Tehnologie de Asamblare Prin Sudare a Tevilor In Peretii Membrana

1.1 Cazane de abur

Datorită creșterii procentului de industrializare, respectiv cerințele tot mai acerbe ale pieței consumatoare în industria petrolieră de utilitați și energie electrică se observă necesitatea din ce în ce mai mare de abur tehnologic.

Ca urmare a acestora se poate observa o dezvoltare destul de mare dabur tehnologic. Pentru obtinerea de aburului tehnologic si nu numai, se foloseste o instalatie industriala care poarta denumirea de cazan de abur sau generator de abur.

Revoluția industrială a început odată cu punerea în practică a mașinilor cu abur ce a stimulat dezvoltarea rapidă a construcției agregatelor de producere a aburului numite generatoare de abur. Cea mai mare răspândire în energetică o au cazanele de abur care transformă în căldură energia chimică a combustibililor organici arși în echipamente speciale cu care sunt dotate cazanele cunoscute sub denumirea de instalații de ardere.

Generatorul de abur este un agregat în care au loc procese fizico-chimice complicate. De aceea proiectarea, construcția și exploatarea acestora necesită cunoștințe vaste din diverse domenii ale fizicii, chimiei, termotehnicii, aerodinamicii, rezistenței materialelor.

Generatoarele de abur asigură alimentarea cu abur a diverșilor consumatori: consumatorii casnici (încălzirea locuințelor și prepararea apei calde menajere), consumatorii industriali (producerea de abur viu, apă fierbinte și energie electrică), marile centrale electrice (CTE,CET,CNE) asigurând alimentarea cu abur a diverșilor consumatori industriali casnici și a marilor centrale electrice, generatoarele de abur sunt mari consumatoare de combustibil.

În România sunt construite și se exploatează cazane de abur cu diverse debite (de la 200 kg/h până la 1035 t/h) și presiuni (de la presiunea atmosferică până la 19,6 MPa). Până în anii ’60 ai secolului trecut, majoritatea cazanelor de abur proveneau din import. În țara noastră se fabricau doar cazane pentru debite și presiuni reduse, destinate utilizărilor casnice și industriale, care se caracterizau prin construcție simplă și folosire de hidrocarburi (gaze naturale și combustibili lichizi). Aceasta a făcut ca în anul 1960, circa 70% din energia electrică (7,65 TWh) să fie produsă consumându-se hidrocarburi (64% gaze naturale și 6% păcură), situație care s-a menținut până în 1970 (35 TWh).

Ca urmare a dezvoltării petrochimiei și a creșterii accelerate a prețului petrolului pe piața mondială, s-a pus problema folosirii cu prioritate, în domeniul energetic, a combustibililor solizi și în primul rând al ligniților și șisturilor bituminoase, în vederea reducerii ponderii hidrocarburilor în producția energiei electrice precum și un regim sever de reducere a consumului de combustibil. În acest scop s-au intensificat cercetările în domeniul cunoașterii și folosirii combustibililor solizi și s-au proiectat și executat în țară cazane care să poată folosi acești combustibili.

După anii ’90, datorită reducerii sensibile a consumului industrial de energie și creșterii cantității de energie electrică produsă pe bază de combustibil nuclear, marile instalații de cazane au început să staționeze și utilizarea ligniților pentru producerea aburului s-a diminuat. La aceasta au contribuit și problemele apărute pe parcursul exploatării generatoarelor de abur pe bază de cărbuni cu căldură de ardere inferioară care aveau o fiabilitate relativ redusă și consumuri specifice de combustibil ridicate.

Creșterea fiabilității cazanelor de abur și reducerea consumului de hidrocarburi ca și a celui de combustibil se poate realiza prin îmbunătățirea proceselor de pregătire a combustibilului (uscare și măcinare) și îmbunătățirea procesului de ardere prin perfecționarea arzătoarelor, adoptarea de brâuri de aprindere și grătare de postardere la baza focarelor. Se va putea ajunge astfel, ca aceste agregate să funcționeze fără combustibil de adaos (hidrocarburi), la debite nominale, hidrocarburile urmând a fi folosite doar la pornire și la debite scăzute.

Dezvoltarea construcției cazanelor de abur a făcut posibil ca în acest scurt timp țara noastră să se transforme din țară importatoare de cazane, în țară exportatoare de asemenea agregate.

1.2. Structura și funcționarea cazanului de abur

Cazanele de abur sunt instalații folosite pentru producerea de abur, căldura necesară fiind furnizată fie de un combustibil prin ardere, fie de gazele de ardere provenite dintr-o altă instalație. Împreună cu instalațiile auxiliare necesare funcționării lui, cazanul de abur formează o instalație de cazane.

Suprafața de schimb de căldură a cazanului este alcătuită din secțiuni delimitate conform cu evoluția schimbului de căldură. Agentul termic preia căldura lichidului în preîncălzitorul de apă sau economizor, căldura de vaporizare în vaporizator și căldura de supraîncălzire în supraîncălzitor.

Cazanul de abur mai cuprinde un supraîncălzitor intermediar, în cazul încadrării într-un ciclu cu supraîncălzire intermediara și un preîncălzitor de aer.

Arderea combustibilului se produce într-o incintă numită focar. Suprafețele de încălzit ale cazanului sunt plasate în focar și în drumurile de gaze de ardere.

Într-un cazan cu circulație naturală, apa de alimentare pompată de o pompă de alimentare intră în cazan prin economizor, în care îi crește temperatura până sau aproape de temperetura de vaporizare, de aici intră în tambur, care îndeplinește mai multe funcții principale: distribuirea apei în țevile vaporizatorului, separarea aburului de apă și delimitarea vaporizatorului de supraîncălzitor, adică menținerea unui punct fix de terminare a vaporizării în interiorul suprafeței de încălzire a cazanului.

Din tambur apa coboară prin țevile de coborâre în colectoarele inferioare ale țevilor vaporizatoare. În țevile vaporizatoare se produce în urma preluării căldurii de la gazele de ardere, vaporizarea unei parți din apă și se formează o emulsie apă-abur. Această emulsie se ridică în țevi spre tambur, unde se separă aburul de apă.

Aburul saturat separat intră în supraîncălzitor, în care se supraîncălzește până la temperatura finală, cu care iese din cazan. Apa separată se amestecă cu apa de alimentare, care înlocuiește apa vaporizată și intră din nou în țevile de coborare.

Căldura preluată de agentul de lucru este produsă prin arderea combustibilului. Aceasta se produce în focar, iar prin arzătoare, se introduce combustibilul și aerul necesar arderii. Gazele de ardere parcurg focarul și apoi trec în al doilea drum al gazelor de ardere. Combustibilul, în cazul descris, este cărbunele pulverizat.

Din buncăr, prin alimentatoare, acesta ajunge în mori, în care este măcinat și apoi insuflat în focar. Aerul de ardere este insuflat de ventilatoare. Gazele de ardere parcurg drumurile de gaze ale cazanului, datorită depresiunii create de ventilatoarele de gaze. Ele antrenează cenușa zburatoare, care este reținută în separatorul de cenusă.

În timpul funcționării se menține egalitatea între fluxul de masă de apă, care intră în cazan și fluxul de masă de abur, care iese din cazan.

Simultan se menține egalitatea între fluxul de căldură introdus în cazan cu combustibilul și fluxul de căldură preluat de agentul termic. Orice abatere de la echilibrul dintre fluxurile de masă și căldura, care intră în cazan și cele care ies, duce la modificarea parametrilor de funcționare.

1.3 Procesul de vaporizare

Vaporizarea apei în cazan este strâns legată de fluxul de căldură, care trece prin peretele țevilor vaporizatoare. Acesta este determinat de diferența de temperatură între peretele țevii și apa care circulă în interiorul ei, precum și de rezistența față de schimbul termic global prin perete.

1.4 Clasificarea generatoarelor de abur

Clasificarea generatoarelor de abur se face în funție de diferite criterii astfel:

În funcție de gradul de mobilitate generatoarele de abur se împart în:

generatoare de abur mobile (deplasabile) montate pe mijloace de locomoție;

generatoare de abur fixe (stabile).

În funcție de combustibilul folosit generatoarele de abur se împart în:

generatoare de abur pentru combustibili solizi;

generatoare de abur pentru combustibili lichizi;

generatoare de abur pentru combustibili gazoși;

generatoare de abur pentru amestecuri de combustibili.

În funcție de felul în care se furnizează căldura generatoarele de abur se împart:

generatoare de abur saturat;

generatoare de abur supraîncălzit;

cazane de apă fierbinte (CAF).

În funcție de felul în care se dezvoltă căldura în focar generatoarele sunt:

generatoare de abur cu arderea combustibililor naturali;

generatoare de abur pentru arderea deșeurilor;

cazane recuperatoare (ce folosesc căldura reziduală de la alți consumatori de căldură: cuptoare);

cazane electrice ce folosesc energia electrică.

În funcție de presiunea gazelor de ardere din focar, generatoarele de abur sunt:

generatoare de abur cu depresiune în focar (-20 Pa);

generatoare de abur cu suprapresiune mică în focar (+1…10 kPa);

generatoare de abur cu suprapresiune medie în focar (0,5…1,5 MPa)

În funcție de utilizarea aburului sau a apei calde generatoarele de abur sunt:

cazane de încălzire, ce folosesc la încălzirea locuințelor;

generatoare de abur industriale, ce folosesc la alimentarea cu abur a consumatorilor industriali;

generatoare de abur energetice ce se folosesc împreună cu turbinele de abur la producerea energiei electrice în CTE sau în CET cu producere simultană de energie electrică și căldură.

