Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

ASAMBLARI DEMONTABILE

Prin asamblare demontabila se intelege un ansamblu o piesa complexa instrument care se poate desface in piesele componente fara a modifica forma sau caracteristicile functionale ale pieselor

In cadrul acestei categorii fac parte

- asamblari filetate ndash deja analizate la capitolul 3

- asamblari prin pene

- asamblari cu bolturi si stifturi

- asamblari conice prin presare

- asamblari cu inele tronconice

- asamblari prin caneluri

- asamblari bazate pe diferenta de dimensiuni

1 ASAMBLARI PRIN PENE

Penele sunt organe de imbinare demontabile care fixeaza sau regleaza pozitia a doua piese Folosirea penelor prezinta avantajul realizarii unor asamblari simple si ieftine dar in acelasi timp slabesc rezistenta prin introducerea unor concentratori mari de tensiuni

11 CLASIFICARE UTILIZARE MATERIAL

In tabelul 1 se prezinta o clasificare a penelor

Datorita faptului ca sunt supuse la solicitari mari de incovoiere forfecare presiune de contact penele se executa din OL60 OL70 si OLC45

Rezistenta minima de rupere a materialelor din care se realizeaza penele trebuie sa fie de 60daNmmsup2

Tabelul 1

Nrctr Felul penei Criteriu de clasificare

Denumirea

1 Pene transversale

Scop Pene de fixarePene de reglare

Pene de sigurantaForma Pene cu o fata

inclinataPene cu doua fete

inclinateMod de utilizare cu prestrangere

fara prestrangere2 Pene

longitudinaleImbinari prin

strangerePene inclinate

Pene tangentialeImbinari fara

strangerePene paralele

Pene disc

12 PENE TRANSVERSALE

Se prezinta in continuare cateva exemple de utilizare a penelor transversale

In figura 1- pene transversale pentru asamblare fara prestrangere Se observa ca intre elementele 1 si 2 care trebuie asamblate cu ajutorul mansonului 5 exista un joc j

Fig 1

Un exemplu de asamblare cu strangere este prezentata in figura 2 Pana 3 este presata astfel incat asigura contactul piesei 2 cu subansamblul 1 in care se monteaza

Fig 2 Fig 3

In figura 3 se prezinta un exemplu de asamblare de reglare Pana 1 a carei pozitie poate fi riguros controlata cu ajutorul piulitelor 4 prin deplasarea sus-jos imprima cuzinetului 2 o miscare stanga-dreapta in lagarul 3 obtinandu-se astfel reglarea la pozitie a cuzinetului

121 CONSIDERATII TEORETICE SI ELEMENTE DE CALCUL

Pentru buna functionare a penelor transversale este necesar ca acestea sa se mentina in imbinare in timpul exploatarii sa se asigure deci autofixarea sau autofranarea penelor in locasul lor

Constructiv acest lucru se poate realiza prin limitarea unghiurilor de inclinare a fetelor penei la valorile obisnuite din conditia de autofranare

Schema de calcul se prezinta in figura

Fig 4

Dupa cum se poate observa in figura sunt prezentate fortele intr-o asamblare fara pre-strangere

Se face ipoteza simplificatoare ca se pot neglija componentele orizontale ale fortelor de frecare

In aceasta situatie conditia de autofixare devine

Frsquo1 + 2 Frsquo2 le Frsquorsquo1 + 2 Frsquorsquo2 (1)

Dar

Frsquo1 = Ftg α1

2 Frsquo2 = 2 tg α2 = Ftg α2

Frsquorsquo1 = μ1Fn1cos α1

2 Frsquorsquo2 = 2 μ2Fn2cos α2

Dar

Fn1 =

Fn2 =

Deci relatia (1) devine

Ftg α1 + Ftg α2 le Fμ1 + Fμ2 (2)

In relatia (2) μ1 = tg ρ1 si μ2 = tg ρ2 unde ρ1 si ρ2 sunt unghiuri de frecare

In final se obtine

tg α1 + tg α2 le tg ρ1 + tg ρ2

α1 + α2 le ρ1 + ρ2 (3)

Relatia (3) prezinta conditia de autofranare si spune ca autofranarea este asigurata atunci cand suma unghiurilor de inclinare este mai mica decat suma unghiurilor de frecare

Pentru penele cu o singura fata inclinata

α1 = α α2 = 0 si (3) devine

α le ρ1 + ρ2 sau (4)

α le 2ρ daca ρ1 = ρ2 = ρ

In tabelul 2 se prezinta valorile recomandate pentru unghiurile de inclinare a penelor

Tabel 2

Felul penei si utilizare tg αPene de fixare cu demontari dese 120Pene de fixare cu demontari rare 1100helliphellip150Pene de reglare din capul bielelor 110helliphellip15

Pene de reglare cu autofixare supuse la socuri

1100helliphellip150

In cazul asamblarilor cu prestrangere initiala trebuie determinata forta de introducere a penei Frsquo care este necesara realizarii fortei de prestrangere F0 Schema de calcul este prezentata si in figura 5

Fig 5

Forta F0 de prestrangere este proiectia pe orizontala a rezultantelor R1 si R2 Aceste rezultante se obtin din suma vectoriala a fortelor Fn1 Fn2 cu fortele de frecare μ1Fn1 si μ2Fn2 care apar la introducerea frontala a penei sub actiunea fortei Frsquo

Din conditia de echilibru se scrie

Frsquo = Frsquo1 + 2 Frsquo2 (5)

Dar Frsquo1 = F0tg (α1 + ρ1)

Frsquo2 = frac12 F0 tg (α2 + ρ2)

Relatia (5) devine Frsquo = F0tg (α1 + ρ1) + F0 tg (α2 + ρ2) (6)

In situatia cea mai des intalnita α1 = α α2 = 0 ρ1 = ρ2 = ρ si atunci relatia (6) devine

Frsquo = F0 [tg (α + ρ) + tg ρ]

Penele transversale fara strangere si la care α1 = α2 = 0 prezinta o schema de incarcare ca cea din figura 6 si se calculeaza la

- incovoiere relatia de calcul fiind

σi = = le σai

- forfecare relatia de calcul fiind

ζf = le ζaf

- solicitari de contact cu relatia

σs = le σas - manson-pana

σs = le σas - arbore-pana

In relatiile de mai sus

σai = c = 145hellip18

σaf = (02 + 03) σ 02

σas = 08 σ 02

Fig 6

13 PENE LONGITUDINALE

Forma de baza a penelor longitudinale este prezentata in figura 7

Penele longitudinale se caracterizeaza prin faptul ca se monteaza paralel cu axa pieselor de imbinat

Aceasta categorie de pene se foloseste la asamblarea a doua piese coaxiale cu scopul de a transmite miscarea de rotatie si moment

Tipurile de pene longitudinale sunt reglementate de STAS 430-74 iar dimensiunile penelor in sectiune transversala de STAS 431-81 433-73 434-73 1004-81 1007-81 1006-71

Fig 7

In tabelul 3 se prezinta o clasificare mai detaliata decat cea din tabelul 1

In continuare se prezinta pe scurt cateva tipuri de pene longitudinale

a) ndash Pene inclinate

Acestea au fata dinspre butuc inclinata Sub actiunea fortei de strangere pana strange radial arborele si butucul Aceste pene prezinta siguranta in exploatare transmit momente mari dar au dezavantajul ca produc ovalizari dezaxari

Penele inclinate pot avea diferite forme capete drepte sau inclinate cu nas sau fara nas La penele cu nas accesul pentru montaredemontare este posibil pe o singura parte

b) ndash Pene inclinate subtiri

Aceste pene transmit momente mai mici decat cele anterioare deoarece se inlocuieste canalul de pana din arbore cu o tesitura Introduc concentratorii mici de tensiune se recomanda pentru valori de diametru de pana la 230 mm Se pot executa si in varianta cu nas

c) ndash Pene inclinate concave

Acestea se ingroapa numai in butuc transmit momente mici se folosesc la diametre mai mici de 150 mm

d) ndash Pene tangentiale

Se monteaza perechi inclinarea fiind data suprafetei de contact dintre cele doua pene Prin bataie una contra celeilalte se produce o forta de apasare foarte mare de aceea pot transmite momente foarte mari

e) ndash Pene paralele

Au forma paralelipipedica si se monteaza cu joc radial

Nu produc dezaxari permit deplasarea pe arbore

In cazul solicitarilor mari pentru a evita smulgerea penele paralele se fixeaza pe arbore cu suruburi

f) ndash Pene disc

Partea ingropata in arbore este in forma de disc

Avantajul este ca pot lua pozitia dupa butuc prin balansare in locasul circular Se recomanda la diametre de pana la 38 mm

Formele constructive pentru penele de la punctele ahellipf sunt prezentate in anexa (A1 figura AIhellipAx)

Tabelul 3

Tip imbinare PanaTip Denumire

1 Imbinari prin strangere

Pene inclinate Fara nas Pana inclinata A

Pana inclinata B

Pana inclinata C

Cu nas Pana inclinata cu

nasPene inclinate

subtiriFara nas

Cu nasPene inclinate

concaveFara nas

Cu nasPene tangentiale Pentru solicitari

constantePene

tangentialePentru solicitari

variabile2 Imbinari fara

strangerePene paralele Obisnuite Pana

paralela APana

paralela BPana

paralela CSubtiri

Pana paralela cu

gauri de fixare

Pene disc Pana disc

131 ELEMENTE DE CALCUL

a) Calculul asamblarilor cu pene inclinate

Datorita inclinarii penei sub actiunea fortei de introducere F (figura 8) se creeaza forta de strangere Fr ce produce o reactiune intre butuc si arbore pe partea opusa

In stare de repaos Fr se poate considera uniform repartizata pe latimea penei ndash figura 9a

Sub actiunea momentului motor Mt si a celui rezistent Mr apare tendinta de rotire dintre butuc si arbore In aceste conditii luand in considerare si fortele de frecare starea de repartizare a presiunilor pe latimea penei se modifica ndash figura 9b

