Electrozi Pentru Sudare Prin Presiune In Puncte din Materiale Compozite
Electrozi pentru sudare prin presiune în puncte din materiale compozite
ARGUMENT
Materialele compozite reprezintă o clasă nouă de materiale cu mare importanță tehnologică și ale căror aplicații cunosc în prezent o dezvoltare intensă în mai multe domenii.
Materialele compozite constituie o soluție tot mai des adoptată în realizarea structurilor performante, cu aplicabilitate în toate ramurile industriale. Implementarea acestora în diverse domenii, ca alternative avantajoase ale materialelor clasice, sau pentru obținerea de noi aplicații, altfel greu sau imposibil de realizat, ridică însă și o serie de probleme generate de structura deosebit de complexă a acestora și de posibilitățile de obținere, de comportamentul încă insuficient cunoscut la diverse solicitări.
Datorită caracteristicilor lor deosebite, materialele compozite au numeroase aplicații în diverse domenii, cum ar fi: construcția structurilor aerospațiale și aeronautice, construcția de mașini, automobile și nave, medicină, chimie, electronică și energetică, bunuri de larg consum, optică etc.
Datorită numeroaselor domenii de apicație, este necesară folosirea unei metode speciale de sudare a acestor materiale, și anume sudarea electrică prin presiune.
Deși sudarea electrică prin presiune se aplică pe o scară tot mai largă, începe căutarea unor soluții mai avantajoase de folosire a energiei electrice,
Introducere
Proliferarea și diversificarea materialelor compozite
Materialele compozite au fost folosite cu mult înainte de a fi fost definite (piatra, lemnul, iar mai târziu, dar cu peste o sută de ani în urmă, betonul).
Au trecut aproape 60 de ani de când materialele plastice armate cu fibre de sticlă au fost utilizate pentru prima oară datorită calităților lor deosebite în comparație cu ale materialelor clasice.
Performanțele tot mai înalte cerute structurilor de rezistență în general, dar mai ales celor destinate aeronauticii și aplicațiilor militare, impun acestora condiții foarte severe în timpul funcționării.
În general, prioritare sunt considerentele aerodinamice de optimizare funcțională a profilelor structurilor aeronautice și satisfacerea condițiilor restrictive legate de: rezistențe mecanice deosebite într-un interval larg de valori ale temperaturii ambientale, vibrații, rezistență la oboseală, rigiditate, greutate minimă și fiabilitate maximă.
Ca urmare, apar tot mai frecvent situații în care materialele tradiționale nu pot satisface în totalitate multitudinea restricțiilor menționate iar cum configurația geometrică a structurilor este în general impusă, singura pârghie unde se poate acționa, rămâne cea a utilizării de materiale noi, cu calități deosebite.
Pentru o structură mecanică cu configurație geometrică și condiții de lucru cunoscute, este necesar să se proiecteze și să se realizeze materialul adecvat din care aceasta să fie confecționată.
Au apărut astfel materialele compozite, care sunt o nouă clasă de materiale ce prezintă o mare importanță tehnologică și ale căror aplicații cunosc în prezent o dezvoltare intensă în mai multe domenii.
Materialele compozite fac parte din categoria „noilor materiale” și sunt create special pentru a răspunde unor exigențe deosebite în ceea ce privește:
– rezistența mecanică și rigiditatea;
– rezistența la coroziune;
– rezistența la acțiunea agenților chimici;
– greutatea scăzută;
– stabilitatea dimensională;
– rezistența la solicitări variabile, la șoc și la uzură;
– proprietățile izolatoare și estetica.
Principalul avantaj al acestor materiale este raportul ridicat între rezistența și greutatea lor volumică.
Materialele compozite constituie o soluție tot mai des adoptată în realizarea structurilor performante, cu aplicabilitate în toate ramurile industriale. Implementarea acestora în diverse domenii, ca alternative avantajoase ale materialelor clasice, sau pentru obținerea de noi aplicații, altfel greu sau imposibil de realizat, ridică însă și o serie de probleme generate de structura deosebit de complexă a acestora și de posibilitățile de obținere, de comportamentul încă insuficient cunoscut la diverse solicitări.
Clasificarea materialelor compozite
Materialele compozite suscită din partea specialiștilor din cercetare, învățământ și producție un interes crescând, interesând mai ales comportarea lor în diferite condiții de exploatare (solicitări mecanice simple sau complexe și acțiunea mediului).
Materialele compozite se definesc ca fiind sisteme de corpuri solide, deformabile, obținute prin combinații la scară macroscopică ale mai multor materiale.
R. M. Jones clasifică materialele compozite astfel:
-materiale compozite fibroase, obținute din materiale sub formă de fibre, introduse într-un material de bază numit matrice;
-materiale compozite laminate, rezultând din straturi suprapuse din diferite materiale;
-materiale compozite speciale, alcătuite din particule introduse în matrice.
N. Cristescu prezintă o altă clasificare a materialelor compozite:
-materiale compozite armate cu fibre (fibroase) – fibre lungi plasate într-un aranjament prestabilit sau fibre scurte plasate aleatoriu;
-materiale compozite hibride, alcătuite din mai multe fibre;
-materiale compozite stratificate, realizate din mai multe straturi, lipite între ele;
-materiale compozite armate cu particule.
Deși există și factori care pot opri folosirea pe scară largă a materialelor compozite (costuri ridicate, programe de cercetare complicate, lipsa standardelor de testare etc.) totuși, având în vedere avantajele create de utilizarea acestor materiale, se va constata, la nivel mondial, o sporire considerabilă a aplicațiilor realizate din materiale compozite.
Perspectiva folosirii pe scară largă a unor asemenea materiale în România impune efectuarea unor cercetări care să completeze informațiile accesibile din literatura de specialitate.
Sudarea electrică prin presiune în puncte
Principiul sudării electrice prin presiune în puncte
Sudarea în puncte este un procedeu de sudare electrică prin presiune prin conducție a două sau mai multe piese suprapuse, strânse între doi electrozi de contact și care se realizează între suprafețele de contact, în locurile prin care trece curentul electric (figura 2.1).
Fig. 2.1 Schema de principiu a sudării în puncte distincte
1 – piesele de sudat; 2 – electrozi de contact; 3 – sursa de sudare; 4 – punct de sudură; 5 – ZITM
Fig. 2.2 Comparație între diferite tipuri de îmbinări ale tablelor
a – îmbinare prin șuruburi; b – îmbinare prin nituri; c – îmbinare prin sudere în puncte
Punctul de sudură care se obține este de formă lenticulară și se formează în planul de separație al componentelor de sudat.
Punctul de sudură realizează o îmbinare nedemontabilă între piesele de sudat, înlocuind cu succes celelalte tipuri de îmbinări, respectiv, prin șuruburi (figura 2.2 a) sau prin nituire (figura 2.2 b).
După poziția electrozilor de contact se deosebesc două tipuri de sudare, electrică prin presiune în puncte, respectiv:
Suderea directă în puncte. Principiul de lucru este cel prezentat în figura 2.1, unde componentele sunt srânse între electrozii de contact (2) cu o forță (F), care sunt conectați la sursa de curent (3), ce furnizează un curent de intensitate ridicată (de ordinul miilor de amperi) și tensiune mică (de ordinul volților);
Sudarea indirectă în puncte, numită și sudare în puncte pe o singură parte, la care se utilizează un electrod ascuțit (electrod activ) pentru realizarea punctului de sudură și un al doilea electrod cu suprafața de contact mărită și este dispus de aceeași parte cu primul și prin intermeiul căruia se realizează închiderea circuirului electric (figura 2.3). În acest caz piesele sunt așezate pe un suport (5), puntul de sudat obținânde-se, în principiu în același mod ca și în cazul precedent.
Figura 2.3 Schema de principiu a sudării în puncte indirecte
1 – piesele d sudat; 2 – electrosi de contact; 3 – sursa de sudare; 4 – punct de sudură; 5 – masă cu suport din Cu pentru închiderea circuitului electric; 6 – ZITM
În ambele cazuri, curentul de sudare Is trece prin piese, concentrându-se în coloana de metal cuprinsă între vărfurile electrozilor. Ca urmare a efectului Joule, masa de metal dintre electrozii de contact se comporta ca o rezitență electrică și se încălzește. În prima fază, încălzirea se va produce în zona de contact dintre componente, unde rezistența opusă la trecerea curentului este mai mare. Sub acțiunea forței de strângere, piesele vin în contact tot mai apropiat și se produce încălzirea întregii coloane de metal.
La întreruperea curentului de sudare, nucleul topit se va solidifica, formând punctul de sudură.
Rezistența de contact între piese iși pierde din importanță pe măsura încălzirii pieselor și în această situație rolul primordial în formarea nucleului topit între piese îl preia efectul răcirii electroziilor.
O operație simplă de sudare prin presiune în puncte necesită parcurgerea următoarelor faze (figura 2.4)
introducerea componentelor de sudat suprapuse între electrozii de contact, în poziția necesară;
coborârea electrodului de contact superior și strângerea componentelor între cei doi electrozi cu forța F;
conecterea curentului de sudare pentru un timp determinat, care duce la inițierea și dezvoltarea nucleului topit (sudarea);
întreruperea curentului de sudare și solidificarea nucleului topit sub acțiunea forței de strângere F (forjarea)
ridicarea electrodului de contact superior și retragerea componentelor, urmând ca succesiunea fazelor sa se repete pentru un alt punct de sudură.
Fig. 2.4 Fazele operațiilor la sudarea în puncte
Diagrama prezentată în figura 2.4 reprezintă un ciclu de sudare, în care forța de sudare și intensitatea curentului de sudare au valori constante în timp. Acesta este ciclul elementar de sudare prin presiune în puncte. În realitate, în funție de mai mulți factori, există o multitudine de moduri de execuție a unei suduri, atât cu forța variabilă cât și cu curent de sudare variabil.
Formarea punctului de sudură
Rezultatul sudării este îmbinarea componentelor într-un punct sau mai multe puncte de sudură. Formarea punctului de sudură cuprinde, în esență, trei procese distincte, care se produc concomitent și se intercondiționează reciproc:
procesul electric;
procesul metalurgic;
procesul mecanic.
Procesul electric al formării punctului de sudură
Procesul electric se produce ca urmare a trecerii curentului electric de sudare prin piesele de sudat și mai exact, prin coloana de metal cuprinsă între vârfurile electrozilor de contact, în urma căruia, prin efectul Joule, se degajă o anumită cantitate de căldură.
Această cantitate se poate exprima metematic printr-o relatie de calcul:
(2.1)
unde: Q reprezintă cantitatea de căldură degajată; R este rezistența electrică totală ce intervine în zona de sudare []; Is intensitatea curentului de sudare [A]; iar t timpul de trecere a curentului de sudare [sec].
Rezistența de contact
Indiferent de modul de prelucrare, suprafețele metalice ale componentelor nu sunt perfect plane, ci reprezintă o anumită rugozitate, mai mare sau mai mică.
Teoretic, suprafața de contact este dată de ralația:
A=(π∙d^2)/4 (2.2)
Rezistența electrică la sudarea în puncte reprezintă de fapt o însumare de mai multe rezistențe (figura 2.5) rezistența de contact dintre componente Rc; rezistența proprie a componentelor Rp (doar partea de metal ce este străbătută de curentul electric); rezistența de contact dintre electrozii de contact și suprafața componentelor R’c.
Fig. 2.5 Rezistențele de contact la sudarea electrică prin presiune
R’ c – rezistența de contact electrod-piesă;
Rc – rezistența de contact dintre piese;
Rp – rezistența proprie a componentelor
Rezistența oângere F (forjarea)
ridicarea electrodului de contact superior și retragerea componentelor, urmând ca succesiunea fazelor sa se repete pentru un alt punct de sudură.
Fig. 2.4 Fazele operațiilor la sudarea în puncte
Diagrama prezentată în figura 2.4 reprezintă un ciclu de sudare, în care forța de sudare și intensitatea curentului de sudare au valori constante în timp. Acesta este ciclul elementar de sudare prin presiune în puncte. În realitate, în funție de mai mulți factori, există o multitudine de moduri de execuție a unei suduri, atât cu forța variabilă cât și cu curent de sudare variabil.
