba TT Fig. 5.35a Microduritatea probei TT [23]
x(300) atac Nital [23}
Fig. 5.34b Zona influentata termic ZIT Fig. 5.35b Variatia spatiala a micr oduritatii proba TT
[23]
proba TT x(300) atac Nital [23]
Fig. 5.34c Material de baza MB Fig. 5.35c Proiectia in planul d istanta–grosime
proba SU x(300) atac Nital [23] a microduritatii pr oba SU [23]
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
49
Fig. 5.36a Cordonul de sudura, proba SU Fig. 5.37a Microduritatea probei SU [2 3]
x(300) atac Nital [23]
Fig. 5.36b Zona influentata termic ZIT Fig. 5.37b Variatia spatiala a micr oduritatii proba SU
[23]
proba SU x(300) atac Nital [23]
Fig. 5.36c Material de baza MB Fig. 5.37c Proiectia in planul d istanta–grosime
proba SU x(300) atac Nital [23] a microduritatii proba SU [23]
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
50
Fig. 5.38a Cordonul de sudura, proba U1 Fig. 5.39a Microduritatea probei U1 [23 ]
x(300) atac Nital [23]
Fig. 5.38b Zona influentata termic ZIT Fig. 5.39b Variatia spatiala a micr oduritatii proba U1
[23]
proba U1 x(300) atac Nital [23]
Fig. 5.38c Material de baza MB Fig. 5.39c Proiectia in planul d istanta–grosime
proba U1 x(300) atac Nital [23] a microduritatii proba U1 [23 ]
CUS
MB ZIT S1
S2
S3 2
2 8
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
51
Fig. 5.40. M ăsurarea microdurit ăŃii HV 0,1 pe trei straturi paralele [23]
Incerc ările de microduritate s-au efectuat cu un dispoziti v de tip PMT-3, la care sarcina
necesar ă realiz ării amprentelor pe probe a fost de 100 de grame. Ac este m ăsur ători s-au f ăcut pe trei
straturi dispuse la câte 2 mm fiecare, pe grosimea îmbin ării sudate (fig.5.40) [107].
Rela Ńia pentru calcularea microdurit ăŃii este:
HV0,1 = 0,1891 F/d 2 (5.43)
unde;
F este for Ńa de compresiune, F=100 grame=0,98 N,
d este diagonala urmei l ăsat ă de penetratorul piramidal și se calculeaz ă cu rela Ńia:
d = k · N (5.44)
unde;
k=0,309 este o constant ă care depinde de aparatul cu care s-a determinat mi croduritatea;
N – num ărul de diviziuni citite de pe scara aparatului.
Aceste diviziuni reprezint ă de fapt distan Ńa m ăsurat ă și citit ă la ocularul microdurimetrului
în micrometri .
Cercet ări difractografice cu raze x asupra îmbin ărilor sudate cap la cap
Substructura materialelor metalice (densitatea de d isloca Ńii, m ărimea blocurilor în mozaic,
deforma Ńiile (tensiunile) de ordinul II, m ărimea și orientarea gr ăun Ńilor) aduce informa Ńii cu
importan Ńă practic ă deosebită de la nivelul microscopic al materialelor aflate î n studiu [84].
Metoda difractografic ă permite evaluarea tensiunlor interne de ordinul I (macrotensiunile
sau tensiunile zonale) dintr-un material policrista lin. Caracterul acestei metode este total
nedistructiv și are la baz ă modificarea distan Ńelor interplanare η.
Toate rezultatele ob Ńinute în urma cercet ărilor sunt prezentate în tabelele 5.8 și 5.9.
unde;
ε⊥ reprezint ă componenta normal ă la suprafa Ńa probei a deforma Ńiei reziduale (I) pe planele
(220),
εφ – componenta paralel ă cu suprafa Ńa probei a deforma Ńiei reziduale și reprezint ă acele
deforma Ńii orientate perpendicular pe cordonul de sudur ă,
E – modulul de elasticitate,
v – coeficientul Poisson al materialului.
Toate aceste m ăsur ători a deforma Ńiilor reziduale de ordinul I s-au efectuat în zone imediat
invecinate cu cordoanele de sudur ă, mai precis la r ădăcina rostului cordoanelor de sudur ă.