În funcție de configurația canalelor de circulație a gazelor de ardere, generatoarele de abur se împart în :

generatoare de abur în formă de ;

generatoare de abur în formă de U simplu sau dublu;

generatoare de abur în formă de T;

cazane turn;

generatoare de abur cu trei drumuri ;

În funcție de volumul de apă generatoarele de abur se împart în:

generatoare de abur cu volum mare de apă (cazane ignitubulare, la care focul circula prin țevi și apa în exteriorul țevilor)

generatoare de abur cu volum mic de apă (cazane acvatubulare, la care apa circula prin țevi și focul în exteriorul țevilor)

În funcție de presiunea nominală generatoarele de abur se împart în:

generatoare de abur cu presiune supracritică (cu presiune maximă > 225 bar)

generatoare de abur cu presiune subcritică (cu presiune maximă < 225 bar)

În funcție de modul de circulație a fluidului de lucru în sistemul vaporizator generatoarele de abur se împart în:

generatoare de abur cu circulație naturală;

generatoare de abur cu circulație forțată multiplă;

generatoare de abur cu circulație forțată mică (străbatere forțată).

În România se fabrică generatoare de abur industriale cu debitul nominal de la 1 până la 50 t/h, cu presiunea nominală de la 0,5 până la 3,53 MPa și cu temperatura nominală cuprinzând temperatura aburului saturat; cazane recuperatoare cu debitul nominal de la 2,6 pâna la 25,2 t/h, cu presiunea nominală de la 0,5 până la 4,31 MPa și cu temperatura nominală cuprinzând 150, 240, 250 și 450°C; generatoare de abur energetice cu debitul nominal de la 120 până la 1035 t/h, cu presiunea nominală de la 9,8 până la 19,2 Mpa și cu temperatura nominală cuprinzând 535, 540 și 570°C.

1.4.1 Cazane de abur cu circulație naturală cu tevi de apă cu înclinare mare

La cazanele cu țevi de apă cu înclinare mare, înclinarea țevilor vaporizatorului față de orizontală este mai mare și nu mai este limitată presiunea de funcționare, țevile fiind legate la tambure prin sudură, iar axele tamburelor sunt perpendiculare pe axele țevilor. La presiuni mari, în vederea măririi presiunii active de circulație s-a crescut înălțimea sistemului vaporizator. Cazanele cu țevi de apă cu înclinare mare se realizează cu vaporizator convectiv, vaporizator de radiație și vaporizator mixt. La cazanele cu vaporizator convectiv cuplarea țevilor vaporizatoare se poate face la unul sau la mai multe tambure.

În fig. 1.1 se prezintă schița unui cazan cu țevi cu înclinare mare la vaporizatorul convectiv realizat cu trei tambure.

Pentru a se mări viteza gazelor de ardere în țevile vaporizatorului convectiv s-au prevăzut pereți despărțitori care formează în vaporizatorul convectiv trei drumuri de gaze de ardere. Cazanul are de asemenea prevăzut în focar vaporizator de radiație și supraîncălzitor de radiație.

Fig. 1.1 Cazan cu țevi de apă cu înclinare mare cu 3 tambure

1.4.2 Cazane cu circulație forțată a apei

La presiuni mai ridicate de 180 bar se realizează o circulație fortață în cazane prin pompare, cazanele fiind denumite cu circulație forțată. Acestea sunt de două feluri:

cazane cu circulație forțată multiplă;

cazane cu circulație forțată unică, denumite și cazane cu străbatere forțată

Cazane cu circulație forțată multiplă

În aceste cazane, circulația apei este produsă de o pompă specială de recirculare, care aspiră apa din tamburul cazanului și o refulează prin țevile fierbătoare înapoi în tambur. Construcția sistemului fierbător este asemănătoare cu cea a cazanului cu circulație naturală (cu țevi cu înclinare mare de radiație) deosebindu-se de ultima prin multiplu de circulație mai mic și prin viteză mai mare de circulație a apei și al amestecului de apă-abur. Pompa de recirculare înlătură necesitatea unei anumite asezări a țevilor fierbătoare și a elementelor de legătură dintre acestea (colector, țevi de cădere, țevi de urcare) în vederea asigurării unei forțe ascensionale.

În fig. 1.2 este prezentată schema unui cazan cu circulație forțată multiplă de tip La Monte .

Fig. 1.2 Schema cazanului cu circulație forțată multiplă La Monte

Cazane cu circulație forțată unică

La cazanele cu străbatere forțată pompa de alimentare preia și funcția pompei de circulație a fluidului din sistemul vaporizator. Fluidul de lucru parcurge în serie toate suprafețele de schimb de căldură în vaporizator apa trecând o singură dată pentru vaporizare completă.

Caracteristic acestor cazane este lipsa tamburului, separarea aburului nemaifiind necesară. Lipsa tamburului face imposibilă purjarea și ca urmare apa de alimentare trebuie să fie de calitate ireproșabilă, demineralizată, deoarece sărurile din apa de alimentare se depun în cazan.

Pentru a se evita accidentele datorită unei ape de alimentare necorespunzătoare, cazanul este prevăzut cu o suprafață finală de vaporizare convectivă “de sacrificiu” amplasată după supraîncălzitor numită “zonă de tranziție” sau un tambur separator de picături care să permită purjarea. Deoarece nu se mai face separarea aburului din apă, cazanele cu străbatere forțată pot fi construite la orice presiuni subcritice și supracritice. Ca urmare a dispariției tamburului scade sensibil rezerva de apă a cazanului și ca urmare este necesară o automatizare perfecționată.

Se deosebesc trei tipuri de cazane cu străbatere forțată:

1.Cazanul Benson

În fig. 1.3 este prezentată schema unui cazan cu circulație forțată de tip Benson [1]. Cazanul Benson este un cazan cu străbatere forțată, având drept caracteristică constructivă construcția vaporizatorului de radiație realizat sub formă de pachete formate din țevi legate în paralel la un colector inferior și un colector superior. La primele construcții pachetele de țevi erau formate din țevi drepte legate între ele prin țevi exterioare de diametre mari. Vaporizarea se termină în zona de tranziție amplasată după supraîncăzitor.

Fig. 1.3 Schema cazanului cu circulație forțată de tip Benson

Rolul zonei de tranziție este de a se încheia vaporizarea și de a se depune eventualele săruri. Zona de tranziție este amplasată la temperaturi ale gazelor de ardere mai coborâte pentru ca temperatura peretelui țevii să nu crească excesiv în cazul murdăririi interioare ale țevilor. La construcțiile actuale pachetele de țevi verticale au fost înlocuite cu pachete de țevi înclinate sau cu pachete de țevi în meandre orizontale sau verticale. De asemenea, zona de tranziție a fost înlocuită cu un tambur separator montat înpoziție verticală. Pachetele cu țevi înclinate sau în meandre s-au adoptat în vederea realizării circulației în spirală a fluidului de lucru în vaporizatorul de radiație pentru uniformizarea fluxului primit de fiecare țeavă în parte.

2.Cazanul Ramzin

Cazanul Ramzin fig. 1.4 de construcție sovietică este realizat din două sisteme de țevi cuplate în paralel care sunt înclinate la aproximativ 20° pe pereții laterali și orizontale pe peretele frontal și posterior în acest fel țevile cu diametre de 38…50 mm formează serpentine în spirală.

Fig. 1.4 Schema cazanului Ramzin

3.Cazanul Sulzer

Caracteristica acestui cazan este că între colectorul de intrare a apei în economizor și ieșirea aburului din supraîncălzitor nu mai există colectoare, din această cauză cazanul mai poartă denumirea și de cazan monotubular.

Între vaporizator și supraîncălzitor cazanul are prevăzut un tambur separator de abur care permite și purjarea eventualelor săruri ajunse în fluidul de lucru în caz de accidente.

În fig. 1.5 este prezentată schema cazanului de tip Sulzer. Țevile vaporizatorului au diametre de 51…60 mm.

Cu cât debitul cazanului crește cu atât crește numărul serpentinelor montate în paralel; la debite de 8 t/h cazanul are o singură serpentină. Debitele la care s-au realizat aceste cazane sunt comparabile cu cele de la cazanele Benson.

O problemă specifică acestor cazane este reintroducerea apei din tamburul separator în circuitul principal.

Fig. 1.5 Schema cazanului Sulzer

4.Cazanul Löffler

O particularitate a cazanului Löffler 1.6 este faptul că vaporizarea apei se realizează cu abur supraîncălzit, prin injecția acestuia în tamburul cazanului în duze montate în lungul tamburului situat în afara cazanului. Aburul saturat produs este vehiculat de un compresor de abur prin supraîncălzitorul de radiație și de convecție. Din cantitatea de abur supraîncălzit o treime se trimite la consumator și două treimi servește la vaporizare.

Fig. 1.6 Schema cazanului Löffler:

1.5 Elemente constructive ale cazanelor de abur

1.5.1 Construcția tamburului

Partea cilindrică a tamburului este formată din virole executate din tablă de oțel prin sudare. Partea cilindrică are la extremități două funduri bombate executate prin forjare. Unul dintre funduri are gură de vizitare prin care se face controlul interior al tamburului. Fundul cu gură de vizitare este prevăzut cu capac pentru gura de vizitare.

Construcția colectoarelor sau camerelor de apă

Colectoarele se realizează din țevi trase găurite, în care se montează ștuțuri de legătură la țevi. După sudarea ștuțurilor cu o lungime de cca 250 mm și a capacelor plane sau bombate, colectoarele se tratează termic pentru detensionare.

Camerele de apă pentru cazanele secționale se construiesc prin forjare. Pentru introducerea și scoaterea țevilor, camerele de apă sunt prevăzute cu capace metalice .