In calcule se neglijeaza fortele de frecare si se considera o repartitie triunghiulara ndash figura 9c

Fig 8

Fig 9

a1) Pana inclinata

In ipoteza ca pana asigura strangerea radiala necesara schema de calcul este cea din figura 10

Fig 10

Mt = Fr x + μFr y + frac12 dFf unde (8)

Fr = frac12 blp p ndash presiunea de contact

l ndash lungimea penei

Daca x = b y = d Ff = μFr atunci

Mt = blp b + μ blp d + dμ blp

Mt = bsup2lp + μ bldp + μ bldp

Mt = bsup2lp + μ blpd

In final Mt = blp (9)

Mt ndash moment de torsiune transmisibil

Deoarece penele sunt standardizate ele se aleg si se verifica nu se dimensioneaza

Verificarea se face in doua moduri

- calculand cu relatia 9 pe Mt care se compara cu momentul transmis in realitate sau

- se verifica presiunea de contact cu relatia

pa (10)

a2) Pana inclinata subtire

In fig 11 se reprezinta repartizarea fortelor

In aceleasi conditii adica

Se obtine relatia de calcul 9

Verificarea la presiunea de contact se face cu relatia 10

Momentul transmisibil reprezinta aprox 40 din momentul pe il poate transmite arborele

a3) Pana inclinata concava

Forta de strangere se repartizeaza uniform pe latimea penei

(11)

Momentul transmisibil se calculeaza cu relatia

(12)

a4) Pene tangentiale

Schema de calcul se reprezinta in fig 12

Daca Ft ndash forta periferica corespunzatoare momentului transmis neglijand forta de stragere initiala Fr valoarea momentului transmisibil va fi

(13)

In relatia 13 l - lungimea penei

b) Indicatii privind pozitia penelor longitudinal cu strangere

In cazul cand o singura pana nu poate transmite momentul dat sau cand lungimea necesara pentru o singura pana ar depasi valorile recomandate 1lt(15-2)d se utilizeaza montarea mai multor pene

Utilizarea a doua sau trei pene cu strangere nu inseamna dublarea sau triplarea momentului de strangere deoarece reactiunea rezultanta intre butuc si arbore nu creste in aceeasi masura (fig 13)

Fig 13

Pozitia cea mai buna atat pentru solidarizarea butucului cu arborele cat si pentru

ovalizare minima este

c) Calculul asamblarilor cu pene paralele

Penele paralele se monteaza in locasul lor cu joc radial (fig 14)

Fig 14

Din acest motiv momentul este preluat si transmis doar de fetele laterale

Schema de solicitare a unei pene paralele in functie de sensul de rotire al arborelului este prezentata in figura 15a

Fig 15a

Momentul transmis se poate calcula cu relatia

Mt=yFt sau daca

Mt= dFt

Aceeasi relatie se poate scrie si in functie de presiunea de contact

Mt=ypA unde y - distanta fata de punctual de aplicare a fortei

P ndash presiunea unitara

A ndash suprafata ce transmite moment

Dar y A hl deci

Mt= hlpd

In fig15b se prezinta repartizarea neuniforma a eforturilor de suprafetele de contact

Neuniformitatea se formeaza pe de o parte datorita tendintei de scoatere a penei din locas iar pe de alta parte datorita existentei fortelor de frecare dintre suprafetele in contact

Fig 15b

Penele paralele se verifica la presiunea de contact si forfecare cu relatiile

Pef= Pa

Ъef= Ъaf

d)Calculul asamblarilor cu pene disc

O asamblare cu pana disc este prezentata in fig16

Momentul Mt transmisibil se calculeaza cu relatia

Pana este solicitata preponderent la presiunea de contact pe suprafata si la forfecarea pe

sectiunea

In tabelul 4 se dau valorile pentru presiunile de contact admisibile pentru calculul asamblarilor cu pene longitudinale

Tabelul 4

Material

Presiunea admisibila - sarcina

statica

N

pulsatorie

N

alternativa

N

Otel forjat

100divide150 70 100 35 50

Otel aliat cu Ni

100 150 70 100 35 50

Fonta 70 80 45 55 22 28

2 Asamblari cu bolturi si stifturi

21 Asamblari cu bolturi

Bolturile sunt organe de masini in forma cilindrica folosite ca elemente de legatura in articulatii Se construiesc in doua variante de baza

-bolturi cu cap in doua variante A si B ndash fig 17

-bolturi fara cap tot in doua variante ndash fig 18

In constructia de masini se folosesc si alte variante constructive de bolturi cateva dintre acestea fiind prezentate in fig 19

Ca materiale se recomanda OL50 OLC35 OLC45 in funtie de solicitari

Bolturile sunt solicitate la strivire inconvoiere si forfecare In calcule se neglijeaza influenta jocurilor si a deformatiilor elastice asupra repartitiei sarcinilor si se adopta schema de calcul din fig 20

a) Solicitare de forfecare

cu A ndash aria sectiunii de forfecare

b) Solicitari de contact

δas pentru strivirea intre bolt si tija

δas pentru strivirea intre bolt si furca

c) Solicitare de inconvoiere cu W ndash modul de rezistenta al boltului

Valorile pentru tensiunile admisibile sunt

22 Asamblari cu stifturi

Stifturile se folosesc in special pentru a fixa pozitia relativa a doua piese

In cazul solicitarilor mici stifturile se pot inlocui cu pene si bolturi care reprezinta solutii mai economice

Formele de baza utilizate sunt

- stifturi cilindrice

- stifturi conice

Fiecare din cele doua categorii pot fi netede sectionate tubulare sau filetate Formele constructive se prezinta in fig21 ndash cilindrice si fig22 ndash conice

Stifturile de centrare se folosesc perechi montate cat mai departe unul de altul Stifturile conice spre deosebire de cele cilindrice nu isi pierd efectul de strangere in urma unor montari si demontari repetate si se executa cu autofranare In anexa (A3) se prezinta exemple de utilizare a stifturilor conice si cilindrice

Materialele recomandate sunt OL50 OLC45 OLC17 OSC 8

Stifturile tubulare si cele spintecate se confectioneaza din otel de arc

cu

Stifturile sunt solicitate cu precadere la forfecare si solicitare de contact calculele fiind generate de relatiile deja cunoscute Astfel

-solicitare de forfecare cu

Se va tine seama de numarul sectiunilor de forfecare ndash solicitare de contact

pentru strivire intre stift si manson si

pentru strivire intre stift si arbore

In relatiile de mai sus cu

d ndash diametrul stiftului

In tabelul 5 se indica valorile admisibile pentru eforturile unitare Pa in ipoteza sarcinilor statice Pentru sarcini variabile valorile se caracterizeaza cu un coeficient k=07 ndash sarcini pulsatorii sau k=05 ndash sarcini alternant simetrice

Tabel 5

Material OL37 OL60 OL70 OLT Fonta100 150 180 825 675

85 125 150 - -

55 85 100 - -

3 Asamblari conice prin presare

Schema de principiu pentru o asamblare de acest gen este prezentata in fig 4 23

Forta radiala necesara pentru asigurarea transmiterii momentului de torsiune fara patinare este realizata fie prin exercitarea unei forte axiale cu ajutorul unei piulite in cazul imbinarilor fara autoblocare (2 Lgtρ) fie prin strangere proprie prin crearea unui ajustaj conic cu strangere

Fig 23

In tabelul 6 se fac recomandari pentru conicitati in functie de cuplul de materiale din asamblare

Pentru un element de portiune conica forta normal elementara se va calcula cu relatia

(27)

Tabelul 6

Cuplu de materiale

Asamblare cu autoblocare

Asamblare fara autoblocare

Conicitate Unghi inclinare

Conicitate Unghi inclinare

Otel otel

Otelfonta

Fontafonta

11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

5deg4238

2deg5145

20

30

50

1deg2556

5717

3423Otelbronz 11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

20

30

50

5deg4238

2deg5145

5717

3423

Otelaliaje aluminiu

15

1866

1666

1207

5deg4238

15deg

16deg42

22deg30

110

20

30

50

2deg5145

1deg2558

5717

3423

iar momentul de frecare elementar

(28)

In cazul unei presiuni constante pe suprafata de contact

(29)

Dar deci

Semnificatiile notatiilor din relatiile 27 28 si 29 se gasesc in fig 2

Pentru ca imbinarea sa transmita momentul Mt trebuie sa fie indeplinita conditia

sau

unde c ndash coeficient de siguranta

Se poate scrie

Din relatia de mai sus se poate obtine presiunea superficial minima

Aceasta presiune se realizeaza datorita unei forte axiale de presare care este conform fig 25

sau

Se poate usor deduce relatia fortei de deplasare

Avantajul principal al asamblarii conice prin presare este ca se pot realiza diferentele de diametre ale celor doua piese (butuc-arbore) la o cursa mica prin deplasarea axiala

Dezavantejele sunt

- dificultatea calcularii exacte a tensiunilor axiale radiale si tangentiale la ajustajele conice

- necesitatea realizarii unei conicitati riguros exacte la butuc si arbore

515 Sudabilitatea metalelor

Sudabilitatea este caracteristica ce determina aptitudinea metalelorin conditii de sudare datede a realize asamblari

Sudabilitatea este determinata de

- proprietatile metalului de baza

- tehnologia de sudare

- conceptia constructiva a elementelor constructiei

- caracterul si nivelul solicitarilor in timpul exploatarii

Referitor la sudabilitate se mai folosesc si alte notiuni derivateca siguranta la sudare si comportarea la sudare

Compozitia chimica este elemental ce influenteaza determinant comportarea la sudare Este motivul pentru carerespectarea retetei chimice devine obligatorie

In cazul laminatelor din oteluri carbon obisnuitese considera ca se asigura o comportare la sudare bunafara masuri specialedaca se respecta limitele din tabelul 52