Tab. 5.8. Dependen Ńa dimensiunilor blocurilor de mozaic, a microdistor siunilor și a
concentra Ńiei de dslocatii de tratament termic al probelor
Proba Dimensiunea medie a blocurilor
de mozaic
D(nm) Microdistorsiunile de ordinul
II-III
η=∆a/a10 -3 Densitatea de disloca Ńii
p(10 10 cm -2)
M >2 µm 2.154 2.65
TT >2 µm 1.506 1.29
U1 >2 µm 1.361 1.05
SU >2 µm 1.410 1.13
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
52
Tab. 5.9. Dependen Ńa deforma Ńiilor reziduale de tratamentul probelor
Proba ε⊥ = σ⊥ /E εφ = ((1+v)/E) σφ
M 1.53.10 -3 -0.060
TT 1.9.10 -5 1,11·10 -4
U1 9.16.10 -4 -0.0052
SU 2.22.10 -3 0.00816
Fig. 5.42 Microdistorsiunile de ordinul II si densi tatea de dislocatii la probele de studiu [23]
Fig. 5.43 Componente normala la suprafata probei a deformetiei reziduale pe planele (220) la probele i n
studiu [23]
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
53
Fig. 5.44 Componente paralela la suprafata probei a deformetiei reziduale pe planele (220) la probele in
studiu [23]
Din rezultatele experimentale și din analizele comparative prezentate în fig. 5.42 se constat ă
că atât microdistorsiunile cât și densitatea de disloca Ńii la nivelul structurii cristaline a probelor
studiate sufer ă modific ări substan Ńiale care sunt dependente de tratamentele aplicate probelor. Fa Ńă
de proba considerat ă martor (M), la celelalte, apar reduceri ale microd istorsiunilor de 30%, la proba
detensionat ă termic, TT, 34% la proba SU sudat ă cu ultrasunete, și 36% la proba detensionat ă cu
ultrasunete U1;
Și la nivelul densit ăŃii de disloca Ńii se observ ă reduceri importante fat ă de proba martor (M).
Astfel, cea mai însemnat ă reducere a densit ăŃii de disloca Ńii, (60%), se observ ă la proba
detensionat ă cu ultrasunete U1. Efectul de batere prin intermed iul elementului de transfer U1, care a
ac Ńionat pe cordonul de sudur ă imediat dup ă sudare, a avut un efect însemnat asupra densit ăŃii de
disloca Ńii.
Valorile m ăsurate ale deforma Ńiilor reziduale de ordinul I prezentate în fig. 5.43 și 5.44 aduc
informa Ńii despre tensiunile reziduale existente și semnele acestora în suprafa Ńa probelor.
Deforma Ńiile reziduale de ordinul I prin componenta lor nor mal ă se reduc în propor Ńie de 98% la
proba TT, și asta se explic ă datorit ă tratamentului termic de detensionare care este foa rte eficient
mai ales la suprafa Ńa probei. Se constat ă o reducere cu 87% a deforma Ńiilor reziduale și la proba
detensionat ă cu ultrasunete U1, iar la cealalta proba SU, defor ma Ńiile reziduale prin componenta lor
normal ă la suprafa Ńa probei prezint ă cre șteri de 31%. Deforma Ńiile reziduale de ordinul I prin
componenta lor paralel ă cu suprafa Ńa probei și orientate perpendicular pe cordonul de sudur ă sunt
de întindere în cazul probelor TT și SU, iar celelalte sunt de compresiune.
In concluzie, tratamentul termic de detensionare ar e o influen Ńă deosebit ă asupra
substructurii probelor, cu efecte însemnate mai ale s asupra deforma Ńiilor reziduale de ordinul I, iar
în ceea ce prive ște tratamentul de detensionare cu ultrasunete, cu e lemental de transfer a
ultrasunetelor U1 (proba U1) are o influen Ńă mai eficient ă atât asupra microdistorsiunilor și
densit ăŃii de disloca Ńii cât și asupra deforma Ńiilor reziduale de ordinul I.
CAPITOLUL VI
6. CONCLUZII FINALE SI CONTRIBUTII PERSONALE
Majoritatea procedeelor de fabrica Ńie (turnarea, deformarea plastic ă, sudarea, prelucr ările
prin a șchiere) introduc în materialul pieselor tensiuni re manente care modific ă în mod substan Ńial
performan Ńele în exploatare a acestora.
Cercet ările legate de studiul și determinarea tensiunilor remanente vizeaz ă o serie de aspecte
cum ar fi:
• influen Ńa diverselor procedee de fabrica Ńie asupra st ării de tensiuni remanente;
• influen Ńa exercitat ă de câmpul de tensiuni remanente asupra calit ăŃii, fiabilit ăŃii și duratei de
exploatare a produselor;
• utilizarea unor metode cu modele matematice, perfec Ńionate și a unei aparaturi adecvate
pentru a cre ște precizia și încrederea în rezultatele studiilor efectuate;
Prezen Ńa unui câmp însemnat de tensiuni remanente creeaz ă premisele apari Ńiei deforma Ńiilor și
chiar a fisurilor într-o construc Ńie sudat ă. La diminuarea acestor câmpuri de tensiuni se folo se ște
deja metoda clasic ă de detensionare termic ă prin înc ălzire la o anumit ă temperatur ă și apoi r ăcirea
piesei împreun ă cu cuptorul. Acest procedeu nu mai este optim pent ru construc Ńii sudate de
dimensiuni mari, cum sunt cele dintr-un șantier naval și s-a recurs la metode noi, mai rapide și cu
efecte importante, cum ar fi detensionarea termopla stic ă, care const ă într-o înc ălzire localizat ă pe o
anumit ă por Ńiune a piesei, detensionarea mecanic ă prin vibra Ńii, prin șoc, prin suprapresiune.