1.5.2 Construcția supraîncălzitorului

Supraîncălzitorul are rolul de a ridica temperatura fluidului de lucru de la temperatura de saturație la temperatura nominală (la supraîncălzitorul de bază) sau ridicarea temperaturii aburului de la temperatura de ieșire din corpul de înaltă presiune la temperatura de intrare în corpul de medie presiune (supraîncălzitorul intermediar). Din punct de vedere constructiv supraîncălzitoarele sunt de trei tipuri: supraîncălzitoare de radiație, supraîncălzitoare convective, supraîncălzitoare de semiradiație (paravan).

Fig. 1.7 Curgerea relativă a fluidelor în supraîncălzitoarele de abur

a – în echicurent; b – în dublu contracurent; c – în contracurent; d – în curent mixt

Supraîncălzitoarele convective sunt de două feluri: cu serpentine cu țevi verticale și cu serpentine cu țevi orizontale. Din punct de vedere al circulației relative gaze de ardere – fluid de lucru, supraîncălzitoarele pot fi schimbătoare de căldură în echicurent, contracurent sau mixte. În fig1.7 se prezintă circulația relativă a fluidelor în supraîncălzitoarele de abur. În funcție de debitul de abur ce trece prin supraîncălzitor, acesta se poate realiza cu serpentină simplă, dublă sau triplă, așa cum se vede în fig.1.8.

Serpentinele supraîncălzitorului convectiv trebuie susținute pe suporturi răcite sau nerăcite. Suporturile se amplasează pe țevi răcite cu aburul care se supraîncălzește. Susținerea supraîncălzitoarelor convective cu serpentine cu țevi verticale se face pe suporturi pieptene din oțeluri refractare susținute de țevi de răcire.

Fig. 1.8 Supraîncălzitor convectiv

a – cu serpentină simplă; b – cu serpentină dublă; c – cu serpentină triplă

Supraîncălzitoare de radiație primesc căldura prin radiație de la flacără în focar. Sunt formate din colectoare și țevi ca și vaporizatoarele de radiație cu mențiunea că diametrul țevilor este mai redus (32…38 mm). Pentru o răcire bună, vitezele aburului trebuie să fie mai ridicate decât în supraîncălzitoarele convective. În caz că prin circulația aburului într-un singur drum nu se asigură viteza necesară pentru răcire, se folosesc supraîncălzitoare cu mai multe drumuri, acestea realizându-se prin capace montate în interiorul colectoarelor de abur. Amplasarea țevilor pe peretele focarului se poate face în exclusivitate sau împreună cu țevile vaporizatorului de radiație. În cazul când supraîncălzitorul este instalat în exclusivitate, țevile sale se amplasează ca în fig. 1.9.

Fig. 1.9 Amplasarea țevilor la supraîncălzitoarele de radiație “a”

față de cele ale sistemului vaporizator de radiație “b”

Supraîncălzitoare de semiradiație (paravan) sunt amplasate în partea superioară a focarului fiind suspendate sub formă de paravane. Acestea sunt construite din țevi sub formă de meandre orizontale sau verticale, distanța dintre panouri fiind de 0,5…2 m, gazele de ardere circulând printre panouri.

Folosirea acestor supraîncălzitoare este avantajoasă în special la combustibili cu cenușă cu tendințe de depunere.

1.5.3 Construcția economizoarelor

Economizoarele au rolul de a ridica temperatura apei de la temperatura apei de alimentare până aproape de temperatura de saturație, scăzând astfel entalpia gazelor de ardere și mărind economicitatea cazanului.

Economizoarele cu tuburi de fontă drepte cu nervuri pătrate sau circulare se folosesc la cazane cu presiuni relativ scăzute la care tratarea apei de alimentare este mai sumară. Realizarea serpentinelor se face prin cuplarea tuburilor de fontă drepte cu coturi asamblate cu șuruburi și garnituri (etanșare discutabilă).

Aripioarele măresc suprafața de schimb de căldură și compactează economizorul.

La murdărirea interioară, se scot coturile de legătură și țevile drepte se pot curăța mecanic.

Fig. 1.10. Economizor cu tuburi de fontă cu aripioare

Economizoarele cu tuburi de oțel sunt construite din două colectoare (de intrare și ieșire) la care se cuplează în paralel mai multe serpentine ca și la supraîncălzitoarele convective.

Fig. 1.11 Schema unui economizor cu tuburile de oțel și curgere descendentă a gazelor de ardere

1.5.4 Construcția preîncălzitoarelor de aer

Sunt schimbătoarele de căldură finale ale cazanelor de abur. Preîncălzitoarele de aer realizează preîncălzirea aerului până la o temperatură impusă de calitatea combustibilului care se arde în focar realizând reducerea temperaturii gazelor de ardere până la temperatura de evacuare la coș. Preîncălzitorul de aer realizează recircularea unei cantități de căldură de la evacuare în focar, îmbunătățind procesul de ardere și ridicând entalpia și temperatura gazelor de ardere în focar.

Din punct de vedere funcțional preîncălzitoarele de aer sunt recuperative (la care schimbul de căldură de la gazele de ardere la aer se realizează continuu) și regenerative la care acest schimb de căldură se realizează intermitent. La aceste preîncălzitoare de aer căldura se cedează de la gazele de ardere la o umplutură solidă (metalică sau ceramică) și de la aceasta la aer. Preîncălzitoare de aer recuperative sunt, în funcție de construcție, de mai multe feluri: preîncălzitoare de aer cu tuburi de fontă, preîncălzitoare cu plăci de oțel (buzunare) și preîncălzitoare de aer tubulare. Preîncălzitoare de aer cu tuburi de fontă sunt folosite și la cuptoarele de încălzire sub denumirea de recuperatoare de căldură. Sunt formate din tuburi de fontă de secțiune eliptică cu nervuri sau ace, fie pe fața exterioară, fie pe ambele fețe. Preîncălzitoare de aer cu plăci de oțel (buzunare) sunt formate din plăci de oțel ambutisate și sudate două câte două formând un fel de buzunar. Preîncălzitorul este simplu de executat însă are ca dezavantaje deformarea tablelor și ruperea sudurilor în timpul exploatării. De asemenea, prin găurile de trecere ale buloanelor de strângere a buzunarelor trece și aerul din preîncălzitor în gazele.

Fig. 1.12 Preîncălzitor de aer cu plăci (buzunare)

3.

Variante ale procedeului de sudare MIG/MAG

3.1 Sudarea cu sârmă tubulară

La acest procedeu, în locul sârmei pline, se utilizează sârmă tubulară în interiorul căreia se găsește un flux asemănător celui din învelișul electrozilor. Acesta are aceleași roluri ca și învelișul electrozilor. Avantajele sudării cu sârmă tubulară sunt: rată de depunere mai mare pentru un curent dat, caracteristici mecanice mai ridicate pentru îmbinarea sudată. Comparativ cu sudarea MIG/MAG, sudarea cu sârmă tubulară se distinge prin următoarele particularități:

Posibilitate de aliere suplimentară a metalului depus prin intermediul miezului

Îmbunătățirea stabilității arcului electric, reducerea pierderilor prin stropi.

Sensibilitate mai redusă față de curenții de aer

Pericol redus de reducerea porilor, fisurilor și defectelor de legătură

Viteză mai mică de răcire a sudurii

3.2 Sudarea în impulsuri

La acest procedeu curentul de sudare variază între un nivel maxim (curent de puls, Ip) și un nivel minim (curent de bază, Ib).Fig. 6.4

Fig. 3.1 Curentul pulsat

3.3 Procedee de sudare MIG/MAG de înaltă productivitate

RAPID-ARC – viteza de avans al sârmei urcă până la 30 m/min, gazul de protecție este 92%Ar+8%CO2, lungimea capătului liber este mai mare, tensiunea ușor scăzută și rata de depunere poate atinge 15-18 kg/h.

RAPID-MELT – viteza de avans al sârmei urcă până la 40 m/min, gazul de protecție este 92%Ar+8%CO2, arcul este rotitor și rata de depunere poate atinge 20 kg/h.

Sudarea cu două sârme – topirea simultană a două sârme de sudare, cu formarea unei băi comune de metal. Sârmele pot fi identice sau diferite. Rata de depunere urcă până la 20 kg/h. Viteza de sudare este cuprinsă între 30-200 cm/min.

T.I.M.E. – procedeu ce utilizează un gaz de protecție special, puternic ionizant:

(40-70)%Ar+(25-60)%He+(3-10)%CO2+(0.1-1)%O2.

Pentru o sârmă de 1.2 mm diametru: lungimea liberă a capătului sârmei este de 25-30 mm, curentul de sudare în jur de 760 A și tensiunea arcului de cca 60V

4.

Proiectarea soluției constructive

pentru dispozitivul de sudare mecanizată a pereților membrană

Țevile care urmează a fi sudate impreună cu platbenzile trebuiesc poziționate ca in imaginea de mai jos.

Fig. 4.1

Executarea acestei suduri se va face in doua etape și anume: În prima etapă se va efectua sudura pe o parte a peretelui membrană după care peretele se va întoarce pentru executarea sudurii si pe partea cealaltă a peretelui.

Diametrul țevilor folosite este Ǿ 63 având grosimea peretelui de 4 mm si o lungime de 6000 mm.

Platbenzile care sunt folosite au latimea de 25 mm, grosimea de 6 mm si lungimea egala cu cea a tevilor.

4.1 Schema cinematică a dispozitivului pentru antrenarea ansamblului țevi-platbenzi

Pentru sudarea ansamblului țevi platbenzi există două posibilitați:

1.Semifabricatul este menținut intr-o poziție fixă i-ar capetele de sudare vor avea o miscare de translație cu viteza V.