Tabel 52

elem

val

C Mn MnSi Si P S

[] lt 025 lt 05 21 lt 02 lt 006 le 006

Elementul cu cea mai mare influenta asupra comportarii la sudareeste carbonulOdata cu cresterea continutului in carbon creste posibilitatea de calire fapt care se evidentiaza prin aparitia in zona de sudare a unor zone de duritate mare

In fig52 se prezinta variatia duritatii de-a lungul unei liniiintr-o sectiune perpendiculara pe directia de depunere a unui strat de sudura

Fig52

O variatie a duritatii ca cea din figura 52 este caracteristica pentru sudurile realizate pe material laminat la caldsau normalizat

Se observa ca valorile maxime ale duritatiicresc odata cu cresterea continutului de carbon De asemenease remarca marirea diferentei dintre duritatea maxima atinsa si duritatea materialului de baza

Cresterea continutului de carbon creste si pericolul formarii porilor in cusaturadatorita cresterii probabilitatii arderii carbonuluisi deci a formarii de compusi gazosi in baia de metal topit

Pentru a putea tine cont si de influenta cumulata a carbonului si a elementelor de aliereasupra sudabilitatiia fost necesara stabilirea unei metode cantitative de evidentiere a efectului studiat

S-a introdus astfelnotiunuea de carbon echivalent C exprimata printr-o relatie liniara intre concentratiile diferitelor elemente

In tabelul 53 sunt datedupa HARDEN si VOLDRICH limitele uzuale admise pentru Ce pentru care sudarea se face fara preincalzire

In afara de C si grosimea pieselor de studiatduritatea maxima admisa in zona influentata termicdepinde si de parametrii tehnologici

Astfel exista posibilitatea caprin adaptarea acestorala specificul otelului sudatsa se realizezeo micsorare a duritatii maxime

Tabel 53

Ce = C + Mn6 + (Cr + Mo + V)5 + (Ni + Cu)15Conditia satisfacuta Duritate

maxima

HV

Ce

Grosimea placii (mm)

6 12 25 50

Fara fisuri la sudare

350 060 050 045 045

Siguranta in exploatare

250 045 040 035 030

In figura 53 se observa influenta grosimii pieselor si avitezei de sudare asupra duritatii maxime din zona influentata termic

In functie de valoarea carbonului echivalent si de tipul electrodului folosi(acid sau basic) se determina cu ajutorul tabelului 5 un indice conventional de subunitate notat I

Tabel 54

Electrod acid Electrod basic I020 025 A

021 ndash 023 026 ndash 029 B024 ndash 027 030 ndash 035 C028 ndash 032 036 ndash 040 D033 ndash 038 041 ndash 045 E039 ndash 044 046 ndash 049 F

045 050 G

516 Clasificarea asamblarilor sudate

Asamblarile sudate pot fi realizate prin

- cusaturi cap la capsau

- cusaturi in colt

Simbolizarea asamblarilor sudate este prezentata in tabelul55

Tabel 55

Nr

Tipul

sudurii

Denumirea sudurii

Simbol Reprezentare Reprezentare simplificata

0 1 2 3 4 5 1 Sudura

cap la cap

Sudura in V

2 Sudura in V pe support

3

Sudura in U

4

Sudura in Y pe ambele parti

5

Sudura in U pe ambele parti

6

Sudura in colt

Sudura in colt

pe ambele parti

7 Sudura in colt

pe o parte

8 Sudura prin

suprapunere

Sudura in gaura

9 Sudura prin puncte

10

Sudura in linie

Reprezentareacotarea si notarea completa a sudurilor pe deseneeste reglementata de STAS 735-87

52Calculul imbinarilor sudate

In calculul imbinarilor sudate se folosesc aceleasi principii si metode ca in rezistenta materialelorConditia initiala care se pune este principiul de egala rezistentaadica imbinarile sudate sa aiba aceeasi rezistenta ca si restul constructiei

In acest modse evita supradimensionarile

521 Sudurile cap la cap

In figura 5 se prezinta o imbinare sudata cap la cap ce constituie sectiunea de calcul

Fig5

Lungimea cordonului de sudura -1- este determinata de lungimea tablelor care se studiaza

Datorita imperfectiunii cordoanelor de sudura la capete se considera ca lungime de calcul

l = ls ndash 2∙s (52)

Grosimea cusaturii -a- trebuie sa fie mai mare decat grosimea -s- a tablelor

Pentru materialul de baza forta maxima ce poate fi preluata cu incarcarea din figura este

F1 = ls ∙ s ∙ σa (53)

Forta maxima preluata de cordonul de sudura

F2 = l ∙ a ∙ σas (54)

Dar F1 = F2 deci l ∙ a ∙ σas = ls ∙ s ∙ σa

Se obtine

(55)

Deoarece ls gt l si σa gt σas intr-adevar a gt s

Practica recomanda pentru a

a = (12125) s (56)

Rezistentele admise ale cordonului - σas - comparativ cu materialul de baza - σa - sunt

- pentru tractiune σas = (0609) σa

- pentru compresiune σas = (0751) σa

Daca (fig54) sudura este solicitata si de moment un momentul incovoietor Mi atunci efortul unitar in cursatura va fi

Daca cordonul va fi supus simultan si fortei F si momentului Mi efortul unitar va fi

Pentru solicitarea la forfecare a sectiunii

528 Deformatii si tensiuni remanente

5281 Originea deformatiilor si tensiunilor remanente

Tensiunile remanente ce apar in piesele sudate se datoreaza variatiilor de temperatura la care este supusa piesa in timpul sudarii

Daca incalzirea si racirea se fac uniform in tot corpul piesei iar dilatarea si contractia sunt libere starile de eforturi si modificarile de volum cauzate de incalzire sunt reversibile la racire Conditiile de mai sus nu pot insa sa fie asigurate

Efectele incalzirii locale produse in timpul sudarii pot fi reversibile in situatia in care tensiunile provocate de incalzirea locala si neuniforma nu ar depasi limita de elasticitate a metalului

Trecandu-se in domeniul plastic metalul ramane dupa racire cu deformatii si tensiuni remanente

La asamblarea prin sudare a doua table din cauza aportului mare de caldura concentrata intr-o zona restransa se produc dilatari Dupa racire metalul depus se contracta antrenand si metalul de baza din vecinatate

Deformatiile care apar sunt insotite si de o stare tensionala de tensiuni remanente Daca grosimea tablelor este suficient de mica se pot neglija tensiunile perpendiculare pe

planul acestora ramanand tensiunile in lungul cusaturii- - si cele perpendicular pe

cusatura ndash -Aceste tensiuni sunt in echilibru deoarece nu sunt generate de forta exterioara

5282 Masuri pentru combaterea deformatiilor si tensiunilor remanente

Pentru ca piesa sa fie folosita in bune conditii in urma operatiei de sudare deformatiile si tensiunile trebuiesc inlaturate intr-o masura cat mai mare

Se prezinta cateva masuri ce au ca efect mentinerea deformatiilor si tensiunilor remanente la valori relativ mici nesuparatoare

-succesiunea corecta a executarii cusaturilor

Elementele ce se sudeaza se recomanda sa fie asezate astfel incat deplasarea acestora in timpul incalzirii si racirii sa se faca liber Astfel in cazul cusaturilor cap la cap tablele se vor aseza ca in fig 517

Fig 517

-Deformarea in sens opus

Pentru ca piesele ce se sudeaza sa revina la forma initiala acestea primesc o deformatie initiala corespunzatoare de sens contrar care se obtine mecanic cu ajutorul unor dispozitive ca cel din figura 518 sau prin incalzire cu flacara

1-Ghiare de deformare

2-Surub de actionare

3-Piesa de deformat

Fig 518

-Fixarea rigida a pieselor ce se imbina

Fixarea in dispozitive este folosita pentru impiedicarea deformatiilor la sudarea in serie mare

Dupa racire piesele isi pastreaza forma dar raman cu tensiuni remanente de valori mari Acestea se diminueaza cu unul din procedeele prezentate in continuare

-Preincalzirea

Determinarea temperaturii de preincalzire a pieselor ce se sudeaza se face de regula in functie de continutul de carbon

-Detensionarea

Detensionarea se recomanda cu precadere la sudarea otelurilor aliate sau a otelurilor carbon de dimensiuni mari

Diagrama de detensionare se prezinta in fig 519

Fig 519

529 Consideratii generale privind proiectarea constructiilor sudate

Proiectarea corecta a constructiilor sudate solicita pe de o parte stapanirea tuturor parametrilor procedeelor de sudare iar pe de alta parte acceptarea ca metoda de realizare a pieselor si a sudurii pe langa procedeele clasice (turnare forjare matritare etc)

Principiul de baza care guverneaza dimensionarea asamblarilor sudate este principiul de egala rezistenta

Se prezinta in continuare si alte principii ce stau la baza proiectarii constructiilor sudate

-asigurarea continuitatii fluxului liniilor de forte prin alegerea unei forme adecvate a pieselor

-marirea rigiditatii constructiilor sudate prin micsorarea lungimii libere a elementelor

-micsorarea tensiunilor datorate constructiei si a efectului de crestatura

-realizarea constructiilor simetrice pentru a minimaliza tensiunile interne

-la cordoanele de sudura solicitate din exterior sa nu existe grosimi sub 4 mm

-constructia sudata sa fie asamblata din parti componente cat mai mari pentru micsorarea numarului de cordoane

5291 Exemple contructive de imbinari sudate

In constructia de masini exista elemente realizate exclusiv prin sudare cum ar fi recipienti grinzi boghiuri etc

In fig 520 se prezinta un arbore cotit realizat prin sudura

In fig 521 este prezentata o roata dintata realizata prin sudura

In fig 522 este prezentata o carcasa de reductor realizata prin sudura

Fig 520 Fig 521

Fig 522

53 Asamblari nituite

531 Generalitati descriere clasificare

Nituirea face parte din categoria asamblarilor nedemontabile Odata cu dezvoltarea procedeelor de sudare nituirea si-a restrans aria de raspandire in momentul de fata utilizandu-se