Formarea punctului de sudură
Rezultatul sudării este îmbinarea componentelor într-un punct sau mai multe puncte de sudură. Formarea punctului de sudură cuprinde, în esență, trei procese distincte, care se produc concomitent și se intercondiționează reciproc:
procesul electric;
procesul metalurgic;
procesul mecanic.
Procesul electric al formării punctului de sudură
Procesul electric se produce ca urmare a trecerii curentului electric de sudare prin piesele de sudat și mai exact, prin coloana de metal cuprinsă între vârfurile electrozilor de contact, în urma căruia, prin efectul Joule, se degajă o anumită cantitate de căldură.
Această cantitate se poate exprima metematic printr-o relatie de calcul:
(2.1)
unde: Q reprezintă cantitatea de căldură degajată; R este rezistența electrică totală ce intervine în zona de sudare []; Is intensitatea curentului de sudare [A]; iar t timpul de trecere a curentului de sudare [sec].
Rezistența de contact
Indiferent de modul de prelucrare, suprafețele metalice ale componentelor nu sunt perfect plane, ci reprezintă o anumită rugozitate, mai mare sau mai mică.
Teoretic, suprafața de contact este dată de ralația:
A=(π∙d^2)/4 (2.2)
Rezistența electrică la sudarea în puncte reprezintă de fapt o însumare de mai multe rezistențe (figura 2.5) rezistența de contact dintre componente Rc; rezistența proprie a componentelor Rp (doar partea de metal ce este străbătută de curentul electric); rezistența de contact dintre electrozii de contact și suprafața componentelor R’c.
Fig. 2.5 Rezistențele de contact la sudarea electrică prin presiune
R’ c – rezistența de contact electrod-piesă;
Rc – rezistența de contact dintre piese;
Rp – rezistența proprie a componentelor
Rezistența opusă trecerii curentului electric datorită concentrării liniilor de curent printr-un număr de zone în contact și prezenței oxizilor sau impuritățiilor pe suprafețele metalice, formează rezistența de contact. Aceasta are rol primordial în localizarea și formarea puntului de sudură.
Astfel, în cazul sudării în puncte, curentul de sudare întâmpină o rezistență mai mare în zona de contact dintre componente, față de rezistența opusă de coloana de metal (2 · Rp) cuprinsă între cei doi electrozi și rezistențele lor (2 · R’ p) între suprafața componentelor și vârfurile electrozilor.
Rezistența proprie a componentelor de sudat
Această rezistența proprie a componentelor poate fi determinată plecând de la ipoteza că o placă de grosime s se află în contact cu doi electrozi de diametrul de, iar curentul străbate placa prin porțiunea cuprinsă între vârfurile electrozilor. În cazul unor electrozi tronconici, porțiunea străbătută de curent este un cilindru cu diametrul bazei de și înălimea s. În acest caz rezistența se va calcula astfel:
(2.3)
Rolul rezistențelor electrice la formarea punctului de sudură
O dată cu încălzirea materalului dintre electrozi, crește și rezistivitatea materialului de sudat. Căldura începe să se dezvolte mai rapid în interiorul componentelor, rolul rezistenței Rc devenind neglijabil. Din studiile efectuate, rezultă faptul că, rezistența proprie a materialului joacă un rol principal în degajarea căldurii, partea generată de rezistența de contact nefiind mai mare de 10% din căldura totală consumată în procesul de sudare.
Câmpul termic la sudarea în puncte
Studiul teoretic al câmpului termic la sudarea în puncte întâmpină dificultăți din cauza caracterului spațial al câmpului și numărului mare de factori care influențează procesul termic. Studiul experimental poate fi făcut prin măsurarea temperaturii atinse în diferite locuri ale îmbinării, cu ajutorul unor termocuple introduse prin orificii fine în zonele dorite în electrozii de contact sau în piesele sudate. Creșterea câmpului termic la sudare permite calculul cantității de căldură necesară la sudare Q, care va fi:
Q = Q1 + Q2 + Q3 + Q4 (2.4)
în care:
Q1 este căldura necesară încălzirii coloanei de metal cuprinse între electrozii de contact;
Q2 căldura absorbită de metalul din jurul coloanei centrale ( din ZITM );
Q3 căldura transmisă electroziilor;
Q4 căldura cedată mediului ambiant prin suprafața pieselor supuse sudării; datorită timpilor foarte scurți de sudare, această căldură poate fi neglijabilă, deci Q4 = 0.
Procesul metalurgic al formării punctului de sudură
Sudarea în puncte, sub aspectul metalurgic, constă în aducerea materialului la temperatura de topire, urmată apoi de o răcire a unui volum determinat de metal situat la contactul dintre componentele care se sudează.
Perioada de încălzire corespunde perioadei de trecere a curentului de sudare prin componentele de sudat. Ca rezultat al acțiunii comune de încălzire și cedare a căldurii, înaintea apariției unei faze lichide, se formează între componentele de sudat un nucleu cu grăunți cristalini comuni, care cuprinde atomi ai ambelor componente. În figura 2.6 este reprezentată schematic variația temperaturii în jurul nucleului topit, în cazul sudării a două table din oțel moale. În fâșia A centrală se găsește nucleul topit, în jurul căruia temperatură este inferioară temperaturii de topire. Temperatura în fâșia B este mult superioară temperaturii de transformare critică; în fâșia C temperatura atinge aproape temperatura critică; fâșia D este adusă la o temperatură inferioară temperaturii critice, iar fâșia E este rămăsă la temperatura ambiantă.
Fig. 2.6. Repartiția ZITM în jurul nucleului topit
Răcirea poate avea loc în două moduri diferite:
Nucleul se răcește liber, forța de apăsare aplicată se intrerupe o dată cu întreruperea curentului de sudare;
Nucleul se răcește cu menținerea forței de apăsare a unui anumit timp după imtreruperea curentului de sudare.
Procesul mecanic al formării punctului de sudură
Procesul mecanic la sudarea prin presiune este prezentat prin acțiunea forței de apăsare în timpul operației de sudare. În decursul unui ciclu de sudare, există trei faze consecutive de acționare a forței de apăsare: prinderea componentelor în vederea sudării, sudarea propriu-zisă sub efectul forței și forjarea (tratamentul sudurii).
În prima fază, forța de apăsare are rolul de a apropia componentele una de cealaltă și de a realiza un contact cât mai intim între ele, în locul în care trebuie efectuat punctul de sudură. La alegerea forței, în această fază, trebuie să se țină seama de faptul că tablele nu sunt întotdeauna perfect plane și deci ele trebuie deformate spre a ajunge în contact (figura 2.7 a).
În faza a doua, în timpul trecerii curentului de sudare, forța de apăsare aplicată electroziilor de contact produce o deformare plastică a suprafeței cuprinsă între aceștia. Concomitent se produc dilatări (2.7 b) ale zonelor încălzite, care parțial sunt anihilate de forța de apăsare.
2.7 Fenomenele ce au loc în timpul sudării în puncte
În ultima fază, când deja este format nucleul topit și începe să se solidifice, se produc contracții (figura 2.7 c) ale metalului lichid. Prin menținerea forței de apăsare (de obicei mărită) după întreruperea curentului de sudare se realizează forjarea punctului de sudură cald, îmbunătățindu-i proprietățiile mecanice. La sudarea materialelor mai groase prin efectul de presare se evită formarea retasurilor și porilor. Totodată, amprentele (figura 2.7 d) lăsate de electrozi în piese cresc.
Adâncimea admisă a acestora este, în general:
Δ = ( 0,1…0,15 ) · s (2.5)
Parametrii regimului de sudare în puncte
Parametrii regimului de sudare sunt acele mărimi pe care sudorul le poate regla de la panoul de comandă și anume: intensitatea curentului de sudare Is [A], timpul de sudare sau durata conectării curentului de sudare ts [sec sau perioade] și forța de apăsare aplicată electrozilor de contact F [N].
În afară de parametrii menționați, calitatea sudurii este influențează și de factori tehnologici: grosimea materialului, diametrul la vârf al electroziilor de contact, calitatea suprafețelor componentelor de sudat, precum și factori constructivi: influența circuitului secundar și a masei magnetice introdusă între brațele instalației de sudat, etc.
Intensitatea curentului de sudare (Is)
După cum s-a arătat anterior, cantitatea de căldură dezvoltată prin trecerea curentului de sudare este proporționala cu complexul de rezistențe R, cu pătratul intensității curentului de sudare Is și cu timpul de trecere a curentului de sudare ts. Aceștia se intercondiționează reciproc adică la o intensitate de curent dată corespunde un timp determinat, existând un mare număr de combinații care dau aceeași valoare a lui :
(2.6)
(2.7)
(2.8)
…
(2.9)
Există o intensitate a curentului minimă, Imin, sub care formarea punctului de sudură nu este posibilă. Valoarea minimă a intensităii curentului, este aceea, la care cantitatea de căldură dezvoltată în zona de sudare este superioară pierderilor de căldură, prin conducție și radiație, prin componente.
Pentru fiecare caz în parte de sudare în puncte, cu dimensiuni date ale punctului și cu o valoare determinată a forței de strângere se poate trasa o diagramă, care dă relația între intensitatea curentului de sudare Is și timpul de sudare ts. (figura 2.8).
Fig. 2.8. Diagrama de sudabilitate la sudarea în puncte
Curbele Is= f(ts) pentru pentru F=constant, după cum se vede din figură, delimitează trei zone caracteristice:
zona A, în care energia termică necesară pentru sudare este insuficientă, corespunde domeniului sudurilor în stare solidă;
zona B, corespunde unei combinații a parametriilot Is și ts care asigură o calitate bună punctelor de sudură (zona de sudabilitate);
zona C, în care energia termică este mai mare decât cea necesară, este o zonă de supraîncălzire și de împroșcare de metal topit.
Pentru un curent Is, inferior curentului Imin, sudarea nu poate avea loc, indiferent de valoarea timpului ts. Componentele se încălzesc, dar căldura dezvoltată se disipă în ele pe măsură ce se produce. Pentru o intensitate I2, superioară lui I1, la timpii t1, t2, t3, t4, nu se produce o topire în locul de îmbinare. După timpul t5 temperatura crește și punctul se formează odată cu creșterea timpului de la t5 la t7. La o intensitate de curent I3 superioara lui I2, temperatura de topire este atinsă după un timp t2 inferior lui t5.
Curentul de sudare necesar crește odata cu grosimea componentelor de sudat. O valoare orientativă pentru intensitatea curentului Is, (în A) la sudarea unor table din oțel cu preponderent redus de carbon, cu grosime s (în mm), se poate stabilii cu relația:
(2.10)
În scopul obținerii unor puncte de sudare de calitate, densitatea curentului de sudare trebuie să fie cu atât mai mare cu cât următoarele mărimi au valori mici:
rezistența de contact dintre piese;
rezistența electrică a materialului pieselor cuprinse între vârfurile electrozilor, ce depinde de rezistivitatea și grosimea componentelor;
timpul de sudare;
randamentul procesului de sudare, care la rândul lui depinde de conductibilitatea termică și grosimea componentelor.
În general densitatea de curent trebuie să fie mai mare la sudarea tablelor subțiri, comparativ cu sudarea tablelor groase.
Tabelul 2.1
Timpul de sudare (ts)
Se obișnuiește ca la reglarea timpului de sudare, acesta să se calculeze în perioade. Pe măsura creșterii timpului de trecere a curentului de sudare, crește și diametrul punctului sudat, obținerea diametrului dorit putându-se realiza într-un timp mai scurt în funcție de valoarea timpului de sudare. Acest lucru este arătat în figura 2.9
Fig. 2.9 Variația diametrului punctului de sudură dp cu timpul de sudare ts
Pentru un timp de trecere a curentului t1, foarte scurt, nu se formează nici un punct de sudură, chiar dacă se folosește curentul I6. Pentru timpii t2 și t3, se constată formarea unui punct de sudură din ce în ce mai mare, iar pentru timpii t4, t5, t6 diametrul practic se stabilizează.