2.Semifabricatul este antrenat cu ajutorul unui dispozitiv cu role intr-o mișcare de translație cu viteza V, i-ar capetele de sudare vor fi fixe.

Pentru schema cinematică a dispozitivului de antrenare a ansamblului din motive constructive s-a ales varianta 2.

Pentru aceasta capetele de sudare trebuie fixate pe un sistem independent de restul sistemului.Așadar pentru efectuarea acestei suduri este nevoie ca ansamblul de țevi-platbenzi sa execute o miscare rectilinie cu o anumită viteză.Dispozitivul de sudare trebuie să fie simplu și să se poată deplasa cu viteză constantă. În figura 4.2 este prezentată o soluție constructivă pentru sistemul cinematic de deplasare a ansamblului.

Fig. 4.2 Schema cinematică a dispozitivului pentru antrenarea ansamblului țevi-platbenzi

Antrenarea este asigurată de un motor electric de curent continuu, acesta fiind ușor de utilizat datorită posibilității de reglare a turației prin modificarea tensiunii de alimentare. Ieșirea motorului este conectată la un sistem de transmitere de tip reducător, cu roți dințate. Pinionul sistemului este montat direct pe arborele motorului sau pe o prelungire a acestuia, iar roțile dințate sunt montate pe osiile rolelor de antrenare a țevilor. Mișcarea de translație este transmisă rotilor ce deplasare a țevilor prin intermediul unui sistem de transmitere compus din roți dințate cu dinti drepti si un sistem de pinioane conice.

4.2 Mișcarea efectuată de ansamblul țevi-platbenzi

Mișcarea efectuată de ansamblul țevi-platbenzi este o mișcare de translație simplă, cu o viteză reglabilă in funcție de cerințe.

Pentru acest dispozitiv se propune soluția constructivă din figura 4.3.

Fig. 4.3 Schema cinematică a soluției constructive propuse pentru standul cu role

4.3 Soluția constructivă a dispozitivului pentru sudarea mecanizată a pereților membrană

Rolele de antrenare împreună cu angrenajele și motorul electic formează ansamblul care are rolul de a efectua mișcarea rectilinie a ansamblului țevi-platbenzi. Acest ansamblu este conform figurii 4.4, iar funcționarea lor trebuie să aibă loc sincronizat, astfel încât capetele de sudare care au o poziție fixă să fie poziționate continuu în rostul de sudare.

Fig. 4.4 Sistemul de sudare mecanizată a pereților membrană

4.4 Proiectarea sistemului de antrenare a pereților membrană

Corectitudinea funcționării sistemului de antrenare cu role este dependentă de unghiul care poate fi exprimat în funcție de elementele geometrice cunoscute.

(4.1)

unde, A este distanța dintre axele rolelor, D diametrul piesei și d diametrul rolei.

(4.2)

Valorile extreme ale diametrelor pentru 30° <  < 60° vor fi:

(4.3)

Forța F care acționează asupra unei role sub acțiunea greutății G (masa piesei este de 44 kg) a piesei este:

(4.4)

unde, n este numărul de role pe care se sprijină piesa. Rezultă astfel valoarea forței:

(4.5)

Se acceptă pentru calculele ulterioare valoarea superioară de 2000 N.

4.4.1 Alegerea motorului electric pentru acționarea sistemului de deplasare

Se determină puterea necesară a organului de lucru (OL) din cadrul mașinii proiectate.

(4.6)

unde este forța de tracțiune a OL, [kN];

–viteza lineară a OL, [m/s].

[kW]. (4.7)

Determinăm randamentul orientativ al mecanismului de acționare (MA),

(4.8)

unde –randamentul cuplajului, acceptăm

–randamentul angrenajului reductorului (reductor cu roți dințate conice), acceptăm

–randamentul unei perechi de rulmenți, acceptăm

–randamentul transmisiei prin angrenaj cilindric (transmisia deschisă), acceptăm

. (4.9)

Determinăm puterea necesară pe arborele motorului electric (ME) [kW]:

[kW]. (4.10)

Determinăm puterea nominală a ME – [kW].

În conformitate cu recomandările acceptăm în continuare [kW].

Alegem în prealabil tipul motorului electric.

Deoarece pentru [kW] îi corespunde mai multe tipuri de ME cu număr diferit de turații, în conformitate cu recomandările, alegem prealabil următoarele două motoare electrice:

Tabel 4.1 Caracteristica tehnică pentru doua variante de ME alese prealabil.

4.4.2.Determinarea și distribuirea raportului total de transmitere al MA

Determinăm turația arborelui OL – [min-1]:

(4.11)

unde –viteza lineară a OL, [m/s], iar D-diametrul rolelor, [mm]

[min-1]. (4.12)

Determinăm rapoartele de transmitere ale MA pentru ambele variante de ME:

(4.13)

(4.14)

Determinăm rapoartele de transmitere ale treptelor MA:

(4.15)

unde sunt rapoartele de transmitere ale reductorului și, respectiv, ale transmisiei prin angrenaj cilindric deschis. Se acceptă . Din relația de mai sus determinăm valorile și pentru cele două variante propuse:

(4.16)

(4.17)

Precum ambele valori și se găsesc în limita valorilor recomandate ale rapoartelor de transmitere (pentru cazul angrenajului cilindric deschis), și din considerente de gabarit, acceptăm a doua variantă a motorului electric. Astfel, în final, alegem motorul electric 4AM112MA6Y3 ( [kW]; [min-1]);

Rapoartele de transmitere:reductorul cilindric

(4.18)

4.4.3 Determinarea parametrilor cinematici și de forță ai arborilor MA

În corespundere cu schema cinematică a MA [sarcina de proiectare] pentru calculul cinematic vom avea următoarea schemă de calcul:

Motor electric → Transmisie deschisă prin curea → Reductor → Cuplaj → Organ de lucru

Prezentăm un răspuns tabelar pentru acest calcul.

Tabel 4.2 Parametrii cinematici și de forță ai MA.

4.4.4 Calculul de proiect al angrenajului reductorului

Alegerea materialului angrenajului și determinarea tensiunilor admisibile.

Alegerea materialului roților dințate, a durității și tratamentului termic.

Alegerea materialului, tratamentului termic și a durității perechii de roți care angrenează poate fi efectuată conform recomandărilor și proprietățile mecanice ale materialului ales .

Conform acestor recomandări alegem marca oțelului pentru fabricarea pinionului și a roții dințate – oțel 40, duritatea HB.

Diferența durităților medii Proprietățile mecanice ale oțelului 40 vor fi: – duritatea: HB

– tratamentul termic: îmbunătățire;

– dimensiunile limită ale semifabricatului: Dlim ≤ 120 [mm];

Determinăm duritatea medie a dinților pinionului și roții dințate:

pinion – (4.19)

roată – (4.20)

Determinăm tensiunile admisibile de contact pentru pinion și roată [N/mm2],

pinion – [N/mm2]; (4.21)

roată – [N/mm2]. (4.22)

Determinăm tensiunile admisibile de încovoiere pentru pinion și roată [N/mm2], conform [*, tab. 3.2, ]:

pinion – [N/mm2]; (4.23)

roată – [N/mm2]. (4.24)

Deoarece transmisia este reversibilă, se micșorează cu 25%:

pinion – [N/mm2]; (4.25)

roată – [N/mm2]. (4.26)

Prezentăm un răspuns tabelar pentru acest calcul:

Tabel 4.3 Caracteristicile mecanice ale materialului transmisiei.

4.4.5 Dimensionarea angrenajului cu roți dințate conice

Determinăm parametrul principal – diametrul de divizare exterior [mm]:

(4.27)

unde

este raportul de transmitere al reductorului,

Nm – momentul de torsiune care acționează asupra arborelui condus;

– tensiunea admisibilă de contact a materialului roții dințate, [N/mm2];

– coeficientul neuniformității distribuirii sarcinii pe lungimea dintelui, acceptăm

– coeficientul formei roților dințate conice, acceptăm

[mm]. (4.28)

Conform șirului de numere normale , acceptăm [mm].

Determinăm unghiurile conurilor de divizare a pinionului și roții

(4.29)

(4.30)

Determinăm lungimea exterioară a generatoarei conului de divizare [mm]:

[mm]. (4.31)

Determinăm lățimea coroanei danturate a pinionului și roții dințate [mm]:

[mm]. (4.32)

Conform șirului de numere normale acceptăm [mm].

Determinăm modulul de angrenare exterior [mm]:

(4.33)

unde este coeficientul distribuirii neuniforme a sarcinii pe lungimea coroanei danturate, acceptăm

– momentul de torsiune care acționează arborele condus al reductorului, [Nm];

– coeficientul formei dinților, acceptăm

– tensiunea admisibilă de încovoiere a roții dințate cu dinte mai puțin rezistent, [N/mm2];

[mm]. (4.34)

Acceptăm modulul . Determinăm numărul de dinți ai roții dințate și ai pinionului, :

dinti (4.35)

dinti (4.35)

Determinăm raportul de transmitere real și verificăm abaterea față de raportul de transmitere ales inițial :

; (4.36)

(4.37)

(4.38)

Determinăm valorile reale ale unghiurilor conurilor de divizare a pinionului și roții :

(4.39)

(4.40)

Determinăm parametrii geometrici de bază ai transmisiei.

Tabelul 4.4 Parametrii geometrici de bază ai angrenajului conic [mm].