Aceast ă lucrare și-a propus s ă fac ă un studiu legat de:
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
54
• ac Ńiunea direct ă a ultrasunetelor chiar din procesul de sudare auto mat ă sub strat de flux, prin
vibrarea ultraacustic ă a materialului de adaos;
• ac Ńiunea indirect ă a ultrasunetelor imediat dup ă procesul de sudare prin vibrarea pl ăcilor
care s-au sudat;
• influen Ńa ultrasunetelor de mari energii asupra substructur ii metalelor și asupra câmpului de
tensiuni remanente de la îmbin ări sudate în etapele enumerate mai sus;
• realizarea și conceperea unei instala Ńii de detensionare unde energia ultraacustic ă este aceea
care ini Ńiaz ă procesul de detensionare la îmbin ări sudate;
• elaborarea unui model matematic care s ă pun ă în eviden Ńă influen Ńa parametrilor acustici la
detensionarea cu ultrasunetele, comparativ cu deten sionarea termic ă.
Dintre principalele cauze de apari Ńie a tensiunilor remanente se poate men Ńiona: distribu Ńia
neuniform ă a temperaturii în timpul sudurii, caracteristicile fizico-mecanice ale materialului piesei
și ale materialului de adaos, parametrii regimului d e sudare, metoda de sudare, forma și
dimensiunile piesei sudate, tipul îmbin ării sudate, starea de tensiuni existent ă în pies ă anterior
sud ării.
Tensiunile remanente sunt periculoase datorit ă urm ătoarelor aspecte care favorizeaz ă ruperile
fragile:
• produc în îmbinare vârfuri de solicitare care, dac ă materialul nu este tenace sau și-a pierdut
tenacitatea, duc la apari Ńia de fisuri ce pot amorsa o rupere fragil ă;
• dau na ștere în elementele sudate la tensiuni de întindere, ce favorizeaz ă propagarea unei
ruperi fragile o dat ă avansat ă;
• în îmbinarea sudat ă se pot întâlni st ări de solicitare bi și triaxiale de întindere ce fac otelul
casant.
Propagarea ultrasunetelor în metale conduce la apar i Ńia de eforturi de întindere și compresiune
pe direc Ńia propag ării undelor. In acest proces datorit ă oscilaŃiilor particulelor mediului în jurul
pozi Ńiei de echilibru, are loc numai un transfer de ener gie și nu un transport de substan Ńă .
Disiparea energiei ultrasonice în medii policristal ine este în general datorat ă:
• absorb Ńiei – fenomen prin care o parte din energie se tran sform ă în c ăldur ă;
• împr ăș tierii ultrasunetelor – adic ă scoaterii din fasciculul ini Ńial a unor unde ce sunt difuzate
în spa Ńiu.
Prin vibrare ultrasonic ă se constat ă o îmbun ătăŃire a caracteristicilor mecanice (cu 15 pân ă la
30%) și o mic șorare a granula Ńiei cu posibilitatea de dispari Ńie a structurilor fragile de tip
Widmanstätten. Aceste rezultate se ob Ńin la frecven Ńa de 17,5 kHz, la o Ńelurile slab aliate.
Mecanismul cel mai important din punct de vedere me talurgic este cel al absorb Ńiei ultrasonore
de disloca Ńie, care se manifest ă cu preponderen Ńă în materialele pure, dar acest mecanism are un rol
însemnat și în cazul o Ńelurilor, știindu-se c ă acestea prezint ă o densitate mare de disloca Ńii, cauzat ă
în principal de prelucr ările anterioare la care au fost supuse.
Au fost aduse contribu Ńii teoretice privind trasarea câmpurilor și tensiunilor termice la o
îmbinare sudat ă produs de sursele permanente mobile de mare putere și vitez ă (sudarea automat ă
sub strat de flux):
• elaborarea unui model de evolu Ńie în timp a ciclurilor și tensiunilor termice la un corp masiv
sudat;
• elaborarea unui model de evolu Ńie în timp a ciclurilor și tensiunilor termice la un o plac ă
sudat ă;
• elaborarea unui program cu o metod ă de rezolvare numeric ă a ecua Ńiei transferului termic la
o plac ă sudat ă cu sursele permanente mobile de mare putere și vitez ă (sudarea automat ă sub
strat de flux).
S-a conceput, proiectat și realizat o instala Ńie de sudare cu ultrasunete, adaptând scopului prop us
un tractor de sudur ă automat ă sub strat de flux de tip AST3.
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
55
S-a conceput, proiectat și realizat o instala Ńie de detensionare cu ultrasunete a îmbin ărilor sudate
cap la cap din tabl ă naval ă.
S-a conceput, proiectat și realizat un element de transfer (scula U1) a unde lor ultraacustice
utilizate în cadrul proceselor de detensionare.