Forța de apăsare (F)
Împreună cu cei doi parametri, forța de apăsare este la fel de importantă în formarea punctului de sudură, din cauza influenței asupra localizării punctului și a rezistenței de contact. La un regim dur de sudare, datorită extinderii mai reduse a zonei încălzite, forța de apăsare trebuie să fie de 1,5..2 ori mai mare decât în regim moale. Forța de apăsare poate fi calculată în funcție de presinea specifică p [MPa] necesară realizării deformării plastice și secțiunea punctului de sudat, recomandându-se valorile: 7-12 MPa pentru oțel carbon cu conținut redus de carbon; 13-25 MPa pentru oțel aliat inoxidabil; 8-25 MPa pentru aluminiu și aliajele sale.
Tipuri de regimuri de sudare în puncte
În funcție de caracteristicile materialului de sudat se pot obține puncte de sudură cu aceeași rezistență mecanică, folosind diferite combinații ale parametriilor regimului de sudare. Pentru valori ale intensității curentului egale sau ceva superioare intensității minime de sudare, timpul de sudare trebuie să fie foarte lung. În acest caz sudarea se produce lent, corespunzător unui regim de sudare moale. Pentru valoriale intensității curentului mult superioare intensității minime de sudare, timpul de sudare este foarte scurt ceea ce corespunde unui regim de sudare dur.
În cazul regimului dur, numai zona punctului de sudură este adusă la o temperatură ridicată, sudarea terminându-se înainte ca suprafața elementelor de sudat în contact cu electrozii să atingă o temperatură ridicată. Ca atare, capetele electrozilor sunt menținute la o temperatură scăzută păstrându-se la valoare inițială duritatea și diametrul la vârf. Densitatea de curent rămâne astfel constantă, asidurându-se o bună repetabilitate a valorii rezistenței punctelor sudate.
În cazul regimului moale, se încălzește un volum mare de metal, care depășește zona punctului de sudură, iar electrozii în contact cu metalul în stare plastică lasă în componentele de sudat amprente adânci.
În figura 2.10 este reprezentată forma punctului sudat obținut cu un regim dur și cu un regim moale de sudare.
Fig. 2.10 Dimensiunile punctului de sudură în funcție de tipul regimului de sudare
Din compararea dimensiunilor punctelor obținute cu cele două regimuri de sudare rezultă:
d1>d2, ceea ce înseamnă că rezistența la forfecare a punctului sudat cu regimul dur este mai mare decât a celui obținut cu un regim moale de sudare;
h1<h2 ca atare la regimul moale se obține mai mult metal topit, deci mai multă structură dendritică, care este mai fragilă și mai puțin rezistentă; la regimul dur h1 aproximativ 0,3 H, iar la regimul moale h2 aproximativ 0,9 H.
Alegerea între regimurile de sudare moi și cele dure se face de la caz la caz, ținându-se seama de particularitățiile lor, de condițiile punctului de sudat.
Avantajul principal al regimului moale constă în aceea că nu necesită mașini de sudat de putere mare. Dezevantajele regimului moale sunt:
necesită timpi lungi de sudare, deci productivitatea este mică;
produce amprente adânci și deformații mari;
ia naștere o structură dendritică grosolană, deci sudură cu rezistență mecanică mică;
energia necesară pentru realizarea unui punct este mai mare, din cauza căldurii transmise către părțile mai reci ale componentelor;
necesită o reparație frecventă a electroziilor de contact.
Regimul dur s-a generalizat datorită avantajelor care le reprezintă:
pierderile calorice prin conducție în componentele de sudat și electrozi sunt mai scăzute decât la regimul moale;
necesită timpi de sudare scurți și deci productivitatea se mărește;
produce deformații minime;
consumul electrozilor și al energiei electrice este mai mic.
Dezavantajele regimului dur constau în aceea că necesită mașini de sudat de putere mare și o situație energetică bună în intreprinderi.
Regimul dur se impune pentru diferite situații de asamblare, ca o condiție indispensabilă. Astfel, se utizează în cazul materialelor cu o conductibilitate termică și electrică și ridicată, ca de exemplu aluminiul și aliajele sale, în cazul pieselor de formă specială, care necesită o localizare a dezvoltării într-o zonă îngustă, precum și în cazul sudurii metalelor cu temperatura de topire mult diferită.
Influența parametrilor regimului de sudare în puncte asupra caracteristicilor mecanice ale îmbinărilor sudate
În figura 2.11 este reprezentată influența curentului de sudare asupra proprietățiilor mecanice a îmbinăriilor sudate aceasta fiind apreciată prin forța de rupere la forfecare a punctului sudat. În plus, în acest grafic s-au reprezentat încă două curbe, care indică influența curentului asupra diametrului nucleului d1 și asupra adâncimii amprentei δ lăsate de electrod.
Se observă că odată cu creșterea curentului crește forța F1 și diametrul d1.
Adâncimea amprentei crește rapid la depășirea valorii optime a curentului.
Curentul poate avea variații întâmplătoare datorită următoarelor cauze:
variația tensiunii în rețea;
modificarea rezistenței și reactanței mașinii de sudat, ca urmare a încălzirii sau a introducerii de material feromagnetic între brațele mașinii;
variația rezistenței electrice a zonei cuprinse între electrozi ca urmare a variației de contact la componentele pregătite necorespunzător .
ramificarea curentului prin punctele sudate anterior sau alte contacte etc.
Figura 2.11 Influența curentului de sudare asupra calității punctului sudat F=ct, ts=ct
Figura 2.12 Influența timpului de sudare asupra calității punctului sudat Is=ct, F=ct
La început forța crește repede cu creșterea duratei trecerii curentului, iar după atingerea unui maxim descrește ușor.
Pregătirea suprafețelor componentelor în vederea sudării în puncte
Starea suprafețelor componentelor de sudat, este influențată de starea inițială a materialelor rezultată din procesul de fabricație, de modul de transportare, de modul de depozitare etc.
În cazul producției de serie mare, când este necesară o calitate ridicată a punctelor sudate, se impune o pregătire corespunzătoare a suprafețelor de sudat. Aceasta cuprinde în general două etape:
îndepărtarea murdăriilor, grăsimilor și vopselei, utilizând pentru acasta solvenți ca benzina, acetona etc.;
curățirea mecanică sau chimică, în funție de importanța construcțieidin care face perte îmbinarea.
Indicații privind modul de curățire a suprafețelor componentelor din oțel carbon și aliate sunt date în tabelul de mai jos:
Tabel 2.2 Modul de curățire al suprafețelor componentelor din oțel carbon și aliate după spălare și degresare
Pregătirea suprafețelor componentelor din aluminiu și aliajele sale reprezintă o importanță deosebită datorită stratului de oxid permanent, de grosime neuniformă, care creează fluctuații mari a rezistențelor de contact. Pe cale mecanică, oxidul de aluminiu se îndepărtează cu perii metalice, preferabil de oțel inoxidabil cu diametrul sârmei până la 0,1 mm sau cu hârtie abrazivă fină.
Variante ale procedeului de sudare în puncte
La varianta din figura 2.13 componentele de sudat 1 și 2 sunt strânse între bara de cupru 3 și pistoletul 4, apăsat manual. Deoarece forța de apăsare uzuală realizată de om este de circa 300 N, grosimea maximă a tablelor care pot fi sudate este de circa 0,7 mm. Neajunsul variantei constă în aceea că forța de apăsare este mică și inegală.
O îmbunătățire a calității punctelor sudate și o extindere a domeniului de aplicare până la o grosime a tablelor de circa 2,5 mm, se obține prin utilizarea unui cilindru compresor portabil. Acest cilindru compresor este acționat pneumatic și plasat între brațele de cupru, care transmit curentul de sudare și preiau forța dezvoltată de aceasta. Grosimea tablelor sudabile cu acest procedeu este limitată la 2,5 mm, deoarecepeste această grosime trebuie forțe de presare mari, deci cilindrii compresori mari, greu manevrabili.
Figura 2.13 Sudarea în puncte dintr-o singură parte cu pistolet
La sudarea unor table mai groase, până la 5 mm se aplică varianta de sudare din două părți prin două puncte „push-pull” (figura 2.14). Observăm că transformatorul de jos atrage și apoi respinge curentul celui de sus. Metoda se aplică când avem nevoie de curenți foarte mari ca la sudarea unor pereți groși până la 5 mm sau la carcase din tablă galvanizată.
Figura 2.14 Sudarea dublu punct „push-pull”
Sudarea în puncte dintr-o singură parte, se aplică avantajos la sudarea unor ansambluri de dimensiuni mari. O primă variantă a sudării dintr-o singură parte este reprezentată în figura 2.15 Componentele de sudat 1 și 1’ sunt presate pe o a treia, 2 de către electrozii de contact 3 și 3’.
Figura 2.15. Sudarea în puncte dintr-o singură parte
Figura 2.16. Sudarea în puncte dintr-o singură parte cu placă de cupru
Deoarece componentele nu sunt în contact electric direct, întregul curent secundar al transformatorului străbate contactele stabilite între componentele 1-2 și 2-1’. Varianta se aplică pentru grosimi sub 2,5 mm în industria constructoare de vagoane, la sudarea învelișului de tablă pe o carcasă rigidă.
Spre deosebire de cazul precedent, la care între componentele de sudat nu există un contact electric direct, în cazul sudării a două table dintr-o singură parte se utilizează varianta din figura 2.16. Această variantă este caracterizată prin existența plăcii de cupru.
Grosimea maximă a componentelor care se sudează după această variantă este de 1,5-2 mm. Se utilizează la sudarea ansamblelor mari.
Tehnologia sudării în puncte
Tipuri de îmbinări sudate în puncte
Cele mai frecvente îmbinări sudate în puncte și variante ale acestora sunt prezentate în figura 2.17.
Tipul 1 (figura 2.17.a-d) este cel mai utilizat la sudarea în puncte a două table suprapuse. Acest tip presintă următoarele variante:
sudarea a două componente cu electrozi de diametre diferite sau cu o placă de cupru la partea inferioară;
sudarea marginilor răsfrânte a componentelor cu electrozi de același tip sau diferit;
sudarea anumitor profile pe suprafețe plane sau a profilelor între ele;
sudarea componentelor de grosimi inegale sau materiale diferite;
sudarea a două table care trebuie să fie în același plan;
sudarea dintr-o parte prin suprapunerea componentelor.
Un alt tip de sudură în puncte frecvent utilizat este tipul 2, adică sudarea a trei componente suprapuse de grosimi inegale sau grosimi egale. Variante ale acestui tip de sudură sunt reprezentate în figura 2.17.m-n.
Tipul 3 de îmbinări în puncte utilizează material de adaos dispus între suprafețele de îmbinat, având rolul de a concentra curentul de sudare pe o suprafață mică (figura 2.17.g).
În cazul tipului 4 se sudează pe suprafața exterioară a țevilor plăcuțe cu diferite destinații (figura 2.17.h). Circuitul de sudare se închide prin peretele țevii. Dacă au pereți subțiri sau se utilizează un regim moale de sudare, atunci sudarea nu se poate realiza, țeava deformându-se.
Figura 2.17 Tipuri de îmbinări sudate în puncte
Proiecterea procesului tehnologic de sudare în puncte
Procesul tehnologic cuprinde succesiunea operațiilor necesare realizării îmbinării unor ansamble sau subansamble sudate în puncte, ținând cont de condițiile impuse de calitate și siguranță în funcționare,după cum urmează:
Analiza desenului constructiv al ansamblului (subansamblului) ce urmează a fi sudat în puncte. Din desen reies date referitoare la: configurația geometrică a ansamblului; numărul componentelor de sudat și tipurile de îmbinări care se folosesc; grosimea componentelor de sudat; materialul din care sunt confecționate; diametrul punctelor de sudură; numărul acestora, etc..
Analiza tipurilor de îmbinări în puncte care intervin, specificate în desen. Se va ține cont dacă se sudează în puncte componente de aceeași grosime sau grosime diferită, poziția acestora, precum și parametrii constructivi care se impun.
Determinarea rezistenței de contact, se execută pe șarje, loturi, semifabricate sau chiar pe anumite repere, înaintea sudării, determinându-se limitele de variație ale acesteia prin diverse moduri de pregătire a suprafețelor.
Pregărirea suprafețelor componentelor de sudat se face prin mai multe metode, funcție de natura materialului (prin sablare, curățire, decapare, pasivizare, etc.).