În final, determinăm diametrul cercului de divizare median al pinionului și roții danturate , [mm]:

[mm]; (4.41)

[mm] (4.42)

Fig. 4.5 Parametrii geometrici de bază ai angrenajului cu roți dințate conice

Fig. 4.6 Forțele din angrenaj

4.4.6 Calculul forțelor în angrenaj

Forța tangențială:

pinion – (4.43)

roată – [N]; (4.44)

Forța radială:

pinion – [N]; (4.45)

roată – [N]; (4.46)

Forța axială:

pinion – [N]; (4.47)

roată – [N]. (4.48)

4.4.7 Calculul de verificare a angrenajului

Verificăm tensiunea de contact , [N/mm2]:

(4.49)

unde este coeficientul distribuirii sarcinii între dinți

– forța tangențială de angrenare, [N];

– coeficientul sarcinii dinamice, care depinde de viteza periferică a roții.

Determinăm viteza periferică a roții dințate [m/s]:

[m/s]. (4.50)

Stabilim treapta a 9-a de precizie pentru angrenajul proiectat] și acceptăm . Mărimile ,[N/mm2]; ; ; ,[mm]; ,[mm]; ;

, [s-1] – viteza unghiulară a arborelui condus.

[N/mm2] [N/mm2]; (4.51)

Așa cum condiția se respectă putem trece la următoarea etapă a calculului de verificare. Verificăm tensiunile de încovoiere a dinților , [N/mm2]:

(4.52)

(4.53)

unde , [mm] este modulul exterior al angrenării; ; , [mm] – lățimea coroanei dințate,, [N] – forța tangențială din angrenaj;

– coeficientul distribuirii sarcinii între dinți, acceptăm

– coeficientul sarcinii dinamice, acceptăm

și – coeficienții de formă ai dinților pinionului și roții dințate, care se determină în dependență de numărul echivalent de dinți ai pinionului și roții dințate și :

(4.54)

(4.55)

Deci, acceptăm ;

și – tensiunile admisibile de încovoiere ale pinionului și roții dințate, [N/mm2].

[N/mm2] [N/mm2] ; (4.56)

[N/mm2] [N/mm2]. (4.57)

Prezentăm un răspuns tabelar pentru acest calcul:

Tabel 4.5 Rezultatele calculului de dimensionare a angrenajului cu roți dințate conice

4.4.8 Calculul arborilor

4.4.8.1 Calculul de predimensionare

Din condiția de rezistență la răsucire și în conformitate cu recomandările determinăm în prealabil diametrele minime ale arborilor:

Tabel 4.6 Determinarea prealabilă a diametrelor arborilor, [mm].

4.4.8.2.Calculul de dimensionare a lagărelor cu rostogolire

A). Alegerea prealabilă a rulmenților

În conformitate cu recomandările alegem prealabil următorii rulmenți:

Tabel 4.7 Alegerea prealabilă a rulmenților

B). Elaborarea schiței de dimensionare a reductorului conic

În corespundere cu schema cinematică a reductorului conic [sarcina tehnică] elaborăm schița acestuia, luând în considerație recomandările Pentru determinarea pozițiilor de aplicare a reacțiunilor în reazeme, prealabil calculăm distanța de la partea frontală a rulmentului până la punctul de aplicare a reacțiunilor a, [mm]:

(4.58)

unde valorile d, D, T [mm] și e sunt prezentate în tab.5.7.

(4.59)

(4.60)

În continuare, în corespundere cu fig. 4.7 (a, b), determinăm următoarele mărimi necesare pentru calcul:

[mm], x=10 [mm] (4.61)

[mm] (4.62)

[mm] (4.63)

[mm] (4.64)

Astfel, valorile distanțelor de aplicare a reacțiunilor în reazeme sunt:

pentru pinion

[mm] (4.65)

[mm] (4.66)

pentru arbore

[mm] (4.67)

[mm] (4.68)

a.

b.

Fig. 4.7 Schița reductorului conic

4.4.8.3 Calculul de dimensionare a arborelui-pinion

Pentru calculul de dimensionare a arborelui-pinion sunt necesare următoarele informații:

diametrul cercului median

mm (4.69)

forțele în angrenaj

N (4.70)

N (4.71)

N (4.72)

distanțele de aplicare a reacțiunilor în reazem:

mm (4.73)

mm (4.74)

Fig. 4.8 Schema de calcul a arborelui-pinion

Determinăm forțele de reacțiune în reazemele A și B (fig. 4.8). Planul vertical (YOZ)

(4.75)

N (4.76)

(4.77)

N (4.78)

Verificarea:

(4.79)

Planul orizontal (XOZ)

N(4.80)

N (4.81)

Verificarea:

(4.82)

Reacțiunile sumare în reazemele A și B vor fi:

N (4.83)

N (4.84)

Construirea diagramelor momentelor încovoietoare (fig. 5.5), [Nm].

Planul vertical (YOZ) Sectorul I

Fig. 4.9 Schema de calcul

N (4.85)

(4.86)

Pentru

Nm (4.87)

Pentru

Nm (4.88)

Sectorul II

Fig. 4.10 Schema de calcul

N (4.89)

(4.90)

(4.91)

Pentru

Nm (4.92)

Pentru

(4.93)

Planul orizontal (XOZ) Sectorul I

N (4.94)

(4.95)

Pentru

Pentru Nm (4.96)

Sectorul II

Fig. 4.11Schema de calcul

N (4.97)

(4.98)

(4.99)

Pentru

Nm (4.100)

Pentru

(4.101)

Determinăm momentul de încovoiere rezultant în secțiunile caracteristice ale arborilor (1…3) , [Nm] în conformitate cu relația:

(4.102)

Nm (4.103)

Nm (4.104)

Nm (4.105)

Construim diagrama momentului de torsiune pentru arborele-pinion, care este egal cu Nm și acționează pe toată lungimea acestuia. Determinăm și construim diagrama momentelor echivalente de încovoiere în secțiunile caracteristice (1…3) din relația:

(4.106)

Nm (4.107)

Nm (4.108)

Nm (4.109)

Verificăm diametrul arborelui-pinion în secțiunea cea mai solicitată. Conform momentului echivalent de încovoiere maxim, precizăm valoarea diametrului în secțiunea critică a arborelui din condiția de rezistență la încovoiere:

[mm] (4.110)

unde este tensiunea admisibilă la încovoiere. În conformitate cu ciclul de funcționare pulsator, acceptăm N/mm2

– momentul echivalent de încovoiere în secțiunea cea mai solicitată, care corespunde valorii maxime Nm.

Deci, pentru secțiunea 2 (valoarea diametrului determinată prealabil pentru acest sector corespunde [mm] vom avea:

[mm] [mm] mm. (4.111)

Condiția se respectă. În același timp, în conformitate cu recomandările,diametrul arborelui-pinion [mm] trebuie majorat cu cca. 5%.

Deoarece în construcția arborelui-pinion [mm] va corespunde treptei arborelui sub rulment și garnitură, acesta se precizează în conformitate cu diametrul inelului interior al rulmentului. Astfel, conform acceptăm [mm].

Fig. 4.12 Schema de calcul a arborelui-pinion

4.4.8.4. Calculul de dimensionare a arborelui condus

Pentru dimensionarea arborelui condus sunt necesare următoarele date de calcul:

diametrul cercului median mm (4.112)

forțele în angrenaj: N; N; N (4.113)

distanțele de aplicare a reacțiunilor în reazeme: mm (4.114)

mm (4.115)

Fig. 4.13 Schema de calcul a arborelui-pinion.

Determinăm forțele de reacțiune în reazemele C și D (fig. 4.13).

Planul vertical (YOZ)

N (4.116)

N (4.117)

Verificarea: (4.118)

Planul orizontal (XOZ)

N (4.119)

N (4.120)

Verificarea: (4.121)

Reacțiunile sumare în reazemele C și D vor fi:

N (4.122)

N (4.123)

4.4.8.5 Proiectarea constructivă a roții dințate conice

Luând în considerație recomandările alegem metoda de obținere a semifabricatului prin ștanțare, iar amplasarea butucului roții dințate față de reazeme – asimetrică .

Fig. 4.14 Construcția roții dințate conice obținută prin ștanțare

Tabel 4.8 Determinarea parametrilor constructivi ai roții dințate conice [mm]

5.

Programul experimental

5.1 Abordarea sistemică a procesului de sudare

Abordarea procesului de sudare MIG/MAG s-a realizat sistemic, acceptând întregul proces de sudare ca și un sistem având intrări, ieșiri și stări intermediare. Această abordare a fost obligatorie pentru a putea proiecta și derula eficient programul experimental.

5.1.1 Intrările sistemului

Ca orice sistem, procesul de sudare cu două sârme are trei tipuri de intrări:

a) intrările substanțiale: materialele de bază, materialele de adaos, gaze de protecție, echipamente de sudare.

b) intrările informaționale: informațiile cuprinse în ecuațiile din software-ul microprocesorului (modelarea matematică a arcului), informațiile privind forțele care acționează asupra picăturii ce se transferă de la capătul sârmei către baia de sudură, informațiile privind interacțiunea jetului de gaz protector și baia de sudură, informațiile privind comportarea arcului din punct de vedere al rigidității și influenței rigidității asupra modului de evoluție a dimensiunilor băii de sudură.

c) intrările energetice: alimentarea cu energie electrică a sârmei de sudare.

Intrările substanțiale precum și cele energetice sunt relativ ușor deductibile prin stabilirea apriorică a secțiunii de sârmă care trebuie topită de către arcul de sudare. În funcție de tipul materialului de bază utilizat, în baza comportării metalurgice a acestuia la sudarea cu arc electric, s-au stabilit materialele de adaos, iar în funcție de grosimea materialului de bază s-au stabilit convențional dimensiunile materialului de adaos.