• Din analiza numeroaselor modele matematice ale proc esului de detensionare s-a constatat c ă
acesta este condi Ńionat de viteza de curgere plastic ă. Modelele actuale Ńin seama de
rezultatele experimentale care au ar ătat c ă viteza de curgere plastic ă este propor Ńional ă cu
valoarea tensiunii reziduale, dar nu reflect ă un alt fenomen constatat în practic ă și anume
acela c ă viteza de curgere plastic ă se m ăre ște odat ă cu apropierea de limita de curgere a
materialului.
• Modelarea matematic ă a procesului de detensionare termic ă și cu ultrasunete s-a efectuat
prin metoda Runge-Kutta, pornind de la valoarea ini Ńial ă cunoscut ă a tensiunii și aplicând
algoritmul de ordinul patru al metodei, ob Ńinând solu Ńia sub forma unui tabel de valori..
Se face o prezentare general ă a metodelor de m ăsurare a tensiunilor remanente, metode
distructive și semidistructive, metode nedistructive, insistându -se pe metodele utilizate în programul
de cercetare experimental ă a acestei teze.
Metodele electromagnetic ă, magnetoelastic ă și ultrasonic ă în compara Ńie cu metodele deja
cunoscute, sunt metode noi de evaluare a st ării de tensiuni. Aplicarea acestor metode permite
determinarea rapid ă și u șoar ă, în timp scurt a st ării de tensiune. Toate aceste metode au capacitatea
de a evalua st ările de tensiuni pe zone largi ale probelor de stud iu.
S-au realizat îmbin ări sudate de dimensiuni 750x300x12 mm pe tabl ă de o Ńel naval de
rezisten Ńă normal ă.
S-a determinat starea de tensiuni remanente cu meto da cu rozete tensometrice g ăurite tip
RE21 HOTTINGER BALDWIN MESSTECHNIK GMBH, pe fiecar e îmbinare sudat ă (proba
martor M, proba detensionat ă termic TT, proba sudat ă cu ultrasunete SU, proba detensionat ă cu
scula U1).
Amplasarea celor 4 rozete pe fiecare plac ă (prob ă) de studiu a permis s ă pun ă în eviden Ńă
valoarea tensiunilor remanente atât în cordonul de sudur ă cât și în vecin ătatea acestuia, mai precis
în zona de influen Ńă termic ă (ZIT).
Toate m ăsur ătorile tensometrice s-au efectuat pe o singur ă parte a cordonului de sudur ă.
Instala Ńiile de m ăsurare folosite în tensometrie cuprind o punte Whea tstone sau un circuit
poten Ńiometric, care transform ă varia Ńia de rezisten Ńă a unui traductor din componen Ńa rozetei, într-o
varia Ńie propor Ńional ă de tensiune sau curent.
• Proba M a fost considerat ă prob ă martor în func Ńie de care s-a comparat cu celelalte probe,
proba detensionat ă termic (proba TT), proba sudat ă cu ultrasunete (proba SU), proba
detensionat ă cu ultrasunete (proba U1).
• Tablele sudate fiind de grosime mic ă, cu rigiditate sc ăzut ă, in timpul sud ării sufer ă o dilatare
care induce deforma Ńii plastice în metalul neinc ălzit. Pe m ăsura r ăcirii contrac Ńia sudurii este
împiedicat ă, iar tensiunile remanente din zona învecinat ă sudurii, ac Ńioneaz ă ca tensiuni de
compresiune.
• Tratamentul termic de detensionare s-a realizat cu un cuptor CE 7-6.6.4 "Independen Ńa"
Sibiu cu spa Ńiul util de 600x600x400 și masa de 3300 kg.
Imbinarea sudat ă a fost înc ălzit ă la temperatura de tratament T=600 °C cu o vitez ă medie de
înc ălzire vinc=100 0C/s, men Ńinut ă la aceast ă temperatur ă o or ă, apoi r ăcit ă odat ă cu cuptorul.
La sudarea cu ultrasunete (proba SU) se constat ă valori mari ale tensiunilor de compresiune.
Acestea se explic ă prin faptul c ă sârma activat ă ultrasonic agit ă baia de metal topit obtinându-se o
stare de tensiuni aproape uniform ă pân ă la 40 mm de cordon, care î și va pune amprenta și asupra
caracteristicilor mecanice.
La detensionarea cu ultrasunete imediat dup ă procesul de sudare, folosind scula U1 tensiunile
din cordon în proba U1 sunt de compresiune și apari Ńia acestora se explic ă datorit ă fenomenului de
batere, datorat oscila Ńiilor ultraacustice la deplasarea dispozitivului de detensionare pe lungimea
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
56
cordonului de sudur ă proasp ăt solidificat. Valorile tensiunilor ultraacustice s e suprapun peste
tensiunile datorate regimului termic de la sudare.