- la piesele supuse la sarcini variabile unde sudura este inca un procedeu nesigur

- piese din aliaje usoare din domeniul aviatiei

- piese din materiale greu sudabile

Forma generala a unui nit este prezentata in fig523 El se compune din

- tija nitului -1

- capul fix -2

-capul de inchidere -3

Intre nit si piesele ce urmeaza a fi asamblate se lasa un joc de diametru - j -

Formarea capului nitului care se mai numeste si operatie de nituire se poate face

- la rece ndash cand diametrele sunt de maxim 12 mm

- la cald - cand diametrul nitului depaseste 12mm

Din punct de vedere constructiv exista mai multe solutii constructive atat pentru Formarea tijei cat si pentru cap

Tija nitului poate fi plina ndash fig 522 sau tubulara Aceasta se foloseste la diametre cuprinse in game 4 ndash 20 mm si cu o grosime a peretelui de 025- 15 mm fiind foarte utilizate in aviatie mecanica fina si industrie usoara

Dupa Forma capului se intalnesc

a) cap semirotund - fig52 a - sunt cele mai utilizate Este usor de realizat dar este voluminos si citeodata greu de amplasat in imbinare

b)

cap inecat ndash fig52b - necesita prelucrari suplimentare la piesele ce urmeaza a fi imbinate Rezistenta capului este slaba in raport cu tija aceluiasi nit

Fig52

c) cap plat - fig52c - cu o gama restransa de utilizare ndash dogarie

d) cap tronconic - fig52 d - din punct de vedere al rezistentei corespund foarte bine dar cu o tehnologie destul de greoaie

e) cap semiinecat - fig52e - imbina avantajul rezistentei nitului cu cap semirotund cu avantajul ocuparii unui spatiu restrans al capului inecat

f) cap tronconic si semiinecat - fig52f - sunt utilizate ca nituri de rezistenta ndash etansare Aduna dezavantajele de la ambele tipuri ndash cap tronconic si inecat

a

b

c

d

e

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

Nrctr Felul penei Criteriu de clasificare

Denumirea

1 Pene transversale

Scop Pene de fixarePene de reglare

Pene de sigurantaForma Pene cu o fata

inclinataPene cu doua fete

inclinateMod de utilizare cu prestrangere

fara prestrangere2 Pene

longitudinaleImbinari prin

strangerePene inclinate

Pene tangentialeImbinari fara

strangerePene paralele

Pene disc

12 PENE TRANSVERSALE

Se prezinta in continuare cateva exemple de utilizare a penelor transversale

In figura 1- pene transversale pentru asamblare fara prestrangere Se observa ca intre elementele 1 si 2 care trebuie asamblate cu ajutorul mansonului 5 exista un joc j

Fig 1

Un exemplu de asamblare cu strangere este prezentata in figura 2 Pana 3 este presata astfel incat asigura contactul piesei 2 cu subansamblul 1 in care se monteaza

Fig 2 Fig 3

In figura 3 se prezinta un exemplu de asamblare de reglare Pana 1 a carei pozitie poate fi riguros controlata cu ajutorul piulitelor 4 prin deplasarea sus-jos imprima cuzinetului 2 o miscare stanga-dreapta in lagarul 3 obtinandu-se astfel reglarea la pozitie a cuzinetului

121 CONSIDERATII TEORETICE SI ELEMENTE DE CALCUL

Pentru buna functionare a penelor transversale este necesar ca acestea sa se mentina in imbinare in timpul exploatarii sa se asigure deci autofixarea sau autofranarea penelor in locasul lor

Constructiv acest lucru se poate realiza prin limitarea unghiurilor de inclinare a fetelor penei la valorile obisnuite din conditia de autofranare

Schema de calcul se prezinta in figura

Fig 4

Dupa cum se poate observa in figura sunt prezentate fortele intr-o asamblare fara pre-strangere

Se face ipoteza simplificatoare ca se pot neglija componentele orizontale ale fortelor de frecare

In aceasta situatie conditia de autofixare devine

Frsquo1 + 2 Frsquo2 le Frsquorsquo1 + 2 Frsquorsquo2 (1)

Dar

Frsquo1 = Ftg α1

2 Frsquo2 = 2 tg α2 = Ftg α2

Frsquorsquo1 = μ1Fn1cos α1

2 Frsquorsquo2 = 2 μ2Fn2cos α2

Dar

Fn1 =

Fn2 =

Deci relatia (1) devine

Ftg α1 + Ftg α2 le Fμ1 + Fμ2 (2)

In relatia (2) μ1 = tg ρ1 si μ2 = tg ρ2 unde ρ1 si ρ2 sunt unghiuri de frecare

In final se obtine

tg α1 + tg α2 le tg ρ1 + tg ρ2

α1 + α2 le ρ1 + ρ2 (3)

Relatia (3) prezinta conditia de autofranare si spune ca autofranarea este asigurata atunci cand suma unghiurilor de inclinare este mai mica decat suma unghiurilor de frecare

Pentru penele cu o singura fata inclinata

α1 = α α2 = 0 si (3) devine

α le ρ1 + ρ2 sau (4)

α le 2ρ daca ρ1 = ρ2 = ρ

In tabelul 2 se prezinta valorile recomandate pentru unghiurile de inclinare a penelor

Tabel 2

Felul penei si utilizare tg αPene de fixare cu demontari dese 120Pene de fixare cu demontari rare 1100helliphellip150Pene de reglare din capul bielelor 110helliphellip15

Pene de reglare cu autofixare supuse la socuri

1100helliphellip150

In cazul asamblarilor cu prestrangere initiala trebuie determinata forta de introducere a penei Frsquo care este necesara realizarii fortei de prestrangere F0 Schema de calcul este prezentata si in figura 5

Fig 5

Forta F0 de prestrangere este proiectia pe orizontala a rezultantelor R1 si R2 Aceste rezultante se obtin din suma vectoriala a fortelor Fn1 Fn2 cu fortele de frecare μ1Fn1 si μ2Fn2 care apar la introducerea frontala a penei sub actiunea fortei Frsquo

Din conditia de echilibru se scrie

Frsquo = Frsquo1 + 2 Frsquo2 (5)

Dar Frsquo1 = F0tg (α1 + ρ1)

Frsquo2 = frac12 F0 tg (α2 + ρ2)

Relatia (5) devine Frsquo = F0tg (α1 + ρ1) + F0 tg (α2 + ρ2) (6)

In situatia cea mai des intalnita α1 = α α2 = 0 ρ1 = ρ2 = ρ si atunci relatia (6) devine

Frsquo = F0 [tg (α + ρ) + tg ρ]

Penele transversale fara strangere si la care α1 = α2 = 0 prezinta o schema de incarcare ca cea din figura 6 si se calculeaza la

- incovoiere relatia de calcul fiind

σi = = le σai

- forfecare relatia de calcul fiind

ζf = le ζaf

- solicitari de contact cu relatia

σs = le σas - manson-pana

σs = le σas - arbore-pana

In relatiile de mai sus

σai = c = 145hellip18

σaf = (02 + 03) σ 02

σas = 08 σ 02

Fig 6

13 PENE LONGITUDINALE

Forma de baza a penelor longitudinale este prezentata in figura 7

Penele longitudinale se caracterizeaza prin faptul ca se monteaza paralel cu axa pieselor de imbinat

Aceasta categorie de pene se foloseste la asamblarea a doua piese coaxiale cu scopul de a transmite miscarea de rotatie si moment

Tipurile de pene longitudinale sunt reglementate de STAS 430-74 iar dimensiunile penelor in sectiune transversala de STAS 431-81 433-73 434-73 1004-81 1007-81 1006-71

Fig 7

In tabelul 3 se prezinta o clasificare mai detaliata decat cea din tabelul 1

In continuare se prezinta pe scurt cateva tipuri de pene longitudinale

a) ndash Pene inclinate

Acestea au fata dinspre butuc inclinata Sub actiunea fortei de strangere pana strange radial arborele si butucul Aceste pene prezinta siguranta in exploatare transmit momente mari dar au dezavantajul ca produc ovalizari dezaxari

Penele inclinate pot avea diferite forme capete drepte sau inclinate cu nas sau fara nas La penele cu nas accesul pentru montaredemontare este posibil pe o singura parte

b) ndash Pene inclinate subtiri

Aceste pene transmit momente mai mici decat cele anterioare deoarece se inlocuieste canalul de pana din arbore cu o tesitura Introduc concentratorii mici de tensiune se recomanda pentru valori de diametru de pana la 230 mm Se pot executa si in varianta cu nas

c) ndash Pene inclinate concave

Acestea se ingroapa numai in butuc transmit momente mici se folosesc la diametre mai mici de 150 mm

d) ndash Pene tangentiale

Se monteaza perechi inclinarea fiind data suprafetei de contact dintre cele doua pene Prin bataie una contra celeilalte se produce o forta de apasare foarte mare de aceea pot transmite momente foarte mari

e) ndash Pene paralele

Au forma paralelipipedica si se monteaza cu joc radial

Nu produc dezaxari permit deplasarea pe arbore

In cazul solicitarilor mari pentru a evita smulgerea penele paralele se fixeaza pe arbore cu suruburi

f) ndash Pene disc

Partea ingropata in arbore este in forma de disc

Avantajul este ca pot lua pozitia dupa butuc prin balansare in locasul circular Se recomanda la diametre de pana la 38 mm

Formele constructive pentru penele de la punctele ahellipf sunt prezentate in anexa (A1 figura AIhellipAx)