Stabilirea parametrilor regimului de sudare, se face în funcție de clasa de calitate care se cere. Există 3 clase de calitate (STAS 11244/79);
clasa de calitate I – reprezintă puncte sudate cu rezistență mecanică ridicată și fără defecte;
clasa de calitate II – reprezintă puncte sudate cu rezistență mecanică ridicată, dar piesele sudate prezintă unele defecte admisibile;
clasa de calitate III – reprezintă puncte sudate cu rezistență mecanică mai redusă și piese sudate cu unele defecte admisibile.
În funcție de etapele anterioare se stabilesc valorile estimative pentru: curentul de sudare, Is (în A), forța (presiunea de apăsare), F (în N, N/mm), timpul de sudare t, (în secunde sau perioade) forma ciclului de sudare necesară, diametrul și forma electrozilor de contact, condiții speciale de sudare (dacă este cazul).
Alegerea mașinii de sudat se face în funcție de: puterea necesară impusă de parametrii de sudare, ciclurile de sudare pe care le poate realiza, natura comenzilor și gradul de automatizare, dimensiunile și forma brațelor, cleștilor, mobilitatea, posibilitățile de adaptare; cadenta de sudare, etc.
Alegerea dispozitivelor de fixare, mecanizare și automatizare se face în funcție de: dimensiunile și configurația geometrică a ansamblului sau subansamblului; seria necesară (mică, mijlocie, mare); efectul economic obținut; asigurarea accesului cu clești între brațele mașinii de sudat.
Controlul de calitate care cuprinde: efectuarea de probe de laborator pe epruvate realizate la parametrii prescriși și efectuarea anumitor corecturi ale acestora în funcție de rezultatele obținute; controlul dimensional al ansamblului (subansamblului); controlul aspectului; controlul defectoscopic.
Organizarea locului de muncă și studiul procesului de muncă este o etapă de a cărei respectare poate depinde productivitatea muncii. Ea depinde de: mișcarea pieselor (subansamblelor – ansamblelor) înainte, în timpul și după operația de sudare; mișcarea operatorului sudor și a ajutorului acestuia pe toată durata succesiunii etapelor.
Tehnologia sudării în puncte a diferitelor materiale metalice
Sudarea în puncte se utilizează la asamblarea diferitelor materiale metalice din oțeluri carbon, oțeluri aliate, oțeluri inoxidabile, metale și aliaje neferoase. Ciclul termic pe care il parcurg materialele supuse sudării se caracterizează prin viteza mare de încălzire și răcire, timp scurt de menținere la temperatura ridicată, iar în unele cazuri și prin temperaturi ridicate.
Apariția structurilor de călire depinde nu numai de natura materialului de sudat, ci și de regimul de sudare utilizat. De exemplu, la regimul moale încălzirea și răcirea decurg astfel încât călirea apare într-o măsură foarte mică.
Viteza de încălzire atinge adesea valoarea de 750ºC/s, iar câteodată mai mult. De exemplu, pentru oțel moale, această valoare este plauzibilă deoarece în timp de o perioadă, adică 1/50 s, metalul trebuie să atingă temperatura de topire 1500 ºC.
De asemenea trebuie subliniat faptul că pentru materialele cu conductibilitate termică și electrică mare este binevenită o viteză mare de încălzire, deoarece în felul acesta pierderile termice sunt mici, iar sudura se poate forma în bune condiții.
Tennologia sudării în puncte a oțelurilor carbon și aliate
Oțelurile ce au un conținut scăzut de carbon, până la 0,22 %C, se sudează ușor în puncte din următoarele motive: au un interval larg de temperatură în care materialul se comportă plastic; sunt puțin sensibile la călire.
Oțelul laminat la rece nu este acoperet cu oxizi (țunder) și astfel, în general el nu trebuie curățat înainte de sudare.
Oțelul laminat la cald este acoperit de oxizi și de aceea, el trebuie decapat înainte de sudare, pe cale chimică sau mecanică.
Componentele din oțel cu conținut scăzut de carbon, având grosime până la 6 mm se sudează, de obicei, după cel mai simplu ciclu de sudare, curentul fiind menținut fără întrerupere la o forță constantă de apăsare a electroziilor. Aceste oțeliri, fiind puțin sensibile la călire, se sudează bine atât în regimuri moi, cât și în regimuri dure. În cazul sudării componentelor de grosimi mai mari de 6 mm, se preferă sudarea în regim dur, timpul de sudare fiind ts – (0,1…0,3) s, grosimea componentelor s exprimată în mm.
În tabelul 2.3 se dau indicații generale privind alegerea diametrului de contact plat și razei de sfericitate a vârfului electrodului sferic în funcție de grosimea componentelor de sudat.
Tabelul 2.3 Alegerea diametrului vârfului electrodului de contact funție de grosimea pieselor de sudat
Sudarea în puncte a tablelor zincate prezintă următoarele particularități față de sudarea tablelor neacoperite:
prezența acoperirii micșorează prezența rezistenței de contact dintre componente, modificând condițiile de încălzire și de sudare;
datorită rezistenței de contact reduse este necesară creșterea intensității curentului de sudare, dar și a forței de presare (pentru a evita împroșcările de metal topit);
se înrăutățesc condițiile de lucru pentru electrozi, devenind foarte importantă răcirea intensă a acestora;
este necesară o pregătire specială a electrozilor în vederea sudării tablelor zincate; după curățirea suprafețelor și ajustatea vârfului pentru reducerea la dimensiunile inițiale se recomandă o rodare a acestora folosind fâșii de probă de tablă zincată care se supraîncălzesc treptat prin creșterea înceată a curentului de sudare, până când suprafața electrodului se acoperă cu un strat subțire de zinc; rodajul se consideră terminat după efectuarea a 20…30 suduri; se pot executa astfel în continuare, un număr maxim de 3000 de puncte la table cu grosimea 2,5+2,5 mm.
La sudarea tablelor din oțel acoperite cu staniu și plumb se folosesc, în mare, aceeași curenți de sudare, însă timpi de sudare mai mici decât la sudarea tablelor neacoperite.
La sudarea tablelor nichelate sau cromate se obțin rezultate satisfăcătoare doar pentru grosimi mici, utilizând curent de sudare mai mare, timp de sudare mai mic și forță de apăsare mai mică față de sudarea tablelor neacoperite. Și în acest caz se folosește un timp de forjare a sudurii mai mare.
Sudarea dintr-o parte a tablelor din oțel carbon prezintă următoarele particularități:
se aplică la materiale subțiri cu grosimi mai mici de 1 mm, fară acoperiri galvanice de protecție;
se poate aplica pentru grosimi mai mari de 1 mm, dar cu pasul punctelor de minim 100 mm;
Mărirea conținutului de carbon sau a altoe elemente de aliere modifică comportarea la sudare a oțelurilor. O dată cu creșterea conținutului de carbon și a altor elemente de aliere, în general crește rezistența mecanică față de deformarea plastică la temperatură ridicată și rezistenșa electrică a aliajului și scade productivitatea termică și temperatura de topire.
Dacă s-ar folosi regimuri dure de sudare s-ar pătrunde în zona martensitică ceea ce nu este de dorit. De aceea în cazul oțelurilor călibile (oțeluri carbon) cu conținut de carbon mai mare de 0,2% și oțeluri slab aliate se utilizează regimuri moi de sudare. În plus, se iau măsuri de preîncălzire sau (și) de efectuare a unui tratament termic ulterior. Pentru aceasta se poate folosi un ciclu de sudare complet cu preîncălzire sau recoacere după sudare. Sudabilitatea oțelurilor nealiate și slab aliate se apreciaă pe baza conținutului de carbon echivalent.
(2.11)
Limita superioară a carbonului echivalent la care nu apar dificultăți de sudare este considerată 0,45%.
Procedeul de sudare în puncte se aplică pe scară largă și la sudarea oțelurilor inoxidabile. Acestea se împart în trei grupe: oțeluri austenitice, martensitice și feritice. Dintre acestea cel mai frecvent se sudează oțelurile austenitice. Acestea sunt oțeluri crom-nichel de tipul 18/8 (18% crom și 8% nichel) și prezintă o serie de particularități de care trebuie să se țină seama la stabilirea regimului de sudare: sensibilitate la încălzire, conductibilitate termică și electrică scăzută, temperatura de topire ridicată, rezistența mecanică ridicată la temperaturi înalte, coeficient de dilatere ridicat, rezitență de contact mare în raport cu oțelul carbon.
Rezistența al coroziune a oțelurilor inoxidabile, principala proprietate pentru care sunt utilizate, poate fi influențează nafavorabil de încălzire.
La sudarea oțelurilor inoxidabile, conductivitatea electrică fiind scăzută, se poate alege un curent de sudare cu 20% mai mic decât la sudarea oțelurilor carbon.
Rezistența mecanică ridicată la temperaturi înalte reclamă forțe de apăsare cu 50% mai mari decât la oțelurile carbon. De asemenea, și tensiunile și deformațiile, care apar datorită coeficienților de dilatare ridicați, sunt mult mai pronunțate la oțelurile inoxidabile, comparativ cu oțelurile carbon. Rezistența de contact mare în raport cu oțelul carbon reclamă de asemenea forțe de apăsare mai mari și curățirea uniformă a suprafeței.
Oțelurile inoxidabile feritice nu se recomandă pentru a fi sudate în puncte. Dacă totuși trebuie sudate, se recomandă regimul moale de sudare.
Materiale și Tehnologii Folosite la Fabricarea Electrozilor pentru Sudarea Sub Presiune în Puncte
Aproape toate proprietățile materialului se schimba odata cu temperatura, ceea ce adaugă dinamică procesului de sudare prin puncte. Rezistivitatea materialului este influențată de generarea de căldură. Conductibilitatea termică și capacitatea calorică influențează transferul termic. La metale, cum ar fi argintul și cuprul cu rezistivitate scăzută și conductibilitate termică ridicată, este generată puțină căldură chiar daca curentul de sudare este mare și, de asemenea, este repede transferat în afară. Acestea sunt destul de dificil de sudat cu ajutorul sudării prin puncte. Pe de altă parte, ele pot fi materiale bune pntru elaborarea electrozilor. Materialele utilizate la electrozi influențează echilibrul termic la sudarea prin puncte, în special pentru îmbinarea metalelor ușoare și neferoase.
Cuprul este metalul de bază utilizat în mod normal pentru corpul electrozilor de sudare prin puncte, vârfurile acestora având și conținuturi de wolfram pentru rezistență mecanică.Scopul vârfului de electrod este de a conduce curentul de sudare la piesa de prelucrat, pentru a fi punctul focal al presiunii aplicate punctului de sudură, și conductor de căldură la suprafața de lucru.
Varfurile de electrozi sunt realizate din aliaje de cupru și alte materiale. RWMA a clasificat varfurile de electrozi în două grupe (Anexa 1):
Grupa A – Aliaje pe bază de cupru
Grupa B – Vârfurile de metal refractare
Gupa A. Vârfurile de electrozi din clasa I sunt cel mai aproape in compoziție de cuprul pur. Pe măsură ce numărul de clasă urca valorile duritatii și temperaturii de recoacere cresc, în timp ce conductivitatea termică și electrică scade.
Compozițiile din grupa B sunt amestecurile sinterizate de cupru si wolfram, etc, concepute pentru rezistența la uzură și compresiune la temperaturi ridicate.
Grupa B. Varfurile de electrozi din Grupa B nu sunt utilizate în mod normal pentru aplicațiile mașinilor de sudare prin puncte.
Materiale de bază de Cu pentru electrozi de sudare prin presiune prin puncte
Electrozii realizați din Cu și aliaje ale cuprului au cea mai largă utilizare în tehnologia sudării sub presiune în puncte.
Cuprul pentru electrozii de sudare
Cuprul este metalul de bază utilizat pentru fabricarea electrozilor folosiți la sudarea sub presiune în puncte precum și pentru fabricarea celorlalte tipuri de electrozi cum sunt cei de contact din aparatele electronice.