Se constat ă c ă tratamentul termic de detensionare influen Ńeaz ă cel mai mult caracteristicile
mecanice de rezisten Ńă , astfel;
• limita de curgere și rezisten Ńa la rupere ale îmbin ării sudate scad în limite de valori reduse,
în timp ce caracteristicile de plasticitate (alungi rea la rupere și gâtuirea) cresc în raport cu
valorile ob Ńinute la proba M;
• influen Ńa ultrasunetelor se manifest ă prin sc ăderea caracteristicilor mecanice: R m, scade cu
10% la proba SU și cu 3% la proba U1, fa Ńă de proba M; Rp 02 cu 25% la proba SU și cu 4%
la proba U1. Se constat ă o îmbun ătăŃire a caracteristicilor de plasticitate: A5 cre ște de la 7,5
la 9% pentru proba U1, fa Ńă de valoarea probei M; Z cre ște de la 43,5 la 46% la proba U1
fa Ńă de proba M.
Se constat ă c ă la sudarea cu ultrasunete datorit ă efectului vibrator indus prin sârma de sudare,
constituien Ńii structurali care s-au format în cordon provoac ă o cre ștere a energiei la rupere KV cu
17% fa Ńă de proba M. Efectul vibrator are un efect bun și asupra zonei de supraincalzire (intre zona
de trecere ZT si material de baza MB), prin cre șterea energiei la rupere KV cu 8%.
La proba U1, detensionarea cu ultrasunete realizat ă prin efectul de batere (efect produs de
oscila Ńiile ultraacustice) a cordonului de sudur ă imediat ce acesta a solidificat, a condus la o cre ștere
cu 38% a energiei KV fa Ńă de proba M.
Prin agita Ńia ultraacustic ă a b ăii de metal topit prin intermediul sârmei de sudare , structura
metalografic ă în cordon se modific ă. Structura cu gr ăun Ńi mici poligonali de la probele M și TT este
inlocuit ă cu o structur ă dispers ă, fragmentat ă în care alterneaz ă gr ăun Ńi de ferit ă și constituien Ńi
fragili de tip bainitic și gr ăun Ńi de perlit ă. Se manifest ă o cre ștere mai pronun Ńat ă a microdurit ăŃii în
zonele de la suprafa Ńa cus ăturii și de la r ădăcina cus ăturii și o sc ădere a acesteia pe zona median ă.
Zona influentata termic cu structuri defectuoase a înregistrat o finisare a gr ăun Ńilor și o fragmentare
a zonei lamelare datorit ă efectului de vibrare ultraacustic ă care favorizeaz ă apari Ńia unui num ăr
mare de germeni de cristalizare finisând astfel str uctura.
• se poate afirma c ă ultrasunetele, atunci când ac Ńioneaz ă direct orin baia de metal topit (la
sudare) fragmenteaz ă (activeaz ă) structurile cu defecte finisând structura prin ap ari Ńia mai
multor germeni de cristalizare. Când ac Ńioneaz ă indirect la nivelul pl ăcilor care s-au sudat,
structurile defectuoase sunt înlocuite de structuri cu gr ăun Ńi uniformi și totodat ă se constat ă
o cre ștere a microdurit ăŃii (ecruisare) datorit ă efectului de batere.
Directii de cercetare
Se desprind o serie întreag ă de direc Ńii de cercetare noi cum ar fi:
• determinarea experimental ă a st ării de tensiuni remanente la îmbin ări sudate cap la cap, sau
la alte tipuri de îmbin ări sudate, pe diferite tipuri de o Ńeluri, în special la acele o Ńeluri greu
sudabile și punerea în eviden Ńă a efectelor ultrasunetelor asupra st ării de tensiuni și asupra
caracteristicilor mecanice ale îmbin ărilor sudate.
• modelarea matematic ă a ciclurilor termice și a tensiunilor structurale la o îmbinare sudat ă de
diferite tipuri și grosimi, folosind metoda cu diferen Ńe finite.
• studiu comparativ privind influen Ńa exercitat ă de mediile corozive asupra caracteristicilor
mecanice a unor probe sudate în câmp ultrasonor și asupra unor probe detensionate termic și
cu ultrasunete.
• studiu privind influen Ńa ultrasunetelor asupra fenomenelor de cristalizare care se produc în
baia de metal topit a cordoanelor de sudur ă și efectele acestor fenomene de cristalizare în
câmp ultrasonor asupra st ării de tensiuni remanente.
• modelarea matematic ă a proceselor de cristalizare în câmp ultrasonor ce se produc în baia de
metal topit.
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
57
BIBLIOGRAFIE SELECTIV Ă
3. ALEXANDRU I., POPOVICI R., BACIU C, BULANCEA V., ș.a. – "Alegerea și utilizarea
materialelor metalice" Editura Didactic ă și Pedagogic ă Bucure ști, 1997.
4. AMZA GHE. – "Cercet ări privind influen Ńa ultrasunetelor asupra tensiunilor remanente în
diferite produse prelucrate sau tratate cu ultrasun ete", Revista "Construc Ńia de ma șini", 36, nr. 9,
1984.