Dintre intrările informaționale, numai o parte au putut fi optimizate, cealaltă parte fiind constante de echipament.

A. Intrările substanțiale

Intrările substanțiale au fost împărțite în 4 categorii:

echipamentul de sudare;

materialul de bază;

materialele de adaos;

gazul de protecție.

În general aceste intrări sunt interdependente motiv pentru care alegerea acestora s-a efectuat după anumite criterii relaționale.

A.1 Instalația de sudare

Sursele de sudare

Sursele de sudare utilizabile trebuie să fie de putere relativ mare, putând debita pentru o durată activă de 60 % curenți de până la 500 A.

Caracteristicile externe ale surselor sunt rigide (tensiune constantă) cu posibilități de înclinare de max 5 V / 100 A, pentru situațiile care necesită această ușoară scădere a tensiunii.

Pentru eficientizarea funcționării și a consumului energetic se recomandă utilizarea unor

surse cu invertor performant, având o frecvență de cel puțin 50 kHz, care poate realiza orice formă dorită a curentului (figura 5.1). Conform ciclogramelor prezentate în figura 5.1 se poate observa că sursele utilizate au capacitate de reacție mare, putând păstra regimul reglat de utilizator. Această capacitate le este conferită de către un microprocesor încorporat, al cărui software dedicat modelează atât arcul de sudare și fenomenul de transfer, cât și modul de reacție în cazul apariției diverselor perturbații externe sau interne.

De asemenea software-ul conține ecuațiile necesare modelării formei curentului atât la regim standard cu arc scurt (transfer prin scurtcircuitare), unde este necesară stabilirea unei dinamici optime în ceea ce privește scurtcircuitele, cât și în regim pulsat sinergic, unde relațiile dintre curent – tensiune – viteză de avans al sârmei, trebuie să asigure un transfer precis de tipul "fiecare puls, o picătură de material transferat prin arc".

Pentru realizarea experimentărilor de sudare s-a utilizat o instalație Messer-EWM Integral Inverter MIG 500 High-Speed. Această instalație face parte din ultima generație de echipamente de sudare, fiind destinată procedeelor de sudare MIG/MAG, WIG și MMA, cu precizarea că în cazul sudării MAG admite utilizarea de viteze de avans al sârmei de până la 30 m/min.

Principiul Integral Process care stă la baza funcționării acestui echipament este prezentat în figura 5.2. Frecvența de lucru a invertorului ajunge până la 150kH, ceea ce permite corectarea parametrilor de sudare momentani funcție de necesitățile impuse de stabilitatea procesului de sudare. Parametrii de sudare momentani sunt “citiți” și comparați cu valorile calculate de microprocesor de 50.000 de ori pe secundă. În baza modelelor matematice ale diferitelor tipuri de arce de sudare, microprocesorul conține o serie de programe predefinite pentru anumite procese de sudare, conform figurii 5.3 și tabelului 5.1.

Fig. 5.1 Forme de unde de curent și tensiune specifice sudării MIG/MAG

Fig.5.2 Principiul Integral Process

Fig. 5.3 Panoul de programare a instalației

Tabel 5.1 Programele din memoria sursei de sudare

Pentru realizarea experimentărilor de sudare au fost utilizate atât programe predefinite cât și programe Expert concepute special pentru situația dată. Caracteristicile tehnice ale instalației sunt prezentate în tabelul 5.2

Tabel 5.2 Caracteristicile tehnice ale instalației de sudare

Dispozitivul pentru avansul sârmei

Se recomandă utilizarea de dispozitive clasice cu patru role antrenate și sisteme separate pentru fixarea rolelor pe sârmă.

Ca orice sistem de avans al sârmei pentru o instalație dedicată sudării în medii de gaze protectoare cu electrod fuzibil, păstrează viteza de avans constantă, primind pentru aceasta comenzi de la microprocesorul sursei.

Pupitrul de comandă

Pupitrul de comandă permite reglarea continuă a vitezei de avans al sârmei și a corecției de tensiune, ceea ce permite un mai bun control al pătrunderii și în general al energiei introduse în piese.

Curentul de sudare, fiind direct proporțional cu viteza de avans al sârmei, nu este necesară reglarea acestuia, ecuațiile pentru regim sinergic efectuând corelațiile necesare pentru stabilirea curentului optim, funcție de valoarea prescrisă pentru viteza de avans al sârmei.

De asemenea, pupitrul de comandă se recomandă a fi dotat cu instrumente digitale de măsură a principalilor parametrii de sudare: viteza pentru avansul sârmei prescrisă (și menținută constantă), curentul de sudare (on-line) și tensiunea arcului (on-line).

Pachetele de cabluri și furtune

Pachetele de cabluri și furtune utilizate sunt cele utilizate pentru sudarea standard, având în componență calea de răcire cu lichid, conductorul de alimentare și calea de ghidare a sârmei.

Capul de sudare

Pentru experimentările de sudare ce vor fi implicate în modelarea corespondenței dintre parametrii de sudare și grosimea materialului de bază, se recomandă utilizarea de pistolete de sudare standard, răcite cu apă, oferind utilizatorului posibilitatea sudării în 2 sau 4 tacte. Această calitate este importantă ținând cont că procesul de sudare se va aplica în general în formă mecanizată.

A.2 Materialele de bază

Pereții membrană sunt un ansamblu de țevi și platbenzi imbinate intre ele prin sudare.

Țevile sunt confecționate din oțel carbon având marca SA 210 Gr.A1 în conformitate cu standardul ASME.

Platbenzile sunt confecționate din oțel carbon având marca S275JR în conformitate cu standardul ASME.

În tabelul 5.3 este prezentată compoziția chimică a materialelor enunțate mai sus.

Tabelul 5.3 Caracteristicile compozitionale ale materialelor de baza

A.3 Materiale de adaos

Materialele de adaos utilizate alese trebuie să fie compatibile, conform schemei prezentate anterior, cu:

echipamentul de sudare – prin intermediul rolelor pentru transportul sârmei (dimensiuni, formă canal, etc.) și a ecuațiilor pentru modelarea arcului existente în microprocesor;

materialul de bază – prin compatibilitatea metalurgică;

gazul de protecție – prin compatibilitatea metalurgică și optimizarea fenomenului de transfer.

În urma comparării analizei chimice a materialelor de bază s-a ales ca material de aport următoul tip de sârmă: sârma plină G3Si1 având diametre pornind de la 0,8 mm și până 1,6 mm.

A.4 Gazul de protecție

Gazul de protecție se alege, în general, în funcție de materialele de bază și de adaos. Datorită faptului ca materialele ce urmează a fi îmbinate sunt oțeluri carbon normale s-a ales următorul gaz de protecție.

pentru sudarea oțelului: amestecul M21 conform SR EN 439 (82%Ar+18%CO2);

B. Intrările energetice

Intrările energetice au fost stabilite atât pe baza intrărilor substanțiale (calitățile și dimensiunile materialelor de bază și de adaos) cât și pe baza intrărilor informaționale (prescrierile regimurilor sinergice date de software-ul microprocesorului).

Principalele intrări energetice sunt:

curentul de sudare;

tensiunea arcului;

viteza de avans a sârmei;

viteza de sudare.

Aceste intrări sunt prezentate în specificațiile preliminare ale procedurilor de sudare propuse de către tehnologi. Stabilirea acestor intrări s-a efectuat în două etape:

a. Importarea regimurilor sinergice oferite de microprocesorul sursei de sudare, pentru fiecare arc considerat separat. În vederea realizării acestui deziderat, s-a amorsat fiecare arc separat, s-au stabilit regimurile sinergice și s-au efectuat corecțiile necesare.

b. S-au modificat pe rând parametrii de sudare pentru a se determina deschiderea domeniului de valori pentru care procesul prezintă o stabilitate satisfăcătoare.

Specificațiile preliminare ale procedurilor de sudare prezentate în paragrafele următoare conțin toate aceste valori.

C. Intrările informaționale

După cum s-a precizat anterior, o parte din intrările informaționale au trebuit considerate constante nefiind permisă modificarea software-ului din microprocesor.

Ipoteza inițială a fost: utilizarea unui echipament de sudare al cărui software să permită vizualizarea continuă a parametrilor tehnologici de proces. Cealaltă parte a intrărilor informaționale a constat din observațiile efectuate direct în timpul procesului, observații care au permis modificarea celorlalte intrări în vederea optimizării sistemului.

Aceste observații au vizat:

comportarea arcului de sudare sub acțiunea forțelor electrodinamice

comportarea arcului de sudare sub acțiunea forței jetului de gaz de protecție și sub acțiunea forței de inerție, la sudarea cu viteze mari;

stabilitatea arcului în funcție de poziția de sudare;

apariția fenomenului de stropire din baie și în urma ciocnirii picăturilor, în special la sudarea în regim de transfer globular;

forma și dimensiunile îmbinării sudate în funcție de valorile parametrilor electrici și în funcție de poziționarea sârmei de sudare relativ la rostul prelucrat;

apariția fenomenului de încărcare cu stropi a duzelor de gaz;

determinarea lungimilor optime pentru capetele libere ale sârmelor;

comportarea surselor de sudare la apariția unor perturbatori externi sau interni arcului comun de sudare și efectul reacției acestora asupra stabilității arcului comun.

5.1.2 Ieșirile sistemului

Principala ieșire a sistemului proces de sudare este îmbinarea sudată (ieșire substanțială). Asupra acesteia s-au aplicat diverse examinări și încercări, ale căror rezultate au oferit informații asupra caracteristicilor și condițiilor de aplicare ale acestui procedeu de sudare. O altă ieșire de această dată informațională a fost constituită din totalitatea observațiilor efectuate în timpul procesului de sudare și a fost utilizată ca și intrare informațională printr-o buclă de reglare. Aceste ieșiri sunt prezentate în fișele de rezultate ale încercărilor și în buletinele de analiză și încercare.