Principalele lui caracteristici necesare pentru a răspunde corespunzător la solicitările electrice și termice în tehnologia de sudare în puncte sunt prezentate în tabelul 3.1
Tabel 3.1
Principalele caracteristici tehnologice ale Cu folosit pentru elaborarea electrozilor sunt prezentate în tabelul 3.2.
Tabel 3.2
Buna funcționare a electrozilor la solicitările mecanice generate de presiunea de sudare în condiții termice deosebite precum și necesitatea unei rezistențe la uzare cât mai ridicate implică luarea în considerare a caracteristicilor mecanice ale materialelor pentru electrozi. În tabelul 3.3 sunt trecute valorile principalelor caracteristici mecanice ale Cu în stare recoaptă respectiv după deformarea plastică la rece.
Tabel 3.3
Sistemul Cu – Cr
Sistemul binar de aliaje Cu – Cr se caracterizează printr-o solubilitate redusă a componentelor așa cum rezultă din diagrama de echilibru din fig. 3.1 respectiv din secțiunea de diagramă bogată în Cu din fig. 3.2
Fig. 3.1 Diagrama de echilibru Cu-Cr
Fig. 3.2 Secțiunea din diagrama Cu-Cr bogată în Cu
După cum se poate constata în zona bogată în Cu din diagramă are loc o transformare eutectică la răcirea lichidului cu concentrația în Cu de 98,36% at. și temperatura de 1075%°C.
În tabelul 3.4 sunt trecute rezultatele cercetărilor referitoare la solubilitatea Cr în Cu. Solubilitatea Cr în Cu după diferiți autori
Tabelul 3.4
Din datele prezentate constatăm prezența a două faze în echilibru și anume:
– o fază de tip soluție solidă cu solubilitatea maximă de circa 1%(procente atomice) de atomi de Cr în rețeaua Cu;
– o fază de tip soluție solidă cu atomi de Cu în rețeaua Cr cu sistem de cristalizare cubic în volum centrat cu solubilitate maximă de 0,16%(procente atomice) la 1300°C care scade la 0,085%(procent atomic) la răcirea la 1150°C.
Precipitatele de Cr la scară nano induc distorsiuni mari ale rețelei, care le fac dificil de observat de către unda de transmisie ultramicroscopică.
Procesele metalurgice care au loc la îmbătrânirea aliajelor Cu-Cr suscită interes și în prezent. Astfel Chibilu și autorii au analizat la scară atomică precipitarea atomilor de Cr în matricea de Cu și au observat prin analiza TEM respectiv APT existența precipitatelor sub trei forme și anume: sferică, elipsoidală și sub formă de plachete.
Precipitatele sferice au cele mai mici dimensiuni și conțin 30–60%Cr (procente atomice) și sunt cu structuri cristaline CFC (cubice cu fețe centrate) coerente cu matricea de Cu.
Precipitatele elipsoidale au volumul și implicit dimensiunile mai mari față de cele sferice iar conținutul în Cr este de asemenea mai mare situându-se în limitele de 60-80% Cr procente atomice. Structura lor cristalina este CVC (cubic cu volum centrat) cu direcția de orientare NV-OR în matricea de Cu.
Precipitatele sub formă de plachete au dimensiunile cele mai mari și cel mai ridicat conținut de Cr în limitele 85-100%Cr(procente atomice). Această categorie de precipitate au o puritate față de cea care rezultă din diagrama de echilibru. Din punct de vedere cristalografic sistemul de cristalizare al precipitatelor cu cristale CVC (cubic cu volum centrat) cu orientări KS-OR în matricea de Cu.
Elementul de noutate al cercetării îl constituie formarea precipitatelor sferice cu structură CFC care conform diagramei de faze Cu-Cr nu ar trebui sa existe. Aceasta demonstrează actualitatea unor astfel de cercetări a căror rată de succes crește odată cu perfecționarea tehnicilor de investigare.
În fig. 3.3 este prezentată distribuția dimensională, volumică a celor trei categorii de precipitate. După îmbătrânirea aliajelor Cu-Cr la temperatura de 490°C cu menținerea timp de 5h respectiv 10h.
Fig. 3.3 Distribuția dimensională volumică a precipitatelor
Importanța timpului de menținere la temperatura de îmbătrânire a aliajelor Cu-Cr din punct de vedere al evoluției durității aliajelor rezultă din fig. 3.4.
Fig. 3.4 Evoluția durității aliajelor Cu-Cr în funcție de menținerea la temperatura de îmbătrânire de 490°C
Se poate constata că are loc o creștere puternică a durității odată cu creșterea timpului de menținere la temperatura de îmbătrânire până la 6-8h. Conform acestei constatări s-a optat pentru experimentările derulate pentru elaborarea electrozilor din pulberi Cu-Cr compozite ca timpul de menținere pentru îmbătrânire să fie de 6 ore.
Aliaje Cu-Cr pentru fabricarea electrozilor
Aliajele Cu-Cr utilizate pentru fabricarea electrozilor pentru presarea sub presiune în puncte diferă în funcție de conținutul lor în Cr care se situează în limitele 0,5-1,2%.
În tabelul 3.5 sunt prezentate principalele proprietăți fizice ale aliajelor Cu-Cr.
Tab. 3.5
Caracteristicile mecanice ale aliajelor Cu-Cr sunt prezentate în tabelul 3.6
Tab.3.6
Caracteristicile tehnologice ale aliajelor Cu-Cr sunt redactate în tabelul 3.7 Tab.3.7
Astfel, aliajele Cu-Cr după recoacere au deformabilitatea plastică la rece ridicată,
coeficientul de reducere dimensională ajungând până la 75%, în schimb după tratamentul termic de îmbătrânire acesta scade până la 35% datorită efectului de durificare.
Aliajele Cu-Cr-Zr
Adaosul de Zr în aliajele Cu-Cr conduce la o mai bună durificare prin îmbătrânire și la creșterea rezistenței mecanice a acestor aliaje.
Aliajele Cu-Cr-Zr conțin (0,4-1,5)%Cr iar adaosul de Zr se face în limita de (0,03-0,25)%. Zr are efect în ceea ce privește creșterea rezistenței mecanice și a ductibilității aliajelor prin inhibarea ruperii intergranulare.
În cazul aliajelor Cu-Cr-Zr se poate produce o înmuiere a materialului dacă dimensiunile și fracția volumică a precipitatelor nu sunt corect reglate.
În acest cadru pentru tratamentul de punere în soluție încălzirea se face în intervalul termic de 980-1000 °C timp de o oră și răcirea în apă. În continuare se practică tratamentul termic de îmbătrânire la 450-480 °C cu menținerea timp de 2-4 ore. Densitatea fazelor precipitate este de 1022/m3 grăunții având diametrul de ~ 3 µm.
Proprietățile fizice ale acestor aliaje sunt influențate de menținerea la temperaturi ridicate astfel în figura 3.6 este redată evoluția conductivității termice și a căldurii specifice.
Fig. 3.6 Variația conductivității termice și a căldurii specifice a aliajului Cu-Cr-Zr raportate la Cu
În tabelul 3.8 sunt prezentate date privind influența temperaturii asupra unor caracteristici mecanice ale aliajelor Cu-Cr-Zr, iar în tabelul 3.9 sunt date caracteristicile mecanice ale aliajelor comerciale Cu-Cr-Zr pentru electrozi(CMW 328).
Tab. 3.8
Influența temperaturii asupra unor caracteristici mecanice ale aliajelor Cu-Cr-Zr
Tab. 3.9
Caracteristicile mecanice ale aliajelor CMW 328 clasa 2
Procedee de elaborare a electrozilor pentru sudare
În prezent datorită faptului că s-au dezvoltat o serie de procedee noi, inovative în industria procesării materialelor a crescut și numărul procedeelor de fabricare a electrozilor utilizați în tehnologia sudării așa cum rezultă din schematizarea din figura 3.7.
Figura 3.7
Elaborarea electrozilor prin turnare
Elaborarea electrozilor Cu-Cr și Cu-Cr-Zr pentru sudarea în puncte prin turnare ridică o serie de dificultăți datorită faptului că în finalul prelucrării prin turnare materialul electrozilor trebuie să aibă o puritate cât mai ridicată și lipsită de incluziuni și impurități nedorite.
Dacă, elemente precum crom și zirconiu sunt adăugate la aliajele de cupru complete care reacționează ușor cu oxigenul, ele sunt, prin urmare, pierdute ușor ca oxizi, în cazul în care tehnicile de topire și turnare nu sunt bine controlate. Analiza chimică poate confirma că o turnare se încadrează în specificațiile de compoziție, dar elementele de aliere pot fi prezente sub formă de compuși care nu se vor dizolva atunci când sunt supuse tratamentului cu soluție.
Pentru a se asigura desideratul de puritate a electrozilor, a aliajului Cu-Cr sau Cu-Cr-Zr din care sunt constituiți pornește de la elaborarea aliajelor pe bază de Cu în cuptoare cu inducție în vacuum pornind de la lingouri de Cu de înaltă puritate(Cu electrolitic) și prealiaje de obicei Cu-25%Cr pentru aliaje Cu-Cr respectiv Cu-4,8%Cr și Cu-32%Zr în cazul aliajelor Cu-Cr-Zr și în continuare aliajele se toarnă în forme pentru obținerea electrozilor.
Un procedeu nou modern de elaborare a acestor aliaje constă în rafinarea aliajelor Cu-Cr sau Cu-Cr-Zr prin retopirea electrică sub flux de săruri (Electroslag Remelting-ESR).
ESR este un proces electrometalurgic în care un metal, sub forma unui electrod consumabil este re-topit într-o baie sintetică conductoare electric de zgură sub acțiunea căldurii eliberate la trecerea curentului electric prin zgură. Electrodul consumabil poate fi fabricat prin turnare, laminare sau forjare de metal produs într-o vatră deschisă sau cuptor cu inducție în vid sau cu convertizor de oxigen.
Fig. 3.8 Retopire electrozgură: a) cu un electrod consumabil, b) cu doi electrozi consumabili
1) electrod consumabil
2) baie de zgură
3) baie de metal lichid
4) lingou(bară)
În timpul retopirii electrozgurii, temperatura zgurii, cum e cazul aliajelor de CaF2, CaO, SiO2, Al2O3, și altele, depășește 2500ºC. Picături de electrod topit din metal trec prin stratul de zgură pentru a forma un strat metalic dedesubt; solidificarea ulterioară a metalului topit în cristalizorul răcit cu apă produce un lingou. Pe măsură ce topirea progresează, electrodul consumabil continuă să fie introdus în stratul de zgură pentru a menține volumul de cristalizare metalică. Zgura funcționează ca un mediu de rafinare. Ca rezultat al rafinării electrozgurii, conținutul de sulf al metalului poate fi redus cu un factor de 2-5, iar conținutul de oxigen și incluzini nemetalice poate fi redus cu un factor de 1,5-2,5. Lingoul produs este caracterizat de o microstructură compactă, ordonată, care se poate turna și fără defecte de contracție. Omogenitatea structurală și chimică a lingoului asigură izotropia proprietăților fizice și mecanice ale metalului din formă și stările deformate.
După elaborare, aliajul pentru electrozi se toarnă în forme pentru obținerea electrodului propriu-zis.
La turnare se impune o serie de restricții pentru a se evita contaminarea și impurificarea materialului precum și asigurarea unor condiții de răcire pentru obținerea unei structuri cât mai omogene din punct de vedere al formei și mărimii grăunților policristalini.
În cazul electrozilor din aliaj Cu-Cr sau Cu-Cr-Zr se practică turnarea sub joasă presiune fig. 3.9 deoarece aduce multe avantaje.
Fig. 3.9 Sistemul de turnare sub presiune joasă a electrozilor
Unul dintre principalele avantaje ale procesului de umplere este controlabilitatea înaltă a cavităților matriței, care, la rândul său, face umplerea matriței cât mai ușoară și non-turbulentă posibil.
Acest lucru duce la proprietăți mecanice, de obicei, cu 5-6% mai bune în comparație cu piesele similare turnate, produse cu tehnicile de gravitație ale acelorași aliaje. Unul dintre motivele pentru care proprietățile mecanice au fost îmbunătățite, este lipsa de pelicule de oxid antrenate, care rezultă din umplerea constantă a cavităților
Un alt avantaj semnificativ al procesului este că volumul de coloană a pieselor turnate pot fi minimizate prin proiectarea corectă a turnării.. Lipsa de coloane montante va îmbunătăți randamentul de piese turnate în mod semnificativ și va reduce, de asemenea, costurile de fabricație ale pieselor turnate căci va fi mai puțin de lucru pentru curățarea pieselor turnate.