Tabelul 3

Tip imbinare PanaTip Denumire

1 Imbinari prin strangere

Pene inclinate Fara nas Pana inclinata A

Pana inclinata B

Pana inclinata C

Cu nas Pana inclinata cu

nasPene inclinate

subtiriFara nas

Cu nasPene inclinate

concaveFara nas

Cu nasPene tangentiale Pentru solicitari

constantePene

tangentialePentru solicitari

variabile2 Imbinari fara

strangerePene paralele Obisnuite Pana

paralela APana

paralela BPana

paralela CSubtiri

Pana paralela cu

gauri de fixare

Pene disc Pana disc

131 ELEMENTE DE CALCUL

a) Calculul asamblarilor cu pene inclinate

Datorita inclinarii penei sub actiunea fortei de introducere F (figura 8) se creeaza forta de strangere Fr ce produce o reactiune intre butuc si arbore pe partea opusa

In stare de repaos Fr se poate considera uniform repartizata pe latimea penei ndash figura 9a

Sub actiunea momentului motor Mt si a celui rezistent Mr apare tendinta de rotire dintre butuc si arbore In aceste conditii luand in considerare si fortele de frecare starea de repartizare a presiunilor pe latimea penei se modifica ndash figura 9b

In calcule se neglijeaza fortele de frecare si se considera o repartitie triunghiulara ndash figura 9c

Fig 8

Fig 9

a1) Pana inclinata

In ipoteza ca pana asigura strangerea radiala necesara schema de calcul este cea din figura 10

Fig 10

Mt = Fr x + μFr y + frac12 dFf unde (8)

Fr = frac12 blp p ndash presiunea de contact

l ndash lungimea penei

Daca x = b y = d Ff = μFr atunci

Mt = blp b + μ blp d + dμ blp

Mt = bsup2lp + μ bldp + μ bldp

Mt = bsup2lp + μ blpd

In final Mt = blp (9)

Mt ndash moment de torsiune transmisibil

Deoarece penele sunt standardizate ele se aleg si se verifica nu se dimensioneaza

Verificarea se face in doua moduri

- calculand cu relatia 9 pe Mt care se compara cu momentul transmis in realitate sau

- se verifica presiunea de contact cu relatia

pa (10)

a2) Pana inclinata subtire

In fig 11 se reprezinta repartizarea fortelor

In aceleasi conditii adica

Se obtine relatia de calcul 9

Verificarea la presiunea de contact se face cu relatia 10

Momentul transmisibil reprezinta aprox 40 din momentul pe il poate transmite arborele

a3) Pana inclinata concava

Forta de strangere se repartizeaza uniform pe latimea penei

(11)

Momentul transmisibil se calculeaza cu relatia

(12)

a4) Pene tangentiale

Schema de calcul se reprezinta in fig 12

Daca Ft ndash forta periferica corespunzatoare momentului transmis neglijand forta de stragere initiala Fr valoarea momentului transmisibil va fi

(13)

In relatia 13 l - lungimea penei

b) Indicatii privind pozitia penelor longitudinal cu strangere

In cazul cand o singura pana nu poate transmite momentul dat sau cand lungimea necesara pentru o singura pana ar depasi valorile recomandate 1lt(15-2)d se utilizeaza montarea mai multor pene

Utilizarea a doua sau trei pene cu strangere nu inseamna dublarea sau triplarea momentului de strangere deoarece reactiunea rezultanta intre butuc si arbore nu creste in aceeasi masura (fig 13)

Fig 13

Pozitia cea mai buna atat pentru solidarizarea butucului cu arborele cat si pentru

ovalizare minima este

c) Calculul asamblarilor cu pene paralele

Penele paralele se monteaza in locasul lor cu joc radial (fig 14)

Fig 14

Din acest motiv momentul este preluat si transmis doar de fetele laterale

Schema de solicitare a unei pene paralele in functie de sensul de rotire al arborelului este prezentata in figura 15a

Fig 15a

Momentul transmis se poate calcula cu relatia

Mt=yFt sau daca

Mt= dFt

Aceeasi relatie se poate scrie si in functie de presiunea de contact

Mt=ypA unde y - distanta fata de punctual de aplicare a fortei

P ndash presiunea unitara

A ndash suprafata ce transmite moment

Dar y A hl deci

Mt= hlpd

In fig15b se prezinta repartizarea neuniforma a eforturilor de suprafetele de contact

Neuniformitatea se formeaza pe de o parte datorita tendintei de scoatere a penei din locas iar pe de alta parte datorita existentei fortelor de frecare dintre suprafetele in contact

Fig 15b

Penele paralele se verifica la presiunea de contact si forfecare cu relatiile

Pef= Pa

Ъef= Ъaf

d)Calculul asamblarilor cu pene disc

O asamblare cu pana disc este prezentata in fig16

Momentul Mt transmisibil se calculeaza cu relatia

Pana este solicitata preponderent la presiunea de contact pe suprafata si la forfecarea pe

sectiunea

In tabelul 4 se dau valorile pentru presiunile de contact admisibile pentru calculul asamblarilor cu pene longitudinale

Tabelul 4

Material

Presiunea admisibila - sarcina

statica

N

pulsatorie

N

alternativa

N

Otel forjat

100divide150 70 100 35 50

Otel aliat cu Ni

100 150 70 100 35 50

Fonta 70 80 45 55 22 28

2 Asamblari cu bolturi si stifturi

21 Asamblari cu bolturi

Bolturile sunt organe de masini in forma cilindrica folosite ca elemente de legatura in articulatii Se construiesc in doua variante de baza

-bolturi cu cap in doua variante A si B ndash fig 17

-bolturi fara cap tot in doua variante ndash fig 18

In constructia de masini se folosesc si alte variante constructive de bolturi cateva dintre acestea fiind prezentate in fig 19

Ca materiale se recomanda OL50 OLC35 OLC45 in funtie de solicitari

Bolturile sunt solicitate la strivire inconvoiere si forfecare In calcule se neglijeaza influenta jocurilor si a deformatiilor elastice asupra repartitiei sarcinilor si se adopta schema de calcul din fig 20

a) Solicitare de forfecare

cu A ndash aria sectiunii de forfecare

b) Solicitari de contact

δas pentru strivirea intre bolt si tija

δas pentru strivirea intre bolt si furca

c) Solicitare de inconvoiere cu W ndash modul de rezistenta al boltului

Valorile pentru tensiunile admisibile sunt

22 Asamblari cu stifturi

Stifturile se folosesc in special pentru a fixa pozitia relativa a doua piese

In cazul solicitarilor mici stifturile se pot inlocui cu pene si bolturi care reprezinta solutii mai economice

Formele de baza utilizate sunt

- stifturi cilindrice

- stifturi conice

Fiecare din cele doua categorii pot fi netede sectionate tubulare sau filetate Formele constructive se prezinta in fig21 ndash cilindrice si fig22 ndash conice

Stifturile de centrare se folosesc perechi montate cat mai departe unul de altul Stifturile conice spre deosebire de cele cilindrice nu isi pierd efectul de strangere in urma unor montari si demontari repetate si se executa cu autofranare In anexa (A3) se prezinta exemple de utilizare a stifturilor conice si cilindrice

Materialele recomandate sunt OL50 OLC45 OLC17 OSC 8

Stifturile tubulare si cele spintecate se confectioneaza din otel de arc

cu

Stifturile sunt solicitate cu precadere la forfecare si solicitare de contact calculele fiind generate de relatiile deja cunoscute Astfel

-solicitare de forfecare cu

Se va tine seama de numarul sectiunilor de forfecare ndash solicitare de contact

pentru strivire intre stift si manson si

pentru strivire intre stift si arbore

In relatiile de mai sus cu

d ndash diametrul stiftului

In tabelul 5 se indica valorile admisibile pentru eforturile unitare Pa in ipoteza sarcinilor statice Pentru sarcini variabile valorile se caracterizeaza cu un coeficient k=07 ndash sarcini pulsatorii sau k=05 ndash sarcini alternant simetrice

Tabel 5

Material OL37 OL60 OL70 OLT Fonta100 150 180 825 675

85 125 150 - -

55 85 100 - -

3 Asamblari conice prin presare

Schema de principiu pentru o asamblare de acest gen este prezentata in fig 4 23

Forta radiala necesara pentru asigurarea transmiterii momentului de torsiune fara patinare este realizata fie prin exercitarea unei forte axiale cu ajutorul unei piulite in cazul imbinarilor fara autoblocare (2 Lgtρ) fie prin strangere proprie prin crearea unui ajustaj conic cu strangere

Fig 23

In tabelul 6 se fac recomandari pentru conicitati in functie de cuplul de materiale din asamblare

Pentru un element de portiune conica forta normal elementara se va calcula cu relatia

(27)

Tabelul 6

Cuplu de materiale

Asamblare cu autoblocare

Asamblare fara autoblocare

Conicitate Unghi inclinare

Conicitate Unghi inclinare

Otel otel

Otelfonta

Fontafonta

11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

5deg4238

2deg5145

20

30

50

1deg2556

5717

3423Otelbronz 11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

20

30

50

5deg4238

2deg5145

5717

3423

Otelaliaje aluminiu

15

1866

1666

1207

5deg4238

15deg

16deg42

22deg30

110

20

30

50

2deg5145

1deg2558

5717

3423

iar momentul de frecare elementar

(28)

In cazul unei presiuni constante pe suprafata de contact

(29)

Dar deci

Semnificatiile notatiilor din relatiile 27 28 si 29 se gasesc in fig 2

Pentru ca imbinarea sa transmita momentul Mt trebuie sa fie indeplinita conditia

sau

unde c ndash coeficient de siguranta

Se poate scrie

Din relatia de mai sus se poate obtine presiunea superficial minima

Aceasta presiune se realizeaza datorita unei forte axiale de presare care este conform fig 25

sau

Se poate usor deduce relatia fortei de deplasare

Avantajul principal al asamblarii conice prin presare este ca se pot realiza diferentele de diametre ale celor doua piese (butuc-arbore) la o cursa mica prin deplasarea axiala

Dezavantejele sunt

- dificultatea calcularii exacte a tensiunilor axiale radiale si tangentiale la ajustajele conice