7. BACIU C, ALEXANDRU l.f POPOVICI R., BACIU M. – " Știin Ńa materialelor metalice"
Editura Didactic ă și pedagogic ă, Bucure ști, 1996.
8. B ĂDĂRĂU E., GRUM ĂZESCU M. – "Bazele acusticii modeme", Editura Tehni c ă,
Bucure ști, 1961.
10. B ĂLT ĂNOIU M. – "Considera Ńii asupra detension ării termice și prin vibra Ńii", lucr ările
Seminarului "Detensionarea prin vibra Ńii", Craiova, mai, 1987.
11. BÂRS ĂNESCU, P. D. – "Cre șterea preciziei în tensometria electric ă rezistiv ă" Oficiul de
informare documentar ă pentru industria construc Ńiilor de ma șini, Bucure ști, 1997.
13. BRAY, D. – "Ultrasonic Stress Measurement with LcR Technique" 1998,
http://ourworld.compuserve.com /.
14. CANDEA, N.V., Bazele cercet ării experimentale în sudur ă, curs Universitatea Transilvania
Bra șov, 1999
16. CANDEA, N.V., DINU, M. O ., s.a. Thermal Cutting Equipement for Constructio n
Materials with Thermal Lancing, Bulletin of the Tra nsilvania University of Brasov, vol. 2 (51)
seria I-a “Engineering Sience” 2009.
17. CANDEA, N.V., DINU, M. O ., POPESCU R, . Cercetari privid influenta preincalzirii si a
vitezelor de racire la matritele de prelucrari la c ald din MoCrNi15 si VCrW85, in vederea
incarcarii prin sudare, Metalurgia International 20 10, vol 22.
20. DEHELEAN, D., Tehnologia sud ării prin topire, Editura Sudura, Timi șoara, 1997.
21. DIMA, A., Agregate și instala Ńii Termice-metalurgice, vol I, II, Institutul Polit ehnic Ia și,
1986.
22 . DINU, M. O., "Stadiul actual privind influen Ńa vibratilor mecanice si acustice asupra
tensiunilor remanente din structurile metalice suda te ", Referat doctorat, Universitatea
Transilvania Brasov, 1997,
23. INU, M. O., Studii si cercet ări privind detensionarea elementelor de construc Ńii metalice
sudate cu ajutorul vibra Ńiilor ultraacustice și posibilitatea implement ării de noi tehnologii de
detensionare, Referat doctorat, Universitatea Trans ilvania Brasov, 1999.
24. DINU, M. O., POPESCU R., M. s.a Theoretical Researches Regarding the Determinationof
Mechanical Characteristics of low Carbon Steel Weld ed Joint, Buletinul Universitatii Gh.
Asachi Iasi, Tom IV, (LIX), fascicolul 4 “Stiinta s i ingineria materialelor” 2009.
25. DINU, M. O., POPESCU R., M. s.a Hardnes and Metallographic Struc ture for low Carbon
Sttel, Butt Welding Using Ultrasounds During Molten bath Solidification, Buletinul
Universitatii Gh. Asachi Iasi, Tom IV, (LIX), fasci colul 4 “Stiinta si ingineria materialelor”
2009.
26. DINU, M. O., POPESCU R., M. s.a. cercetari experimentale privind starea de tensiuni
interne la imbinari sudate cap la cap sub strat de flux folosind pentru detensionare o sursa de
ultrasunete, Metalurgia International 2010.
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
58
27. DR ĂGAN O. – "Ultrasunete de mari energii", Editura Aca demiei, Bucure ști, 1983.
30. DUMITRACHE C, COMANDAR C, BÂRS ĂNESCU P., ZDRU M.,
BĂRH ĂLESCU M. "Determining Weld Induced Residual Stresse s by the Hole-Drilling Strain-
Gage Method", the Romanian-Japanese Workshop on Fra cture, and Damage Mechanics and
Experimental Mechanics in Marine Engineering, Const anta, iunie, 1999.
33. FIRE łEANU V.,GHINEA M.- "Matlab. Calcul numeric. Grafic ă. Aplica Ńii" Editura Teora,
Bucure ști, 1995.
35. GOLDE HANS-DIETER – "Ultrasonic Metal Welding – Principles and applications of high-
grade bonding technology" STAPLA Ultraschall-Techni k GmgH, Germania 1995.
38. HOPULELE I., LEON D., AMARIEI N., ȘTEFAN M – "Un nou model matematic de
analizare și de optimizare a proceselor de detensionare termic ă" Timi șoara, 1993.
39. HORNBACH D., PREVEY P. – 'Tensile Residual Stre sses Fields produced in Austenitic
Alloy Welments" energy Week Conference, January 28- 30, 1997, Houston, Texas, ASME
International.
42. KUNIHIKO SATOH, MASAO TOYODA, YOSHIKAZU SUITA, MASABUMI
TANAKA, TOSHIO HIRANO – "Controlling Parameters of Residual Stresses and Deformation
in Welding Thin Cylindrical Shells" Quarterly Journ al of the Japan Welding Society, nr. 3,
1984, pag. 135-141.