5.1.3 Stările intermediare

Stările intermediare sunt multiple chiar și pentru intrări constante, fenomen care evidențiază lipsa controlului asupra procedeului de sudare datorită cunoașterii și controlării reduse a fenomenelor fizice din arcul de sudare.

Pornind de la procesul de amorsare a arcului, derularea arcului de sudare, topirea capătului sârmei, transferul materialului prin arc, fenomenele de aliere și oxidare a picăturii în arc, accelerarea picăturilor spre baia de sudură cu efect direct în apariția stropirilor și până la reacția instalației de sudare, protejarea băii de sudură și formarea îmbinării sudate, toate aceste procese determină, în baza intrărilor, forma și cantitatea ieșirilor.

Cunoscând aceste procese, este posibilă stabilirea optimă a intrărilor, în vederea obținerii ieșirilor dorite. Deoarece stările intermediare nu sunt cunoscute, stabilirea intrărilor s-a efectuat având drept bază cunoștințele generale despre sudarea cu arc electric. Astfel s-au realizat specificații preliminare ale procedurilor de sudare (pWPS) care definesc condițiile în care are loc procesul. Aceste specificații preliminare sunt urmate de fișe de rezultate ale încercărilor, care prezintă ieșirile prin prisma intrărilor și a stărilor intermediare.

5.2 Etapele proiectării tehnologiei de sudare

Proiectarea unei tehnologii de sudare cu arc electric suportă o etapizare de tip cauzal. Fiecare parametru supus proiectării influențează în urma sa alți parametri. În cazul de față etapizarea suportă o serie de particularizări menite a ignora unii parametri care nu sunt necesari în cazul depunerilor prin sudare.

Alegerea materialului de adaos

Determinarea prin calcul a curentului de sudare

Determinarea prin calcul a tensiunii arcului

Determinarea prin calcul a vitezei de sudare

Determinarea prin calcul a energiei liniare

Alegerea materialului de adaos (alegerea sârmei de sudare și a gazului de protecție)

a.1 Sârma de sudare este o vergea cu lungime mare, având aproximativ 2000 m în cazul unui diametru de 1,2 mm. Ea este topită în arcul de sudare, iar picăturile provenite din procesul de topire sunt transferate către baia de meteal topit. Topirea sîrmei are două cauze:

În primul rând acțiunea termică a arcului de sudare amorsat la unul din capetele sârmei;

În al doilea rând efectul Joule-Lenz pe capătul liber al sârmei (porțiunea de la ieșirea din duza de contact și până la piesa care se sudează.

Pentru un bun transfer electric de la duza de contact la sârma de sudare, aceasta din urmă este acoperită cu un strat de cupru sau, uneori, cu o pulbere de grafit. Ambele straturi exterioare au rolul dublu de a îmbunătăți contactul electric și de a proteja sârma de sudare de la oxidare, în cazul în care aceasta este utilizată un timp mai îndelungat și este expusă oxigenului din atmosferă sau intemperiilor.

Alegerea efectivă a tipurilor de sârme de sudare se face, în general, în funcție de:

Compoziția chimică a materialului de bază, în sensul că cele două compoziții chimice, a materialului de bază și a materialului de adaos trebuie să fie asemănătoare;

Caracteristicile mecanice cerute, în sensul că îmbinarea sudată trebuie să aibă caracteristici mecanice cel puțin egale cu cele ale materialului de bază;

Riscul de fisurare, în sensul că utilizarea unui anumit material de adaos nu implică un risc ridicat de amorsare și propagare a fisurilor la cald sau la rece;

Poziția de sudare, în sensul că la sudarea în poziții altele decât poziția orizontală, riscul de curgere a băii crește, deci este necesar un material de adaos cu o fluiditate mai scăzută;

Tipul îmbinării, în sensul că forma rostului poate să mărească riscul de fisurare la rece, deci materialul de adaos care se utilizează va trebui să poată acționa în sensul evitării fisurării;

Poziția de sudare utilizată va fi cea orizontală (PA, SR ISO 6947: 1994)

Tipul îmbinării – este o sudura de colț.

a.2 Gazul de protecție

Pentru sârma plină G2Si1 destinată sudării oțelului pentru construcția de pereți membrană aleasă pentru a fi utilizată în cadrul programului experimental, gazele de protecție recomandate sunt după cum urmează:

gazul C1 conform SR EN 439, adică 100%CO2,

amestecurile M1X, adică: M11 – conținând între 0…5%CO2, 0…5%H2 și restul argon, M12 – conținând între 0…5%CO2 și restul argon, M13 – conținând între 0…3%O2 și restul argon, M14 – conținând între 0…5%CO2, 0…3%O2 și restul argon;

amestecurile M2X, adică: M21 – conținând între 5…25%CO2 și restul argon, M22 – conținând între 3…10%O2 și restul argon, M23 – conținând între 0…5%CO2, 3…10%O2 și restul argon, M24 – conținând între 5…25%CO2, 0…8%O2 și restul argon;

amestecurile M3X, adică: M31 – conținând între 25…50%CO2 și restul argon, M32 – conținând între 10…15%O2 și restul argon, M33 – conținând între 5…50%CO2, 8…15%O2 și restul argon.

Cum cel mai utilizat gaz de protecție este amestecul M21 – conținând între 5…25%CO2 și restul argon și în particular 18%CO2 + 82%Ar, se va utiliza acest gaz și în cazul experimentărilor de sudare care vor fi derulate.

Determinarea prin calcul a curentului de sudare

Curentul de sudare este parametrul care determină predominant topirea sârmei utilizate. Din acest motiv, pentru a se asigura o stabilitate bună a topirii și un randament corespunzător, calcularea valorii optime a curentului se face în funcție de diametrul sârmei.

Topirea sârmei este o consecință directă a existenței unei densități de curent relativ la secțiunea sârmei:

, [A/mm2] (5.2)

unde:

j – densitatea de curent, [A/mm2]

Is – curentul de sudare, [A]

S – aria secțiunii transversale a sârmei, [mm2].

La nivelul întregii secțiuni transversale a sârmei, densitatea de curent oferă o valoare medie a curentului de sudare necesar a topi vergeaua metalică:

, [A] (5.3)

unde de reprezintă diametrul sârmei.

Pentru oțelurile slab aliate, densitatea medie de curent suportată este de aproximativ 15 A/mm2. Introducând această valoare în relația (5.3), rezultă succesiv valoarea curentului minim necesar pentru topirea secțiunii sârmei:

A (5.4)

Această valoare a curentului de sudare permite topirea sârmei dar într-un timp relativ îndelungat. Pentru eficientizarea topirii s-a dezvoltat o a doua relație de calcul posibil a fi aplicată în cazul oțelurilor slab aliate. Ea este de natură statistică și are forma:

[A] (5.5)

Utilizând această relație pentru diametrul ales al sârmei (1.2 mm) se obține succesiv valoarea optimizată a curentului de sudare:

A (5.6)

Se consideră drept valoare a curentului de sudare 210 ± 5 A.

A (5.7)

Intervalul de ± 5 A este prescris din considerente de prescriere practică a valorii curentului de sudare, precum și din considerente de existență a unor erori de citire pe instrumentele de măsură analogice a valorilor prescrise.

Producătorul electrodului oferă, la rândul lui, recomandări cu privire la alegerea curentului de sudare: pentru diametrul de 1.2 mm, domeniul recomandat de existență a curentului de sudare este 110-280 A. Este evidentă încadrarea, cu valoarea stabilită prin calcul a curentului de sudare, în intervalul recomandat de către producătorul sârmei.

Pentru experimentările de sudare se va porni de la această valoare (210 A) și se vor efectua variații în plus sau în minus astfel încât să se determine corelații între pătrunderea în materialul de bază și domeniul de existență a curentului de sudare.

Determinarea prin calcul a tensiunii arcului

Tensiunea arcului reprezintă al doilea parametru, alături de curentul de sudare, care determină puterea arcului, deci puterea de topire a sârmei.

Arcul electric de sudare poate fi transpus într-o schemă electrică asemănătoare celei prezentate în figura (5.2). Eroarea acestei transpuneri este relativ mică, circuitul de sudare putând fi modelat cu o bună precizie printr-o inductanță, Lcs, și o rezistență, Rcs. Se consideră că acest circuit este alimentat cu o tensiune Ualim, între anod și catod existând căderea de tensiune ua(i) care dă naștere arcului electric.

În figura (5.4) este prezentată și caracteristica statică a arcului electric de sudare inițiat între cei doi electrozi.

a. b.

Fig. 5.4 Modelarea circuitului de sudare (a.) și caracteristica statică a arcului (b.)

Circuitul de sudare fiind un circuit rezistivo-inductiv ecuația care descrie funcționarea sa este de forma:

(5.8)

Arderea stabilă a arcului înseamnă lipsa fenomenului de autoreglare internă:

(5.9)

ecuația (5.8) în necunoscuta i devenind:

(5.10)

Statistic această ultimă ecuație se poate scrie:

[V] (5.11)

Introducând valoarea calculată anterior a curentului de sudare se obține succesiv:

V (5.12)

Procedând ca și în cazul curentului de sudare, se acceptă că tensiunea arcului ia valori în intervalul 24±1 V.

V (5.13).