- necesitatea realizarii unei conicitati riguros exacte la butuc si arbore

515 Sudabilitatea metalelor

Sudabilitatea este caracteristica ce determina aptitudinea metalelorin conditii de sudare datede a realize asamblari

Sudabilitatea este determinata de

- proprietatile metalului de baza

- tehnologia de sudare

- conceptia constructiva a elementelor constructiei

- caracterul si nivelul solicitarilor in timpul exploatarii

Referitor la sudabilitate se mai folosesc si alte notiuni derivateca siguranta la sudare si comportarea la sudare

Compozitia chimica este elemental ce influenteaza determinant comportarea la sudare Este motivul pentru carerespectarea retetei chimice devine obligatorie

In cazul laminatelor din oteluri carbon obisnuitese considera ca se asigura o comportare la sudare bunafara masuri specialedaca se respecta limitele din tabelul 52

Tabel 52

elem

val

C Mn MnSi Si P S

[] lt 025 lt 05 21 lt 02 lt 006 le 006

Elementul cu cea mai mare influenta asupra comportarii la sudareeste carbonulOdata cu cresterea continutului in carbon creste posibilitatea de calire fapt care se evidentiaza prin aparitia in zona de sudare a unor zone de duritate mare

In fig52 se prezinta variatia duritatii de-a lungul unei liniiintr-o sectiune perpendiculara pe directia de depunere a unui strat de sudura

Fig52

O variatie a duritatii ca cea din figura 52 este caracteristica pentru sudurile realizate pe material laminat la caldsau normalizat

Se observa ca valorile maxime ale duritatiicresc odata cu cresterea continutului de carbon De asemenease remarca marirea diferentei dintre duritatea maxima atinsa si duritatea materialului de baza

Cresterea continutului de carbon creste si pericolul formarii porilor in cusaturadatorita cresterii probabilitatii arderii carbonuluisi deci a formarii de compusi gazosi in baia de metal topit

Pentru a putea tine cont si de influenta cumulata a carbonului si a elementelor de aliereasupra sudabilitatiia fost necesara stabilirea unei metode cantitative de evidentiere a efectului studiat

S-a introdus astfelnotiunuea de carbon echivalent C exprimata printr-o relatie liniara intre concentratiile diferitelor elemente

In tabelul 53 sunt datedupa HARDEN si VOLDRICH limitele uzuale admise pentru Ce pentru care sudarea se face fara preincalzire

In afara de C si grosimea pieselor de studiatduritatea maxima admisa in zona influentata termicdepinde si de parametrii tehnologici

Astfel exista posibilitatea caprin adaptarea acestorala specificul otelului sudatsa se realizezeo micsorare a duritatii maxime

Tabel 53

Ce = C + Mn6 + (Cr + Mo + V)5 + (Ni + Cu)15Conditia satisfacuta Duritate

maxima

HV

Ce

Grosimea placii (mm)

6 12 25 50

Fara fisuri la sudare

350 060 050 045 045

Siguranta in exploatare

250 045 040 035 030

In figura 53 se observa influenta grosimii pieselor si avitezei de sudare asupra duritatii maxime din zona influentata termic

In functie de valoarea carbonului echivalent si de tipul electrodului folosi(acid sau basic) se determina cu ajutorul tabelului 5 un indice conventional de subunitate notat I

Tabel 54

Electrod acid Electrod basic I020 025 A

021 ndash 023 026 ndash 029 B024 ndash 027 030 ndash 035 C028 ndash 032 036 ndash 040 D033 ndash 038 041 ndash 045 E039 ndash 044 046 ndash 049 F

045 050 G

516 Clasificarea asamblarilor sudate

Asamblarile sudate pot fi realizate prin

- cusaturi cap la capsau

- cusaturi in colt

Simbolizarea asamblarilor sudate este prezentata in tabelul55

Tabel 55

Nr

Tipul

sudurii

Denumirea sudurii

Simbol Reprezentare Reprezentare simplificata

0 1 2 3 4 5 1 Sudura

cap la cap

Sudura in V

2 Sudura in V pe support

3

Sudura in U

4

Sudura in Y pe ambele parti

5

Sudura in U pe ambele parti

6

Sudura in colt

Sudura in colt

pe ambele parti

7 Sudura in colt

pe o parte

8 Sudura prin

suprapunere

Sudura in gaura

9 Sudura prin puncte

10

Sudura in linie

Reprezentareacotarea si notarea completa a sudurilor pe deseneeste reglementata de STAS 735-87

52Calculul imbinarilor sudate

In calculul imbinarilor sudate se folosesc aceleasi principii si metode ca in rezistenta materialelorConditia initiala care se pune este principiul de egala rezistentaadica imbinarile sudate sa aiba aceeasi rezistenta ca si restul constructiei

In acest modse evita supradimensionarile

521 Sudurile cap la cap

In figura 5 se prezinta o imbinare sudata cap la cap ce constituie sectiunea de calcul

Fig5

Lungimea cordonului de sudura -1- este determinata de lungimea tablelor care se studiaza

Datorita imperfectiunii cordoanelor de sudura la capete se considera ca lungime de calcul

l = ls ndash 2∙s (52)

Grosimea cusaturii -a- trebuie sa fie mai mare decat grosimea -s- a tablelor

Pentru materialul de baza forta maxima ce poate fi preluata cu incarcarea din figura este

F1 = ls ∙ s ∙ σa (53)

Forta maxima preluata de cordonul de sudura

F2 = l ∙ a ∙ σas (54)

Dar F1 = F2 deci l ∙ a ∙ σas = ls ∙ s ∙ σa

Se obtine

(55)

Deoarece ls gt l si σa gt σas intr-adevar a gt s

Practica recomanda pentru a

a = (12125) s (56)

Rezistentele admise ale cordonului - σas - comparativ cu materialul de baza - σa - sunt

- pentru tractiune σas = (0609) σa

- pentru compresiune σas = (0751) σa

Daca (fig54) sudura este solicitata si de moment un momentul incovoietor Mi atunci efortul unitar in cursatura va fi

Daca cordonul va fi supus simultan si fortei F si momentului Mi efortul unitar va fi

Pentru solicitarea la forfecare a sectiunii

528 Deformatii si tensiuni remanente

5281 Originea deformatiilor si tensiunilor remanente

Tensiunile remanente ce apar in piesele sudate se datoreaza variatiilor de temperatura la care este supusa piesa in timpul sudarii

Daca incalzirea si racirea se fac uniform in tot corpul piesei iar dilatarea si contractia sunt libere starile de eforturi si modificarile de volum cauzate de incalzire sunt reversibile la racire Conditiile de mai sus nu pot insa sa fie asigurate

Efectele incalzirii locale produse in timpul sudarii pot fi reversibile in situatia in care tensiunile provocate de incalzirea locala si neuniforma nu ar depasi limita de elasticitate a metalului

Trecandu-se in domeniul plastic metalul ramane dupa racire cu deformatii si tensiuni remanente

La asamblarea prin sudare a doua table din cauza aportului mare de caldura concentrata intr-o zona restransa se produc dilatari Dupa racire metalul depus se contracta antrenand si metalul de baza din vecinatate

Deformatiile care apar sunt insotite si de o stare tensionala de tensiuni remanente Daca grosimea tablelor este suficient de mica se pot neglija tensiunile perpendiculare pe

planul acestora ramanand tensiunile in lungul cusaturii- - si cele perpendicular pe

cusatura ndash -Aceste tensiuni sunt in echilibru deoarece nu sunt generate de forta exterioara

5282 Masuri pentru combaterea deformatiilor si tensiunilor remanente

Pentru ca piesa sa fie folosita in bune conditii in urma operatiei de sudare deformatiile si tensiunile trebuiesc inlaturate intr-o masura cat mai mare

Se prezinta cateva masuri ce au ca efect mentinerea deformatiilor si tensiunilor remanente la valori relativ mici nesuparatoare

-succesiunea corecta a executarii cusaturilor

Elementele ce se sudeaza se recomanda sa fie asezate astfel incat deplasarea acestora in timpul incalzirii si racirii sa se faca liber Astfel in cazul cusaturilor cap la cap tablele se vor aseza ca in fig 517

Fig 517

-Deformarea in sens opus

Pentru ca piesele ce se sudeaza sa revina la forma initiala acestea primesc o deformatie initiala corespunzatoare de sens contrar care se obtine mecanic cu ajutorul unor dispozitive ca cel din figura 518 sau prin incalzire cu flacara

1-Ghiare de deformare

2-Surub de actionare

3-Piesa de deformat

Fig 518

-Fixarea rigida a pieselor ce se imbina

Fixarea in dispozitive este folosita pentru impiedicarea deformatiilor la sudarea in serie mare

Dupa racire piesele isi pastreaza forma dar raman cu tensiuni remanente de valori mari Acestea se diminueaza cu unul din procedeele prezentate in continuare

-Preincalzirea

Determinarea temperaturii de preincalzire a pieselor ce se sudeaza se face de regula in functie de continutul de carbon

-Detensionarea

Detensionarea se recomanda cu precadere la sudarea otelurilor aliate sau a otelurilor carbon de dimensiuni mari

Diagrama de detensionare se prezinta in fig 519

Fig 519

529 Consideratii generale privind proiectarea constructiilor sudate

Proiectarea corecta a constructiilor sudate solicita pe de o parte stapanirea tuturor parametrilor procedeelor de sudare iar pe de alta parte acceptarea ca metoda de realizare a pieselor si a sudurii pe langa procedeele clasice (turnare forjare matritare etc)

Principiul de baza care guverneaza dimensionarea asamblarilor sudate este principiul de egala rezistenta

Se prezinta in continuare si alte principii ce stau la baza proiectarii constructiilor sudate

-asigurarea continuitatii fluxului liniilor de forte prin alegerea unei forme adecvate a pieselor

-marirea rigiditatii constructiilor sudate prin micsorarea lungimii libere a elementelor