44. LARIONESCU D. – "Metode numerice" Editura Tehni c ă, Bucure ști, 1989.
46. LUCA V., PISU M., F ĂTU S. – "Cercet ări privind detensionarea electromagnetic ă a
îmbin ărilor sudate sub strat de flux", Revista "Sudura", nr. 3,1997, pag. 34-38. ,
47. LUCAS B., VERHAEGHE G., LEGGATT R., MATHERS G. "Distorsion- Preventing by
pre-setting, pre-bending or use of restraint", TWI- World Centre for Materials Joining
Technology, 26 May 1998, e-mail: http://www.twi.co.uk .
48. MACHEDON P.,T., Materiale si tratamente termice pentru structuri sudate, Ed. Lux Libris,
Brasov 1996.
50. MICLO ȘI V.,SCOROBE łIU L. – "Bazele proceselor de sudare", Editura Dida ctic ă și
Pedagogic ă, Bucure ști, 1993.
52. MOCANU D., BÂRS ĂNESCU – "Considera Ńii critice asupra metodelor nedistructive pentru
înl ăturarea tensiunilor remanente", lucr ările Seminarului "Detensionarea prin vibra Ńii", mai,
1987.
54. MOCANU D., ș. a. – "Analiza experimental ă a tensiunilor", vol. II, Editura Tehnic ă
Bucure ști, 1977.
58. NATH, G., SCOROBE łIU, L., DINU M., O .: Thermal cycles produced in the zone
thermally influenced by different loading by weldin g procedures of moulds steel VCrW85 and
MoCrNi15, International Conference, “ NH ЖeHePHO ΠPOEKT ИPAHE ” 3 november 2009
Sofia, Bulgaria. ISSN -1313-7530
62. POPA B., VINTILÀ C. – "Transfer de c ăldur ă în procesele industriale", Editura Dacia, Cluj,
1975.
63. POPESCU N-, GHEORGHE C, POPESCU O. – Tratamente termice
neconven Ńionale", Editura Tehnic ă, Bucure ști, 1990.
64. POSTOLACHE M. – "Metode numerice" Editura Siriu s, Bucure ști, 1994.
67. RUMELHART, C, BAHUAUD, J. – "Contribution a l'a nalyse des contraintes résiduelles par
la méthode du trou et la rossette" – Rev. Française de Mécanique, nr. 33, 1970, pg. 47-68.
69. SAFTA, V., SAFTA, I. Încerc ări tehnologice și de rezisten Ńă ale îmbin ărilor sudate sau
lipite, Ed. Sudura, Timi șoara, 2006.
70. SCHEFFEL M., ȘTIUC Ă P. – "Dispozitive cu ultrasunete" , vol. I, II, Ed itura Tehnic ă,
Bucure ști, 1989.
71. SCHNEIDER E. "Nondestructive Analysis of Stress States in Components using
Micromagnetic and Ultrasonic Techniques. An Overvie w", Table of Contents ECNDT'98,
Session: Materials Characterization, November 1998, voi. 3, no. 11.
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
59
72. SENCHETRU D., POPESCU R., DINU. M., O . Experimental determinations concerning
quality and quantity determination of the fumes res ulted from manual welding with coated
electrodes, Bulletin of the Transilvania University of Brasov, vol. 2 (51) seria I-a “Engineering
Sience” 2009.
74. SILVIU DARIE – "Vibratoare electrice", Editura tehnic ă, Bucure ști, 1987.
80. TEODORESCU C, MOCANU D, BUGA M. – "îmbin ări sudate", Ed. Tehnic ă, Bucure ști,
1972.
81. THEINER, W. A. – "Micromagnetic Techniques. Str uctural and Residual Stress Analysis by
Nondestructive Methods"; V. Hauk (ed) Elsevier Scie nce B. V. Amsterdam, pg. 564-589,1997.
82. TIITTO, S. – "Magnetic Methods. Handbook of Mea surement of Residual Stresses";
83. J. Lu (ed) Society for Experimental Mechanics; The Fairmont Press Inc Lilburn, pg. 176-
224, 1996.
84. łIEREAN M.H. Analiza avariilor structurilor sudate U niversiatea Transilvania Brasov
1996.
88. YOSH1YASU ITOH, KOHSOKU NAGATA, TETSU YANUKI an d TADAO MORI –
'Transient Thermal Stresses and Residual Stresses o f 13Cr Cast Steels during Welding",
Quaurterly Journal of the Japan Welding Society, nr . 2, 1984, pag. 150-156.
90. ZEN-ICHI MURAKAMI, MINORU NISHIDA, KATSUSHI MIN AKUCHI, MASAKI
WATANABE, AKIRO KUBOTA – "A study on Residual Stres s Reduction Method of Weld
Joint by Explosure Treatment", Quaterly Journal of the Japan Welding Society, nr. 3 1990, pag.