Determinarea prin calcul a vitezei de sudare

Viteza de sudare determină, alături de puterea arcului, cantitatea de căldură introdusă liniar în piesa de sudat. Această căldură prezintă importanță pentru topirea materialelor sârmei de sudare și piesei. În ceea ce privește topirea materialului piesei de sudat această căldură reprezintă factorul principal de topire. La nivelul materialului sârmei de sudare această căldură își transferă o parte prin radiație capătului liber al sârmei suplimentând astfel căldura care participă la topire. Din ambele materiale, materialul sârmei de sudare și materialul piesei de sudat, prin topire și vaporizarea anumitor elemente, este creat fumul emis la sudare. Calcularea vitezei de sudare este posibilă pornind de la rata de depunere specifică electrodului și aria secțiunii unei treceri de sudare:

, [cm/min] (5.14)

unde:

vs – viteza de sudare [cm/min]

Ad – rata de depunere a sârmei [kg/h]

Atrecerii – aria secțiunii transversale a trecerii de sudare [mm2]

ρ – masa specifică a materialului sârmei [kg/dm3].

Aria trecerii este un parametru relativ greu de apreciat. Din acest motiv el este raportat la aria secțiunii sârmei, conform relației (5.15).

[mm2] (5.15)

unde k primește valori din intervalul 0.5 … 2.50 în funcție de forma geometrică și de dimensiunile depunerii prin sudare. Conform dezideratului experimentului se alege valoarea 0.5 pentru coeficientul de proporționalitate k.

Rata depunerii, Ad, este un parametru dependent de curentul de sudare prin relația statistică:

, [kg/h] (5.16)

Înlocuind valoarea determinată anterior a curentului de sudare, rezultă:

kg/h (5.17)

Ținând cont că masa specifică a oțelului slab aliat este 7.8 g/cm3 se poate astfel calcula viteza de sudare pentru un procedeu aplicat în formă mecanizată.

cm/min (5.18)

Utilizată în unitatea de măsură [cm/min] ea are valori uzuale cuprinse în intervalul 20-50 cm/min la sudarea condusă manual. Pentru sudarea cu sârmă plină valorile uzuale se regăsesc spre partea inferioară a intervalului, iar pentru sudarea cu sârmă tubulară se recomandă utilizarea valorilor din zona maximului acestui interval.

Se alege astfel valoarea de 30 cm/min, aceasta fiind o valoare care nici nu obosește sudorul, dar în același timp și asigură o productivitate relativ mare a procesului de sudare.

cm/min (5.19).

Determinarea prin calcul a energiei liniare

Energia liniară reprezintă cantitatea de căldură introdusă în piesă la realizarea unei suduri cu lungime unitară. Astfel, se poate scrie:

, [J/cm] (5.20).

Introducând în ultima parte a expresiei energiei liniare valorile curentului de sudare, tensiunii arcului și vitezei de sudare, se obține succesiv:

J/cm (5.21).

Pentru a avea valori corespunzătoare ale parametrilor de sudare în timpul experimentărilor, se alege un domeniu de existență centrat în valorile calculate anterior, domeniu cu o deschidere de ±~40%. Rezultă astfel:

A (5.22)

V (5.23)

parametri care vor fi utilizați la experimentările de sudare, în vederea verificării pătrunderii.

SPECIFICATIA PROCEDURII DE SUDARE

5.3 Controlul imbinarilor sudate

5.3.1 Niveluri de acceptare a defectelor pentru îmbinări sudate

Prin defect de sudare se înțelege orice abatere de la continuitatea, forma, dimensiunea, aspectul sau structura cordonului de sudură, prescrise pentru îmbinarea respectivă prin standarde sau prin documentație tehnică de execuție.

Nu există îmbinări sudate fără defecte. Orice proces tehnologic, chiar și cele automatizate, produc defecte în timpul fabricării unui produs. Această situație nu trebuie să conducă la ideea că nici o îmbinare sudată nu este de calitate. Fiecare îmbinare sudată trebuie să răspundă cu succes unor anumite solicitări. Din acest motiv calitatea unei îmbinări sudate este un concept relativ. De exemplu: o îmbinarea sudată între două piese din oțeluri de uz general pentru construcții poate funcționa cu succes dacă este cuprinsă într-o ușă de magazie; în acest caz îmbinarea sudată este puțin solicitată; dacă însă îmbinarea sudată este parte a unui recipient în care sunt stocate substanțe chimice, atunci ea nu va avea rezistența la coroziune necesară funcționării pe întreaga durată de exploatare. Se poate spune, deci, că pentru fiecare aplicație în parte îmbinarea sudată trebuie să îndeplinească anumite condiții, deci să aibă o anumită calitate. Această calitate este dată de importanța funcțională și constructivă a îmbinării sudate. Ținând cont de acestea, reglementările privind calitatea unei îmbinări sudate rezolvă problema relativ simplu. Sunt oferite trei niveluri de acceptare a defectelor pentru trei clase de calitate, iar fiecare aplicație este încadrată într-unul din aceste niveluri de acceptare a defectelor. De ex.: dacă îmbinarea sudată din componența ușii de magazie conține o cantitate volumică de pori egală cu 5% din volumul total al îmbinării sudate și ea rezistă cu succes chiar dacă aceste defecte există, aceeași îmbinare, cu același volum de defecte, nu ar putea funcționa în cazul unui recipient sub presiune.

5.3.2Controlul imbinarilor si al constructiilor sudate

Controlul îmbinărilor sudate cuprinde o serie de verificări care să permită obținerea unor îmbinări corecte – fără defecte – sau să permită stabilirea corectitudinii îmbinării sudate din punct de vedere al defectelor dimensionale sau de formă.

Controlul îmbinărilor sudate cuprinde trei etape:

controlul înainte de sudare;

controlul în timpul sudării;

controlul după sudare.

Controlul înainte de sudare

Acest control se referă la :

Verificarea documentației tehnice a construcției metalice sudate;

Verificarea calității materialului de bază (calitate, grosime, compoziție chimică și caracteristici mecanice);

Verificarea materialelor de adaos ; electrozi înveliți (dimensiunilor și aspectului, coaxialității învelișului, aderenței învelișului, comportării la sudare, caracteristicilor mecanice ale metalului depus prin sudare, durității metalului depus prin sudare, conținutul de hidrogen difuzibil în metalul depus, conținutul de ferită delta, rezistenței la coroziune întergranulară, sensibilității la fisurare la cald, caracteristicilor de depunere ale electrozilor, pătrunderii la sudare, numărului și mărimii defectelor) ; sârmelor pline (aspectului, dimensiunilor, rezistenței la rupere și a compoziției chimice) ; sârmelor tubulare (aspectului, dimensiunilor, coeficientului de umplere, caracteristicilor mecanice ale metalului depus, comportării la sudare și a caracteristicilor de depunere cu determinarea randamentului normal și a randamentului efectiv) ; gazelor de protecție (culorii, mirosului și gustului, conținutului de gaz, conținutului de umiditate, conținutului de impurități și a punctului de rouă);

Verificarea funcționării surselor și dispozitivelor pentru sudare

Verificarea temperaturii de preîncălzire (dacă este cazul)

Controlul în timpul sudării

Acest control cuprinde verificarea:

temperaturii între straturi (dacă este cazul)

parametrilor regimului de sudare

rădăcinii îmbinării sudate (vizual)

ordinii depunerii rândurilor și straturilor de sudare și straturilor de umplere (vizual) care trebuie să fie în conformitate cu tehnologia de sudare, urmărindu –se dacă nu se produc defecte în îmbinări

verificarea poansonării de către sudori a ansamblurilor executate, după care ele se poansonează și de către controlul de calitate

Controlul după sudare

Acest control cuprinde:

verificarea construcției sudate din punct de vedere al formei și dimensiunii

verificarea construcției sudate din punct de vedere al calității îmbinărilor și a construcției metalice sudate (controlul vizual cu ochiul liber sau cu lupa, controlul cu lichide penetrante, controlul cu raze X sau gama, controlul etanșeității)

5.3.3 Controlul cu lichide penetrante a pereților membrană

Controlul cu lichide penetrante este un control ce permite scoaterea în evidență a defectelor de suprafață.Controlul cu lichide penetrante trebuie să fie efectuat de de personal calificat în conformitate cu EN473.

Fig. 5.5 Aplicarea penetrantului

Fig. 5.6 Îndepărtarea penetrantului după ce timpul de penetrare a trecut

Fig. 5.7 Aplicarea developantului și interpretarea defectelor

Fig. 5.8 Aplicarea developantului și interpretarea defectelor

Continutul dosarului de calificare a procedurii de sudare este prezentat in anexa 1.

ANEXA 1

PT CR 7- 2011

ANEXA 8

Tipuri îmbinări sudate țeavă-placă tubulară

'

Figura 1

Sp – grosimea plăcii tubulare; d – diametrul exterior al țevii;

St – grosimea peretelui țevii; l – lungimea țevii; unde „l” = „Sp”+250 mm. Spi – grosimea placajului; g – grosimea sudurii.

Figura 2 – Ansamblu de probă cu țevi cu diametrul d < 40 mm sudate în placă tubulară,

amplasate în triunghi

Figura 3 – Ansamblu de probă cu țevi cu diametrul d > 40 mm sudate în placă tubulară,

amplasate în triunghi

Figura 4 – Ansamblu de probă cu țevi cu diametrul d < 40 mm sudate în placă tubulară,

amplasate în pătrat

Figura 5 – Ansamblu de probă cu țevi cu diametrul d > 40 mm sudate în placă tubulară,

amplasate în pătrat

ANEXA 2

PT CR 7- 2011 ANEXA 9

Criterii de acceptare ale îmbinărilor sudate țeavă-placă tubulară