-micsorarea tensiunilor datorate constructiei si a efectului de crestatura

-realizarea constructiilor simetrice pentru a minimaliza tensiunile interne

-la cordoanele de sudura solicitate din exterior sa nu existe grosimi sub 4 mm

-constructia sudata sa fie asamblata din parti componente cat mai mari pentru micsorarea numarului de cordoane

5291 Exemple contructive de imbinari sudate

In constructia de masini exista elemente realizate exclusiv prin sudare cum ar fi recipienti grinzi boghiuri etc

In fig 520 se prezinta un arbore cotit realizat prin sudura

In fig 521 este prezentata o roata dintata realizata prin sudura

In fig 522 este prezentata o carcasa de reductor realizata prin sudura

Fig 520 Fig 521

Fig 522

53 Asamblari nituite

531 Generalitati descriere clasificare

Nituirea face parte din categoria asamblarilor nedemontabile Odata cu dezvoltarea procedeelor de sudare nituirea si-a restrans aria de raspandire in momentul de fata utilizandu-se

- la piesele supuse la sarcini variabile unde sudura este inca un procedeu nesigur

- piese din aliaje usoare din domeniul aviatiei

- piese din materiale greu sudabile

Forma generala a unui nit este prezentata in fig523 El se compune din

- tija nitului -1

- capul fix -2

-capul de inchidere -3

Intre nit si piesele ce urmeaza a fi asamblate se lasa un joc de diametru - j -

Formarea capului nitului care se mai numeste si operatie de nituire se poate face

- la rece ndash cand diametrele sunt de maxim 12 mm

- la cald - cand diametrul nitului depaseste 12mm

Din punct de vedere constructiv exista mai multe solutii constructive atat pentru Formarea tijei cat si pentru cap

Tija nitului poate fi plina ndash fig 522 sau tubulara Aceasta se foloseste la diametre cuprinse in game 4 ndash 20 mm si cu o grosime a peretelui de 025- 15 mm fiind foarte utilizate in aviatie mecanica fina si industrie usoara

Dupa Forma capului se intalnesc

a) cap semirotund - fig52 a - sunt cele mai utilizate Este usor de realizat dar este voluminos si citeodata greu de amplasat in imbinare

b)

cap inecat ndash fig52b - necesita prelucrari suplimentare la piesele ce urmeaza a fi imbinate Rezistenta capului este slaba in raport cu tija aceluiasi nit

Fig52

c) cap plat - fig52c - cu o gama restransa de utilizare ndash dogarie

d) cap tronconic - fig52 d - din punct de vedere al rezistentei corespund foarte bine dar cu o tehnologie destul de greoaie

e) cap semiinecat - fig52e - imbina avantajul rezistentei nitului cu cap semirotund cu avantajul ocuparii unui spatiu restrans al capului inecat

f) cap tronconic si semiinecat - fig52f - sunt utilizate ca nituri de rezistenta ndash etansare Aduna dezavantajele de la ambele tipuri ndash cap tronconic si inecat

a

b

c

d

e

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

Fig 2 Fig 3

In figura 3 se prezinta un exemplu de asamblare de reglare Pana 1 a carei pozitie poate fi riguros controlata cu ajutorul piulitelor 4 prin deplasarea sus-jos imprima cuzinetului 2 o miscare stanga-dreapta in lagarul 3 obtinandu-se astfel reglarea la pozitie a cuzinetului

121 CONSIDERATII TEORETICE SI ELEMENTE DE CALCUL

Pentru buna functionare a penelor transversale este necesar ca acestea sa se mentina in imbinare in timpul exploatarii sa se asigure deci autofixarea sau autofranarea penelor in locasul lor

Constructiv acest lucru se poate realiza prin limitarea unghiurilor de inclinare a fetelor penei la valorile obisnuite din conditia de autofranare

Schema de calcul se prezinta in figura

Fig 4

Dupa cum se poate observa in figura sunt prezentate fortele intr-o asamblare fara pre-strangere

Se face ipoteza simplificatoare ca se pot neglija componentele orizontale ale fortelor de frecare

In aceasta situatie conditia de autofixare devine

Frsquo1 + 2 Frsquo2 le Frsquorsquo1 + 2 Frsquorsquo2 (1)

Dar

Frsquo1 = Ftg α1

2 Frsquo2 = 2 tg α2 = Ftg α2

Frsquorsquo1 = μ1Fn1cos α1

2 Frsquorsquo2 = 2 μ2Fn2cos α2

Dar

Fn1 =

Fn2 =

Deci relatia (1) devine

Ftg α1 + Ftg α2 le Fμ1 + Fμ2 (2)

In relatia (2) μ1 = tg ρ1 si μ2 = tg ρ2 unde ρ1 si ρ2 sunt unghiuri de frecare

In final se obtine

tg α1 + tg α2 le tg ρ1 + tg ρ2

α1 + α2 le ρ1 + ρ2 (3)

Relatia (3) prezinta conditia de autofranare si spune ca autofranarea este asigurata atunci cand suma unghiurilor de inclinare este mai mica decat suma unghiurilor de frecare

Pentru penele cu o singura fata inclinata

α1 = α α2 = 0 si (3) devine

α le ρ1 + ρ2 sau (4)

α le 2ρ daca ρ1 = ρ2 = ρ

In tabelul 2 se prezinta valorile recomandate pentru unghiurile de inclinare a penelor

Tabel 2

Felul penei si utilizare tg αPene de fixare cu demontari dese 120Pene de fixare cu demontari rare 1100helliphellip150Pene de reglare din capul bielelor 110helliphellip15

Pene de reglare cu autofixare supuse la socuri

1100helliphellip150

In cazul asamblarilor cu prestrangere initiala trebuie determinata forta de introducere a penei Frsquo care este necesara realizarii fortei de prestrangere F0 Schema de calcul este prezentata si in figura 5

Fig 5

Forta F0 de prestrangere este proiectia pe orizontala a rezultantelor R1 si R2 Aceste rezultante se obtin din suma vectoriala a fortelor Fn1 Fn2 cu fortele de frecare μ1Fn1 si μ2Fn2 care apar la introducerea frontala a penei sub actiunea fortei Frsquo

Din conditia de echilibru se scrie

Frsquo = Frsquo1 + 2 Frsquo2 (5)

Dar Frsquo1 = F0tg (α1 + ρ1)

Frsquo2 = frac12 F0 tg (α2 + ρ2)

Relatia (5) devine Frsquo = F0tg (α1 + ρ1) + F0 tg (α2 + ρ2) (6)

In situatia cea mai des intalnita α1 = α α2 = 0 ρ1 = ρ2 = ρ si atunci relatia (6) devine

Frsquo = F0 [tg (α + ρ) + tg ρ]

Penele transversale fara strangere si la care α1 = α2 = 0 prezinta o schema de incarcare ca cea din figura 6 si se calculeaza la

- incovoiere relatia de calcul fiind

σi = = le σai

- forfecare relatia de calcul fiind

ζf = le ζaf

- solicitari de contact cu relatia

σs = le σas - manson-pana

σs = le σas - arbore-pana

In relatiile de mai sus

σai = c = 145hellip18

σaf = (02 + 03) σ 02

σas = 08 σ 02

Fig 6

13 PENE LONGITUDINALE

Forma de baza a penelor longitudinale este prezentata in figura 7

Penele longitudinale se caracterizeaza prin faptul ca se monteaza paralel cu axa pieselor de imbinat

Aceasta categorie de pene se foloseste la asamblarea a doua piese coaxiale cu scopul de a transmite miscarea de rotatie si moment

Tipurile de pene longitudinale sunt reglementate de STAS 430-74 iar dimensiunile penelor in sectiune transversala de STAS 431-81 433-73 434-73 1004-81 1007-81 1006-71

Fig 7

In tabelul 3 se prezinta o clasificare mai detaliata decat cea din tabelul 1

In continuare se prezinta pe scurt cateva tipuri de pene longitudinale

a) ndash Pene inclinate

Acestea au fata dinspre butuc inclinata Sub actiunea fortei de strangere pana strange radial arborele si butucul Aceste pene prezinta siguranta in exploatare transmit momente mari dar au dezavantajul ca produc ovalizari dezaxari

Penele inclinate pot avea diferite forme capete drepte sau inclinate cu nas sau fara nas La penele cu nas accesul pentru montaredemontare este posibil pe o singura parte

b) ndash Pene inclinate subtiri

Aceste pene transmit momente mai mici decat cele anterioare deoarece se inlocuieste canalul de pana din arbore cu o tesitura Introduc concentratorii mici de tensiune se recomanda pentru valori de diametru de pana la 230 mm Se pot executa si in varianta cu nas

c) ndash Pene inclinate concave

Acestea se ingroapa numai in butuc transmit momente mici se folosesc la diametre mai mici de 150 mm

d) ndash Pene tangentiale

Se monteaza perechi inclinarea fiind data suprafetei de contact dintre cele doua pene Prin bataie una contra celeilalte se produce o forta de apasare foarte mare de aceea pot transmite momente foarte mari

e) ndash Pene paralele

Au forma paralelipipedica si se monteaza cu joc radial

Nu produc dezaxari permit deplasarea pe arbore

In cazul solicitarilor mari pentru a evita smulgerea penele paralele se fixeaza pe arbore cu suruburi

f) ndash Pene disc

Partea ingropata in arbore este in forma de disc

Avantajul este ca pot lua pozitia dupa butuc prin balansare in locasul circular Se recomanda la diametre de pana la 38 mm

Formele constructive pentru penele de la punctele ahellipf sunt prezentate in anexa (A1 figura AIhellipAx)