120-125.
91. ZGUR Ă, D., R ĂILEANU, L – 'Tehnologia sud ării prin topire", Editura Didactic ă și
pedagogic ă, Bucure ști, 1983.
93.*** ASTM E837-92 – "Standard Test Method for Det ermining Residual Stresses by the
Hole-Drilling Strain-Gage Method" și ASTM E915-85 "Method for Verifying the Alignment of
X-Ray Diffraction Instrumentation for Residual Stre ss Measurement".
94.*** ASTM E915-85 – "Method for Verifying the Ali gnment of X-Ray Diffraction
Instrumentation for Residual Stress Measurement".
95.*** MEASUREMENTS GROUP VISHAY, TECH NOTE, TN-503 -3 – "Measurement of
Residual Stresses by the Hole-Drilling Strain Gage Method".
100.*** SR EN 1043-1/1997, Incercari distructive al e imbinarilor sudate din materiale metalice.
Incercarea de duritate. Partea 1. Incercarea de dur itate a imbinarilor sudate cu arc electric;
101.*** SR EN 875/1997, Incercari distructive ale imbinarilor sudate din materiale metalice.
Incercarea la incovoiere prin soc. Pozitia epruvete i, orientarea crestaturii si examinare
102.*** SR EN 876 /1997, Incercari distructive al e imbinarilor sudate din materiale metalice.
Incercarea la tractiunea longitudinala a metalului depus din imbinarile sudate prin topire
105.*** EN 12062: 1997, Non-Destructive Examination of Welds – General Rules for Metallic
Materials
107.*** EN ISO 6507 – "Incerc ările metalelor. încercarea de microduritate Vickers ".
108.*** REGISTRUL NAVAL ROMÂN – "Reguli pentru clas ificarea și construc Ńia navelor
maritime, 1990", Partea a XIII-a, Materiale, Partea a XlV-a, Sudarea.
109*** Institutul Na Ńional de Informare Documentar ă – "Detensionarea sudurilor prin înc ălzire
cu curen Ńi de frecven Ńă industrial ă", Culegere de material documentar, Bucure ști, 1961.
110.*** Magnetic Processing Systems, INC, "Pulsed M agnetic Treatment. Overview"
http://magneticprocessing.com/pmtovr.htm .
111.*** "Tratamientos posteriores a la soldadura de recipientes a presión de
acero.Situación actual", Revista de soldadura, Madr id, nr.11 ,1985, pag. 146-152.
112.*** ULTRASONICS "United States Patent Office no . 3274033" Patented
September, 20,1966.
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
60
CURRICULUM VITAE
Date personale
Data nasterii: 25 octombrie 1981
Nationalitatea: Romana
Cetatenia: Romana,
Starea civila: casatorit, fara copii
Instruire
1995 – 2000 –Liceul Hidromecanica, Profil Informat ica
2000 – 2005 – Universitatea „Transilvania” din Bra sov, Facultatea Stiinta si
Ingineria Materialelor , Sectia UTS
2005 – 2007 – Universitatea „Transilvania” din Bra sov, Facultatea Stiinta si
Ingineria Materialelor – Masterat
Detalii de cariera – Experienta
• 2007 – 2009 : director Tehnic, S.C. Dinometal Prod S.R.L
• 2005 – 2007: Inginer, S.C. Dinometal S.A.
Activitatea știin Ńific ă
Articole la sesiuni de comunic ări știin Ńifice – 6
Limbi straine cunoscute
englez ă
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
61
CURRICULUM VITAE
Personal information:
Birthdate: October 25, 1981
Nationality: Romanian
Citizenship: Romanian,
Married, no children
.
Education:
1995 – 2000, High School Hidromecanica, Profile Inf ormatics
2000 – 2005 – Transylvania University of Brasov, Co llege of Materials Science and
Engineering, Department UTS
2005 – 2007 – Transylvania University of Brasov, Co llege of Materials Science and
Engineering – Master
Employment History & Experience
• 2007 – 2009: Technical Director, s.c. Prod DINOME TAL S.R.L
• 2005 – 2007: Engineer, s.c. DINOMETAL S.A.
Scientific actyviti:
Articles for scientific communication sessions – 6
Kwon foreign languages:
CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR
PENTRU MARIREA CALITATII IMBINARII SUDATE
– REZUMAT TEZ Ă DE DOCTORAT – pag.
62
English
Copyright Notice
© Licențiada.org respectă drepturile de proprietate intelectuală și așteaptă ca toți utilizatorii să facă același lucru. Dacă consideri că un conținut de pe site încalcă drepturile tale de autor, te rugăm să trimiți o notificare DMCA.
Acest articol: CERCETARI TEORETICE SI EXPERIMENTALE PRIVIND UTILIZ AREA ULTRASUNETELOR [600665] (ID: 600665)
Dacă considerați că acest conținut vă încalcă drepturile de autor, vă rugăm să depuneți o cerere pe pagina noastră Copyright Takedown.