Elaborarea electrozilor prin deformare plastic
Fabricarea electrozilor din aliajele Cu-Cr respectiv Cu-Cr-Zr elaborat prin procedeele descrise în paragraful precedent se pot face prin procedee de deformare plastică convenționale respectiv neconvenționale.
Procedeele convenționale cuprind deformarea plastică prin laminare la cald sau la rece și extrudare. Procedeele neconvenționale au în vedere pe lângă obținerea formei constructive a electrozilor asigurarea unor transformări care acoperă o plajă largă de deziderate pornind de la elaborarea aliajului și a electrodului și până la obținerea unor structuri de obicei nanometrice prin care să contribuie în special la îmbunătățirea caracteristicilor mecanice a electrozilor.
Datele din literatura de specialitate scot în evidență cercetări privind elaborarea materialelor pentru electrozi și a electrozilor simultan prin deformare plastică intensivă(Slick Plastic Deformation – SPD) în trei variante: îmbinarea prin laminare(Acumulative Roll Bending – ARB), deformare plastică intensivă prin torsiune(High Pressure Torsion – HPT) și deformare plastică intensivă unghiulară (Equal Channel Angular Deformation – ECAD).
În ceea ce privește ARB aceasta este o variantă a SPD care constă în laminarea repetată cu grad mare de deformare(reducere a secțiunii) a cel puțin două plăci care are ca efect atât sudarea la rece a plăcilor cât și finisarea structurii la scară nanometrică.
Principiul de lucru este schematizat în figura 3.10.
Fig. 3.10 Schema procesului ARB
În liteartura de specialitate sunt prezentate situații în care au fost investigate comportamentul și proprietățile mecanice de îmbătrânire ale granulației ultra fine ale foilor din aliaj Cu-Cr-Zr produs prin procesul de acumulare a rolei de lipire (ARB). Un aliaj Cu-0, 85 Cr-0.0.07Zr (în % de masă) a fost, de asemenea tratat în soluție și apoi laminat la rece la temperatura ambiantă la o foaie de 1 mm grosime.
Din cauza tratamentului de îmbătrânire, a avut loc o creștere mică în granulație (240 nm) și fracțiunea de HAGB crescut la 67%. Dovada solicitării și alungirea îmbătrânirii a crescut la 605 MPa și respectiv 15%. A fost remarcat faptul că, conductivitatea electrică a crescut semnificativ de la 35% la 79% IACS prin tratamentul de îmbătrânire. Sa ajuns la concluzia că tratamentul de îmbătrânire după procesul ARB a consolidat nu numai proprietățile mecanice, dar și conductivitatea electrică a aliajelor Cu-Cr-Zr.
Deformarea plastică intensivă prin procedeul HPT are loc ca urmare a aplicării momentului de torsiune asupra materialului așa cum se poate constata din analiza schematizării din figura 3.11.
Fig. 3.11 Schema procedeului HPT
Folosind acest procedeu, cercetătorii au studiat procesele care au loc la deformarea plastică intensivă prin HPT a unui material compozit Cu-Cr cu conținut foarte mare de Cr și anume 43% cu mult mai mare decât solubilitatea maximă a Cr în rețeaua Cu(0,89% la 1070°C). Microstructura inițială a compozitului constă din particule de Cr cu un diametru aproximativ de 50 μm încorporate într-o matrice de Cu fcc. Fracția de volum de partciculă de Cr este de aproximativ 50%. Acest material a fost prelucrat prin HPT la temperatura camerei până la 25 de rotații la o presiune de 6 GPa cu o viteză de rotație de 2 10-2 rad.s-1.
Microstructurile materialului aflat în diferite studii(nedeformat, parțial deformat și după deformare) sunt prezentate în figura 3.12.
Fig. 3.12 Microstructuri ale materialului compozit Cu-Cr: a) nedeformat
b) deformat intermediar y=50
c) deformat final y=150
Efectele deformării plastice intensive prin HTP a compositului Cu-45%Cr asupra microdurității materialului, a granulației și a variației conținutului de Cu în rețeaua CVC a Cr este ilustrată în tabelul 3.10.
Microduritatea Gamma, granulație și concentrație de CuCr (BCC) a compozitului CuCr43 măsurat la o distanță de 3mm de centrul de disc ca funcție a numărului de rotație(N).
Tabel 3.10
Se constată că după 16 rotații se atinge granulația de 10-20 nm care se menține și după 25 de rotații, de asemenea cea mai mare microduritate se atinge după 16 rotații pentru torsionare. După 25 de rotații se atinge o concentrație mare de atomi de Cu în rețeaua CVC a Cr. După tratamentul termic la 45°cu menținerea timp de 30 de minute a materialului după deformare duritatea și granulația cresc iar conținutul de Cu în Cr scade.
Deformarea plastică intensivă prin presare unghiulară fig. 3.13 constă în trecerea sub presiune a materialului printr-o matriță unghiulară care poate avea diferite unghiuri, gradul de deformare fiind determinat de valoarea acestui unghi, cel mai mare grad de deformare și implicit de finisare a structurii fiind obținut pentru unghiul φ=90°.
Fig. 3.13 Sistemul de deformare plastică intensivă ECAD
Și acest sistem de fabricare a electrozilor a fost studiat cercetările fiind făcute pe un număr de trei aliaje și anume: Cu-0,36Cr; Cu-0,44Cr-0,21Zr și Cu-0,8Cr-0,05Zr.
Aliajele au fost în prealabil tratate termic pentru în soluție prin încălzire la 1040°C, menținere timp de 30 de minute și apoi au fost răcite rapid în apă cu 5%NaCl. După tratament au fost supuse la opt deformări ECAD într-o matriță cu unghiul φ=90° cu viteza de deformare de 0,4mm/s la temperatura camerei. Principalele proprietăți ale aliajelor Cu-Cr și Cu-Cr-Zr obținute după prelucrare și tratamentele descrise sunt prezentate în tabelul 3.11.
Proprietățile aliajelor Cu-Cr și Cu-Cr-Zr după ECAD Tabel 3.11
Valorile din tabel confirmă faptul că datorită finisării structurii și a ecruisării prin ECAD se obțin durități și rezistențe mecanice mult mai ridicate comparativ cu alte procedee convenționale.
Prelucrarea electrozilor prin tratamente de suprafață
Prelucrarea electrozilor prin aplicarea unor tratamente de suprafață constau în principal în depunerea unor straturi cu grosimea de până la 400-500µm din materiale refractare pe suprafața electrozilor pentru a le asigura o mai bună rezistență la șocuri termice.
Pentru depuneri se folosesc tehnici diferite cum ar fi depunerea cu fascicul Laser, depunerea cu Plasmă sau implanterea Ionică.
Elaboratea electrozilor prin procedee specifice Metalurgiei Pulberilor
Metalurgia Pulberilor (MP) reprezintă un ansamblu de tehnologii cu anumite particularități dintre care se remarcă în cazul elaborării electrozilor din aliaje Cu-Cr și Cu-Cr-Zr posibilitatea de-a se elabora simultan materialul și produsul – electrodul – de la amestecul de pulberi elementare dozat în proporțiile corespunzătoare scopului urmărit.
Elaborarea electrozilor prin procedee convenționale MP
Procedeul convențional MP parcurge etapele schematizate în fig. 3.14
Fig. 3.14 Itinerarul tehnologic de fabricare a electrozilor prin MP
Procesele metalurgice care duc la formarea materialului (aliajului) electrodului se derulează în cadrul operației de sinterizare când sub acțiunea căldurii au loc procese de difuzie cu formarea în final a constituienților structurali specifici.
În figura 3.15 sunt redate microstructurile electrozilor după presarea la cald la 850MPa respectiv după presarea la rece și tratamentul de îmbătrânire, iar în tabelul 3.12. sunt redate caracteristicile electrozilor de Cu-Cr-Zr în diferite stadii de prelucrare.
Fig.3.15 Microstructurile SEM ale electrozilor Cu-Cr-Zr în diferite stări de prelucrare: a) sinterizat + presat la cald; b) presat la rece + tratament de îmbătrânire
Tab.3.12
Caracteristicile electrozilor Cu-1.5%Cr-0,5%Zrelaborați prin MP
Elaborarea compozitelor destinate confecționării electrozilor
Elaborarea materialelor s-a făcut utilizându-se o procedură clasică specifică metalurgiei pulberii, rețetele implicate fiind proiectate în baza experienței proprii privind comportarea la solicitări termice și mecanice a cuprului, cromului și wolframului.
Rețetele propuse pentru analiză au fost cele prezentate în tabelul 4.1, principalii parametrii de elaborare (timpul de aliere mecanică și temperatura de sinterizare) fiind, de asemenea, prezentați în acest tabel.
Tabel 4.1. Rețetele și parametrii principali de elaborare a materialelor sinterizate
Procesul de elaborare a constat din următorii pași: dozarea materialului pulverulent în procesele masice impuse de rețeta proiectată – alierea mecanică în mori planetare cu bile – analiză microscopică SEM a amestecului de pulberi – dozarea cantității de pulbere necesară realizării comprimatului – realizarea comprimatului prin presare în matriță – sinterizarea comprimatului.
Fig. 4.1 Procesul de elaborare a materialului
Materialele astfel confecționate au fost utilizate la fabricarea de vârfuri (elemente active) pentru electrozii de sudare, noii electrozi fiind supuși unor încercări tehnologice de descărcare electrică specifică ciclurilor de sudare.
Experimentul 1
Într-un electrod de sudare prin presiune în puncte, pe suprafața sa activă, s-a prelucrat o gaură conică în care s-a introdus proba sinterizată, având supafața exterioară negativul celei interioare a găurii. Datorită conicității cele două piese s-au autofixat una în cealaltă.
Fig. 4.2 Prelucrarea celor două componente pentru confecționarea electrodului
Cel de-al doilea electrod, utilizat drept pereche pentru încercarea la sudare a probei sinterizate, a fost un electrod identic celui dintâi, acesta din urmă rămânând neprelucrat.
Electrodul cu proba sinterizată s-a montat în portelectrodul brațului inferior, iar electrodul turnat în portelectrodul brațului superior.
Fig. 4.3. Electrozii utilizați în experimentare
a. corpul de electrod turnat și deformat plastic, prelucrat pentru introducerea capului activ sinterizat,
b. electrodul turnat și deformat plastic sever,
c. electrodul având corpul turnat și capul activ sinterizat montat
Temperatura ambiantă la care s-a derulat procesul a fost de 23±2oC.
Instalația de sudare electrică prin presiune în puncte utilizată a fost o instalație fixă având un curent maxim de 12 kA, cu reglare digitală a tuturor parametrilor de sudare (figura 4.4)
Fig. 4.4 Echipamentul utilizat la încercarea tehnologică prin sudare
Electrozii nu au fost răciți cu apă, deși exista această posibilitate; s-a optat pentru varianta de lucru cea mai dură pentru a simula condițiile existente după un număr mare de activări, într-un timp relativ scurt.
S-au slefuit suprafetele active (cele care intra in contact in timpul incercarii) – hartie abraziva cu granulatia 1200
S-au cântărit electrodul turnat pe de o parte și proba sinterizata pe de alta parte.
S-a introdus electrodul turnat în brațul superior
S-a introdus proba sinterizată în electrodul prelucrat și împreună în brațul inferior
S-au reglat parametrii de descărcare electrică. S-au utilizat pentru aceasta 4 regimuri diferite:
Tabel 4.1 Valorile utilizate pentru parametrii de sudare
În timpul descărcării s-au prelevat imagini termografice (imaginea de mai jos contine fisierele cu imaginile termografice). Pe acestea apare temperatura în punctul marcat de crucea albă, mai puțin 700oC (din motive de setare a camerei de termoviziune). Așadar pentru fiecare valoare inscrisa pe imagine se mai adaugă încă 700oC.
După descărcare, s-au lăsat electrozii 5 min pentru o răcire suficientă care să permită analiza lor.
Proba sinterizată și electrodul s-au recântărit pentru evidențierea pierderilor de masă.
Au fost situații în care proba sinterizată s-a sudat de electrodul turnat. În astfel de situații de pe proba sinterizată s-a prelevat material care a aderat pe electrodul turnat. În aceste situații, înainte de cântărirea electrodului turnat, s-a îndepărtat cantitatea de material aderată.
Fig. 4.5 Vârful active sudat pe electrodul pereche în urma ciclului de sudare
S-au măsurat amprentele rezultate în urma descărcării electrice pe suprafața activă a electrodului turnat și pe cea a probei sinterizate (dimensiunile maxime după două direcții din planul suprafeței).
Nu s-a reușit măsurarea corectă a adâncimii amprentelor, informație dealtfel importantă, motiv pentru care s-a renunțat la determinarea acestui parametru.
S-au preluat imagini ale suprafețelor amprentate (de pe probele sinterizate).
După efectuarea încercărilor tehnologice s-a procedat la prelucrarea informațiilor și interpretarea rezultatelor obținute. Au fost prezentate grafic rezultatele măsurătorilor. În aceste reprezentări s-au utilizat următoarele notații: ES – electrod sinterizat, EP – electrod plin (turnat)
Pierderea de masă în funcție de curentul de sudare – analiză comparativă între rețete
Pentru curentul de 4,8 kA se observă o comportare relativ bună a materialului sinterizat, pierderea de masă fiind mai mică decât în cazul electrodului turnat. În medie, diferența de pierdere de masă este de aproximativ 30-40%.
Și în cazul curentului de 6,0 kA se păstrează aceeași o comportare relativ bună a materialului sinterizat, pierderea de masă fiind și în acest caz mai mică decât în cazul electrodului turnat. În medie, diferența de pierdere de masă este de aproximativ 20-30%.
În cazul curentului de 8,4 kA situația este clară pentru probele C, D, E, F, G; H, I, probele A, B și J având comportări care ies din tiparul evidențiat anterior. Observând diferența dintre valorile pierderilor de masă specifice probei J, considerăm că este posibil să avem de a face fie cu o eroare de măsurare, fie cu o predispoziție la expulzare de material, predispoziție dată fie de o imperfecțiune de material fie de o încărcare termică mult prea mare pentru materialele implicate. În cazurile A și B comportarea relativ bună a materialului sinterizat este dată, probabil, de procentul masic mare de cupru, fapt care nu este însă confirmat de materialul C și D.
Pierderea de masă în funcție de curentul de sudare – analiza comportării fiecărui material în parte
Proba A
Proba A (Cu98%mas+Cr2%mas, 1 oră, 1080oC)are o comportare puțin curioasă, materialul sinterizat cu mult cupru comportându-se bine la capetele intervalului valorilor curentului de sudare. Este observabilă o creștere a pierderilor de masă în cazul curentului de 8,4 kA, ceea ce relevă faptul că pentru ambele materiale, cel turnat, comercial și cel sinterizat, curentul a avut o valoare suficient de mare încât să inițieze smulgeri de material și implicit pierderi de masă în timpul descărcării electrice.
O modelare matematică a evoluției pierderii de masă în raport cu curentul de sudare, deși numărul de puncte este relativ mic (4 puncte de apreciere), relevă o variație polinomială. Acceptând gradul 2 pentru polinomul – model, se observă că, deși deviațiile dintre curba de tendință și punctele reale de măsurare sunt de proximativ 7% din valoarea punctului, totuși coeficientul gradului al doilea este de ordinul 10-4, deci polinomul este foarte apropiat de o dreaptă.
Încercând o apropiere superioară a curbei de tendință de punctele de măsurare, s-a apelat la polinomul de gradul al III-lea, care s-a evidențiat la rândul lui printr-un coeficient identic celui discutat anterior.
Așadar, cu o bună aproximație, se poate accepta modelul polinomial pătratic, minimul funcției fiind poziționat în zona curentului de 6,0 kA.
Modelul matematic al evoluției: Pmasă A = 0,0009 Is2 – 0,01 Is + 0,0417.
Proba B
Proba B (Cu98%mas+Cr2%mas, 6 ore, 1080oC) demonstrează o excelentă comportare în cazul curentului de 4,8 kA și o comportare similară electrodului din material turnat pentru curentul de 6,0 kA. Deși păstrează un nivel relativ constant al pierderii de masă, la trecerea la cel de-al treilea nivel de curent, 7,2 kA, comportarea electrodului din material turnat se dovedește a fi superioară celei a materialului sinterizat. Se menține și aici pierderea mare de masă întâlnită la proba A, în cazul curentului de 8,4 kA.
Comparativ cu proba A, fiind vorba despre aceeași rețetă, proba B a avut o comportare sensibil mai bună.
Procedând similar analizei probei A, alegerea polinomului pătratic este o soluție cu o aproximație suficient de bună pentru a putea determina prin interpolare valorile intermediare și a aprecia modul de comportare a materialului sinterizat pentru curenți ai căror valori se regăsesc în domeniul studiat: 4,8 … 8,4 kA.
Modelul matematic al evoluției: Pmasă B = 0,0005 Is2 – 0,0046 Is + 0,0196.
Proba C
Proba C (Cu98,5%mas+Cr1,5%mas, 1 oră, 1080oC) prezintă o comportare similară probei B, deși tehnologia de sinterizare diferă, iar rețeta este ușor modificată în sensul scăderii rezistenței electrice prin creșterea masei de pulbere de cupru din amestec. Aceasta îmbunătățește comportarea la curentul intermediar de 7,2 kA prin reducerea cu aproximativ 7,5% a pierderii de masă.
Modelul matematic al evoluției: Pmasă C = 0,0005 Is2 – 0,0048 Is + 0,0222.
Proba D
Proba D (Cu98,5%mas+Cr1,5%mas, 6 ore, 1080oC) relevă o compotare similară probei B și o îmbunătățire a comportării în cazul curentului de 7,2 kA, chiar și comparativ cu proba C.
Modelul matematic al evoluției: Pmasă D = 0,0005 Is2 – 0,0045 Is + 0,0186.
Proba E
Proba E (Cu99%mas+Cr1%mas, 1 oră, 1080oC), având cea mai mare cantitate de cupru în rețetă, adică o excelentă conductibilitate electrică și termică pentru clasa de materiale discutată (Cu-Cr-W), prezintă o mai slabă comportare în timpul descărcării, cantitatea de Cr din rețetă dovedindu-se insuficientă pentru impactul creat de șocul termic și mecanic specific descărcării electrice.
Modelul matematic al evoluției: Pmasă E = 0,0005 Is2 – 0,0048 Is + 0,0223.
Proba F
Proba F (Cu99%mas+Cr1%mas, 6 ore, 1080oC) păstrează tiparul întâlnit la probele anterioare, prezentând cea mai bună comportare la curentul de 4,8 kA.
Se observă o menținere a nivelurilor de pierdere masică în limitele a max 10% deviere de la valoarea medie. Așadar, între rețetele și tehnologiile specifice probelor A-F diferențele de comportare sunt relativ mici. Interesantă este însă și comportarea materialului turnat care, prezintă o comportare slabă în cazul curentului de 7,2 kA.
Modelul matematic al evoluției: Pmasă F = 0,0002 Is2 – 0,0003 Is + 0,003.
Proba G
Proba G (Cu93%mas+Cr2%mas+W5%mas, 1 oră, 1080oC) deși este un material cu aproximativ 6%mas mai puțin cupru decât materialul din care este confecționată proba F, deci având o conductibilitate electrică sensibil mai slabă, totuși comportarea ei în timpul descărcării electrice este similară celei evidențiate la proba F. Se presupune că, așa cum se aștepta, wolframul a introdus o bună rezistență mecanică la șocul produs de descărcarea electrică și a mărit rezistența materialului sinterizat la încărcarea termică specifică descărcării.
Modelul matematic al evoluției: Pmasă G = 0,0003 Is2 – 0,0023 Is + 0,0131.
Proba H
Proba H (Cu93%mas+Cr2%mas+W5%mas, 6 ore, 1080oC) demonstrează o excelentă comportare la descărcare, pierderile de masă fiind poziționate în apropierea valorii de 0,01 g până la curenți de 7,2 kA. Comportarea constantă pe o plajă atât de mare de curenți îl descrie drept un material predictibil, fapt care se constituie într-un avantaj pe care celelalte materiale nu îl demonstrează.
Modelul matematic al evoluției: Pmasă H = 0,0005 Is2 – 0,0045 Is + 0,0176.
Proba I
Proba I (Cu93,5%mas+Cr1,5%mas+W5%mas, 1 oră, 1080oC) demonstrează o revenire în matricea de comportamnt descrisă la probele A-G, dar cu o comportare foarte bună la curenți mici (4,8 kA). O oarecare constanță a comportării este evidențiată pentru curenții de valori medii (6,0 și 7,2 kA), însă materialul probei I nu este la fel de predictibil ca cel al probei H.
Modelul matematic al evoluției: Pmasă I = 0,0002 Is2 – 0,0004 Is + 0,0073.
Proba J
Proba J (Cu93,5%mas+Cr1,5%mas+W5%mas, 6 ore, 1080oC) demonstrează o constanță a pierderii de material similare celei de la proba H, deci materialul prezintă o predictibilitate a comportării suficient de bună pentru a controla procesul său d euzare din timpul exploatării. Domeniul de valori al pierderilor este cuprins între 0,01…0,013 g pentru curenți de până la 7,2 kA.
Modelul matematic al evoluției: Pmasă J = 0,0009 Is2 – 0,009 Is + 0,034.
Punând cap la cap modelele matematice obținute pentru fiecare material în parte, se pot observa similitudini importante între parametrii acestora.
Așadar:
Tabel 4.1.1
Valorile parametrilor a, b și c ai funcției polinomiale de gradul al doilea, obținuți prin calcularea mediilor aritmetice ale valorilor funcțiilor care modelează matematic comportarea materialelor în relație cu valorile curenților de descărcare, vor oferi o imagine relativ corectă a comportării generale a materialelor sinterizate din grupa studiată: Cu-Cr-W.
Această funcție (Pmasă = 0,000001 x2 + 0,000002 x + 0,000001) permite modelarea cu o eroare de sub 1% a valorilor pierderilor de masă în timpul descărcării.
Experimentul 2
Elaborarea materialelor s-a făcut utilizându-se o procedură clasică specifică metalurgiei pulberii, rețetele implicate fiind proiectate în baza experienței proprii privind comportarea la solicitări termice și mecanice a cuprului, cromului și wolframului. Etapele tehnologiei de elaborare au constat în: dozarea materialului pulverulent în procesele masice impuse de rețeta proiectată – alierea mecanică în mori planetare cu bile – analiză microscopică SEM a amestecului de pulberi – dozarea cantității de pulbere necesară realizării comprimatului – compactizarea pulberilor compozite cu presiunea de 650 Mpa – sinterizarea probelor de electrozi compactizați la temperatura de 1040oC cu menținere timp de 60 de minute – aplicarea tratamentului termic de îmbătrânire a electrozilor sinterizați la temperatura de 400oC cu menținere timp de 6 ore. Rețetele amestecurilor de pulberi care au stat la baza elaborării materialelor, propuse pentru încercarea tehnologică, sunt prezentate în tabelul 4.2.
Tabel 4.2 Rețetele și parametrii principali de elaborare a materialelor sinterizate
Încercarea tehnologică a materialelor compozite sinterizate
Materialele compozite elaborate au fost supuse unei încercări tehnologice constând în aplicarea unui ciclu termic complet de sudare, perechea electrodului realizat din material sinterizat fiind un electrod comercial obținut prin metoda clasică de turnare și extrudare.
În cadrul experimentărilor de sudare, pentru fiecare tip de material sinterizat au fost utilizați patru curenți de sudare: 4,8 kA, 6,0 kA, 7,2 kA și 8,4 kA. Pregătirea suprafețelor active ale electrozilor în vederea sudării a constat în: șlefuirea suprafețelor active ale celor doi electrozi utilizând o hârtie abrazivă cu granulația 1200, cântărirea capătului activ sinterizat și a electrodului clasic în vederea determinării pierderii de masă în timpul procesului de sudare. S-au măsurat amprentele rezultate în urma descărcării electrice pe suprafața activă a electrodului turnat și pe cea a probei sinterizate (dimensiunile maxime după două direcții din planul suprafeței). Nu s-a reușit măsurarea corectă a adâncimii amprentelor, informație de altfel importantă, motiv pentru care s-a renunțat la determinarea acestui parametru, preluându-se doar imagini ale suprafețelor amprentate (de pe probele sinterizate).
În primul rând se poate observa faptul că grupul de compozite conținând wolfram au suferit exfolieri ale zonei de contact electric (figura 4.6), transferul de masă făcându-se nu prin aderarea la electrodul cu care se afla în contact, ci prin expulzare explozivă către exterior.
Fig. 4.6 Crater și exfoliere pe muchie rezultate în urma expulzării explozive de material
a. Proba 7, curent de sudare: 6,0 kA b. Proba 8, curent de sudare: 8,4 kA
Pe lângă exfolieri, au mai fost înregistrate și smulgeri de material formând cratere în suprafața de contact a elementului activ (figura 4.7)
Fig. 4.7 Crater rezultat în urma unei expulzări explozive de material
a. Proba 1, curent de sudare: 8,4 kA b. Proba 2, curent de sudare: 8,4 kA
c. Proba 7, curent de sudare: 7,2 kA d. Proba 7, sudare a celor două materiale aflate în contact
Susceptibilitatea de a se exfolia sau de a suferi transfer de masă prin smulgere de particule din suprafața de contact, cu sau fără aderarea materialului transferat către electrodul partener, s-a întâlnit și la primul set de experimentări. Această comportare se poate explica prin diferențele majore dintre proprietățile fizice (caracteristicile termice) și caracteristicile mecanice ale wolframului și cuprului.
Wolframul este un acumulator termic, comparativ cu cuprul care are o conductibilitate termică ridicată. Menținând local căldura particulele de wolfram crează condițiile unei supraîncălziri a matricei de cupru, care se topește și se evaporă exploziv. Acest fenomen este însoțit de smulgerea de volume Cu-Cr-W, formate preponderent din particule de crom și wolfram, în care cuprul joacă numai rol de liant. Aceste volume sunt de ordinul sutelor de micrometri cubi. Mai mult, atât wolframul cât și cromul sunt materiale cu durități sensibil mai mari decât cuprul, fapt care conduce, în timpul încălzirii specifice ciclului de sudare, la ruperi agresive multiple ale matricii de cupru.
Reprezentând grafic rezultatele măsurătorilor (figura 4.8) se observă că evoluțiile pierderilor de masă ale materialelor prezintă puncte de inflexiune în zona curentului de 6,0 kA, astfel încât diferența dintre comportarea la 6,0 kA și 7,2 kA este relativ mică. O creștere importantă o cunoaște pierderea de masă la curenți mai mari decât 8 kA.
Creșterea este cuprinsă între 20-30% și arată faptul că la cantități mari de căldură introduse în material diferențele proprietăților celor trei componente produc amplificări ale efectelor de fisurare, rupere și expulzare de material.
Fig. 4.8. Evoluțiile pierderilor de masă în funcție de curentul de sudare
Valorile efective ale masei transferate sunt relativ mici, cea mai mare valoare înregistrată fiind cea de 122 mg.
Încercând o ierarhizare din acest punct de vedere, devine clară superioritatea compozitului Cu-4%Cr aliat mecanic 6 ore a cărui comportare la ciclurile de sudare a fost excelentă, în sensul că pierderea de masă a fost insesizabilă la nivel de miligrame pentru fiecare dintre cei patru curenți de sudare.
În figura 4.9 sunt prezentate funcțiile matematice care modelează evoluțiile pierderilor de masă pentru domeniul de curenți utilizat în experimentare. Se poate observa în coeficienții funcțiilor polinomiale faptul că acestea sunt aproape liniare (coeficienții pătratului fiind cu două zecimale nule). Singura funcție care ar necesita o abordare diferită este cea care modelează comportarea probelor 1 și 2 și anume materialele Cu-1%Cr și respectiv Cu-1,5%Cr. La aceste evoluții erori mai mici de reprezentare sunt asigurate de funcții polinomiale de gradul al III-lea. Această cerință este impusă de palierul orizontal dintre curenții de 6,0 kA și 7,2 kA pe care îl manifestă fiecare dintre cele două materiale.
Fig. 4.9. Modelele matematice ale evoluției pierderilor de masă
În cazul evoluției pierderii de masă a materialului Cu-4%Cr funcția care modelează această evoluție este o dreaptă orizontală, fapt care confirmă buna comportare a acestui material pentru domeniul de curenți abordat (4,8-8,4 kA).
O ierarhizare generală, din punct de vedere ale comportării la încercarea tehnologică de sudare este prezentată în tabelul 4.5.
Tabel 4.3 Ierarhizarea materialelor din punct de vedere al comportării la ciclul termo-mecanic utilizat la încercarea tehnologică
Încercarea tehnologică a evidențiat modurile de comportare ale fiecărui material sinterizat elaborat. Caracteristicile generale ale acestor comportări sunt următoarele:
Materialele conținând wolfram au evidențiat o bună rezistență mecanică la solicitarea de compresiune specifică procesului de sudare, dar prezența pulberii în matricea de cupru a fragilizat această matrice, conducând la expulzări explozive de material și chiar la exfolierea elementului activ.
Cromul introdus în rețeta compozitului sinterizat a condus la obținerea unei rezistențe mecanice comparative și chiar superioare celeor ale aliajului turnat și sinterizat, iar creșterea conținutului de crom, în detrimentul celui de cupru, a accentuat această comportare
Compozitele sinterizate cu mult cupru au prezentat o bună comportare în timpul ciclului termo-mecanic, în special în cazul curenților de sudare de valoare mare.
În general, cea mai bună comportare au avut-o compozitele cu peste 2% Cr, iar limita autoimpusă de 4% a dovedit că asigură atât o bună conductibilitate electrică, cât și o bună comportare din punct de vedere mecanic.
Anexa 1
Temperatura de înmuiere este dată, in general, cu titlu informativă si este definită astfel: ISO 5182:2008 (DIN ISO 5182 (1984); NF A 82-100 (1982) – Valoarea maximă a temperaturii la care, prin menținerea timp de două ore, se provoacă o reducere maximă de 15% a valorii durității la temperature ambiantă
Referințe bibliografice
Uran, M.: An analysis of the correltaion between the parameters indicating quality and the actual quality of welds in resistance spot welding, IIW Doc.: III-1361-05
Rutqvist, A., et. al.: Wear mechanisms of spot welding electrodes, IIW Doc.: III-1379-06
Bowers, R.J., Sorensen, C.D., Eagar, T.W.: Electrode Geometry in Resistance Spot Welding, Supplement to the Welding Journal, Feb. 1990
Polajnar, I., Podrzaj, P.: A concept of RSW monitoring system for a stable weld quality, IIW Doc.: VIII-1576-10
Murayama, G., Oikawa, H.: FEM Simulation of Resistance Spot Welding in High Strength Steel Sheets for Auto-body, IIW Doc.: III-1571-10
Tolf, E., Hedegard, J.: Influence of reduced cooling time on the properties of resistance spot welds, IIW Doc.: III-1447-07
Bilic, Z., et. al.: The influence of significant parameters on mechanical properties of the resistance flash welds, IIW Doc.: III-1446-07
Yeung, K.S., Thornton, P.H.: Transient Thermal Analysis of Spot Welding electrodes, Supplement to the Welding Journal, Jan. 1999
Tarimer, I., et. al.: A case study of a new spot welding electrode which has the best current density by magnetic analysis solutions, Journal of Electrical Engineering, vol. 62, no. 4, 2011, 233-238
Fukumoto, S., et. al: Effects of Electrode Degradation on Electrode Life in Resistance Spot Welding of Aluminum alloy 5182, Supplement to the Welding Journal, Nov. 2003
Bcshorr, T., Cramer, H.: Optimization of the electrode processing methodology for resistance spot welding of aluminum, IIW SC-Auto 53-12
Gould, J.E., Cruz, J.:Evaluation GRCop-84 for use as a Resistance Spot Welding Electrode Material, IIW Doc.: III-1529-09
Mangra, G.I., et. al.: Inductive Sensor With Sintered Magnetic Core to Evaluate the Performances of the Table Tennis Players, Materials Science Forum Vol. 672(2011), pag. 105-108, edited by Trans. Tech. Publications Ltd, Switzerland, ISSN: 1662-9752, DOI: 10.4028/www.scientific.net /MSF.672 .105
Savu, I.D., et. al..: Laser welding of low friction nanostructured sintered composites – technical and environmental aspects, International Journal of Microstructure and Materials Properties, Volume 5, Number 2-3/2010, Pag. 261-275, ISSN1741-8410, DOI:10.1504/IJMMP.2010.035944
Miclau, M., Teza de doctorat
Referințe bibliografice
Uran, M.: An analysis of the correltaion between the parameters indicating quality and the actual quality of welds in resistance spot welding, IIW Doc.: III-1361-05
Rutqvist, A., et. al.: Wear mechanisms of spot welding electrodes, IIW Doc.: III-1379-06
Bowers, R.J., Sorensen, C.D., Eagar, T.W.: Electrode Geometry in Resistance Spot Welding, Supplement to the Welding Journal, Feb. 1990
Polajnar, I., Podrzaj, P.: A concept of RSW monitoring system for a stable weld quality, IIW Doc.: VIII-1576-10
Murayama, G., Oikawa, H.: FEM Simulation of Resistance Spot Welding in High Strength Steel Sheets for Auto-body, IIW Doc.: III-1571-10
Tolf, E., Hedegard, J.: Influence of reduced cooling time on the properties of resistance spot welds, IIW Doc.: III-1447-07
Bilic, Z., et. al.: The influence of significant parameters on mechanical properties of the resistance flash welds, IIW Doc.: III-1446-07
Yeung, K.S., Thornton, P.H.: Transient Thermal Analysis of Spot Welding electrodes, Supplement to the Welding Journal, Jan. 1999
Tarimer, I., et. al.: A case study of a new spot welding electrode which has the best current density by magnetic analysis solutions, Journal of Electrical Engineering, vol. 62, no. 4, 2011, 233-238
Fukumoto, S., et. al: Effects of Electrode Degradation on Electrode Life in Resistance Spot Welding of Aluminum alloy 5182, Supplement to the Welding Journal, Nov. 2003
Bcshorr, T., Cramer, H.: Optimization of the electrode processing methodology for resistance spot welding of aluminum, IIW SC-Auto 53-12
Gould, J.E., Cruz, J.:Evaluation GRCop-84 for use as a Resistance Spot Welding Electrode Material, IIW Doc.: III-1529-09
Mangra, G.I., et. al.: Inductive Sensor With Sintered Magnetic Core to Evaluate the Performances of the Table Tennis Players, Materials Science Forum Vol. 672(2011), pag. 105-108, edited by Trans. Tech. Publications Ltd, Switzerland, ISSN: 1662-9752, DOI: 10.4028/www.scientific.net /MSF.672 .105
Savu, I.D., et. al..: Laser welding of low friction nanostructured sintered composites – technical and environmental aspects, International Journal of Microstructure and Materials Properties, Volume 5, Number 2-3/2010, Pag. 261-275, ISSN1741-8410, DOI:10.1504/IJMMP.2010.035944
Miclau, M., Teza de doctorat
Anexa 1
Temperatura de înmuiere este dată, in general, cu titlu informativă si este definită astfel: ISO 5182:2008 (DIN ISO 5182 (1984); NF A 82-100 (1982) – Valoarea maximă a temperaturii la care, prin menținerea timp de două ore, se provoacă o reducere maximă de 15% a valorii durității la temperature ambiantă
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: Electrozi Pentru Sudare Prin Presiune In Puncte din Materiale Compozite (ID: 162414)
Dacă considerați că acest conținut vă încalcă drepturile de autor, vă rugăm să depuneți o cerere pe pagina noastră Copyright Takedown.