Tabelul 3

Tip imbinare PanaTip Denumire

1 Imbinari prin strangere

Pene inclinate Fara nas Pana inclinata A

Pana inclinata B

Pana inclinata C

Cu nas Pana inclinata cu

nasPene inclinate

subtiriFara nas

Cu nasPene inclinate

concaveFara nas

Cu nasPene tangentiale Pentru solicitari

constantePene

tangentialePentru solicitari

variabile2 Imbinari fara

strangerePene paralele Obisnuite Pana

paralela APana

paralela BPana

paralela CSubtiri

Pana paralela cu

gauri de fixare

Pene disc Pana disc

131 ELEMENTE DE CALCUL

a) Calculul asamblarilor cu pene inclinate

Datorita inclinarii penei sub actiunea fortei de introducere F (figura 8) se creeaza forta de strangere Fr ce produce o reactiune intre butuc si arbore pe partea opusa

In stare de repaos Fr se poate considera uniform repartizata pe latimea penei ndash figura 9a

Sub actiunea momentului motor Mt si a celui rezistent Mr apare tendinta de rotire dintre butuc si arbore In aceste conditii luand in considerare si fortele de frecare starea de repartizare a presiunilor pe latimea penei se modifica ndash figura 9b

In calcule se neglijeaza fortele de frecare si se considera o repartitie triunghiulara ndash figura 9c

Fig 8

Fig 9

a1) Pana inclinata

In ipoteza ca pana asigura strangerea radiala necesara schema de calcul este cea din figura 10

Fig 10

Mt = Fr x + μFr y + frac12 dFf unde (8)

Fr = frac12 blp p ndash presiunea de contact

l ndash lungimea penei

Daca x = b y = d Ff = μFr atunci

Mt = blp b + μ blp d + dμ blp

Mt = bsup2lp + μ bldp + μ bldp

Mt = bsup2lp + μ blpd

In final Mt = blp (9)

Mt ndash moment de torsiune transmisibil

Deoarece penele sunt standardizate ele se aleg si se verifica nu se dimensioneaza

Verificarea se face in doua moduri

- calculand cu relatia 9 pe Mt care se compara cu momentul transmis in realitate sau

- se verifica presiunea de contact cu relatia

pa (10)

a2) Pana inclinata subtire

In fig 11 se reprezinta repartizarea fortelor

In aceleasi conditii adica

Se obtine relatia de calcul 9

Verificarea la presiunea de contact se face cu relatia 10

Momentul transmisibil reprezinta aprox 40 din momentul pe il poate transmite arborele

a3) Pana inclinata concava

Forta de strangere se repartizeaza uniform pe latimea penei

(11)

Momentul transmisibil se calculeaza cu relatia

(12)

a4) Pene tangentiale

Schema de calcul se reprezinta in fig 12

Daca Ft ndash forta periferica corespunzatoare momentului transmis neglijand forta de stragere initiala Fr valoarea momentului transmisibil va fi

(13)

In relatia 13 l - lungimea penei

b) Indicatii privind pozitia penelor longitudinal cu strangere

In cazul cand o singura pana nu poate transmite momentul dat sau cand lungimea necesara pentru o singura pana ar depasi valorile recomandate 1lt(15-2)d se utilizeaza montarea mai multor pene

Utilizarea a doua sau trei pene cu strangere nu inseamna dublarea sau triplarea momentului de strangere deoarece reactiunea rezultanta intre butuc si arbore nu creste in aceeasi masura (fig 13)

Fig 13

Pozitia cea mai buna atat pentru solidarizarea butucului cu arborele cat si pentru

ovalizare minima este

c) Calculul asamblarilor cu pene paralele

Penele paralele se monteaza in locasul lor cu joc radial (fig 14)

Fig 14

Din acest motiv momentul este preluat si transmis doar de fetele laterale

Schema de solicitare a unei pene paralele in functie de sensul de rotire al arborelului este prezentata in figura 15a

Fig 15a

Momentul transmis se poate calcula cu relatia

Mt=yFt sau daca

Mt= dFt

Aceeasi relatie se poate scrie si in functie de presiunea de contact

Mt=ypA unde y - distanta fata de punctual de aplicare a fortei

P ndash presiunea unitara

A ndash suprafata ce transmite moment

Dar y A hl deci

Mt= hlpd

In fig15b se prezinta repartizarea neuniforma a eforturilor de suprafetele de contact

Neuniformitatea se formeaza pe de o parte datorita tendintei de scoatere a penei din locas iar pe de alta parte datorita existentei fortelor de frecare dintre suprafetele in contact

Fig 15b

Penele paralele se verifica la presiunea de contact si forfecare cu relatiile

Pef= Pa

Ъef= Ъaf

d)Calculul asamblarilor cu pene disc

O asamblare cu pana disc este prezentata in fig16

Momentul Mt transmisibil se calculeaza cu relatia

Pana este solicitata preponderent la presiunea de contact pe suprafata si la forfecarea pe

sectiunea

In tabelul 4 se dau valorile pentru presiunile de contact admisibile pentru calculul asamblarilor cu pene longitudinale

Tabelul 4

Material

Presiunea admisibila - sarcina

statica

N

pulsatorie

N

alternativa

N

Otel forjat

100divide150 70 100 35 50

Otel aliat cu Ni

100 150 70 100 35 50

Fonta 70 80 45 55 22 28

2 Asamblari cu bolturi si stifturi

21 Asamblari cu bolturi

Bolturile sunt organe de masini in forma cilindrica folosite ca elemente de legatura in articulatii Se construiesc in doua variante de baza

-bolturi cu cap in doua variante A si B ndash fig 17

-bolturi fara cap tot in doua variante ndash fig 18

In constructia de masini se folosesc si alte variante constructive de bolturi cateva dintre acestea fiind prezentate in fig 19

Ca materiale se recomanda OL50 OLC35 OLC45 in funtie de solicitari

Bolturile sunt solicitate la strivire inconvoiere si forfecare In calcule se neglijeaza influenta jocurilor si a deformatiilor elastice asupra repartitiei sarcinilor si se adopta schema de calcul din fig 20

a) Solicitare de forfecare

cu A ndash aria sectiunii de forfecare

b) Solicitari de contact

δas pentru strivirea intre bolt si tija

δas pentru strivirea intre bolt si furca

c) Solicitare de inconvoiere cu W ndash modul de rezistenta al boltului

Valorile pentru tensiunile admisibile sunt

22 Asamblari cu stifturi

Stifturile se folosesc in special pentru a fixa pozitia relativa a doua piese

In cazul solicitarilor mici stifturile se pot inlocui cu pene si bolturi care reprezinta solutii mai economice

Formele de baza utilizate sunt

- stifturi cilindrice

- stifturi conice

Fiecare din cele doua categorii pot fi netede sectionate tubulare sau filetate Formele constructive se prezinta in fig21 ndash cilindrice si fig22 ndash conice

Stifturile de centrare se folosesc perechi montate cat mai departe unul de altul Stifturile conice spre deosebire de cele cilindrice nu isi pierd efectul de strangere in urma unor montari si demontari repetate si se executa cu autofranare In anexa (A3) se prezinta exemple de utilizare a stifturilor conice si cilindrice

Materialele recomandate sunt OL50 OLC45 OLC17 OSC 8

Stifturile tubulare si cele spintecate se confectioneaza din otel de arc

cu

Stifturile sunt solicitate cu precadere la forfecare si solicitare de contact calculele fiind generate de relatiile deja cunoscute Astfel

-solicitare de forfecare cu

Se va tine seama de numarul sectiunilor de forfecare ndash solicitare de contact

pentru strivire intre stift si manson si

pentru strivire intre stift si arbore

In relatiile de mai sus cu

d ndash diametrul stiftului

In tabelul 5 se indica valorile admisibile pentru eforturile unitare Pa in ipoteza sarcinilor statice Pentru sarcini variabile valorile se caracterizeaza cu un coeficient k=07 ndash sarcini pulsatorii sau k=05 ndash sarcini alternant simetrice

Tabel 5

Material OL37 OL60 OL70 OLT Fonta100 150 180 825 675

85 125 150 - -

55 85 100 - -

3 Asamblari conice prin presare

Schema de principiu pentru o asamblare de acest gen este prezentata in fig 4 23

Forta radiala necesara pentru asigurarea transmiterii momentului de torsiune fara patinare este realizata fie prin exercitarea unei forte axiale cu ajutorul unei piulite in cazul imbinarilor fara autoblocare (2 Lgtρ) fie prin strangere proprie prin crearea unui ajustaj conic cu strangere

Fig 23

In tabelul 6 se fac recomandari pentru conicitati in functie de cuplul de materiale din asamblare

Pentru un element de portiune conica forta normal elementara se va calcula cu relatia

(27)

Tabelul 6

Cuplu de materiale

Asamblare cu autoblocare

Asamblare fara autoblocare

Conicitate Unghi inclinare

Conicitate Unghi inclinare

Otel otel

Otelfonta

Fontafonta

11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

5deg4238

2deg5145

20

30

50

1deg2556

5717

3423Otelbronz 11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

20

30

50

5deg4238

2deg5145

5717

3423

Otelaliaje aluminiu

15

1866

1666

1207

5deg4238

15deg

16deg42

22deg30

110

20

30

50

2deg5145

1deg2558

5717

3423

iar momentul de frecare elementar

(28)

In cazul unei presiuni constante pe suprafata de contact

(29)

Dar deci

Semnificatiile notatiilor din relatiile 27 28 si 29 se gasesc in fig 2

Pentru ca imbinarea sa transmita momentul Mt trebuie sa fie indeplinita conditia

sau

unde c ndash coeficient de siguranta

Se poate scrie

Din relatia de mai sus se poate obtine presiunea superficial minima

Aceasta presiune se realizeaza datorita unei forte axiale de presare care este conform fig 25

sau

Se poate usor deduce relatia fortei de deplasare

Avantajul principal al asamblarii conice prin presare este ca se pot realiza diferentele de diametre ale celor doua piese (butuc-arbore) la o cursa mica prin deplasarea axiala

Dezavantejele sunt

- dificultatea calcularii exacte a tensiunilor axiale radiale si tangentiale la ajustajele conice

- necesitatea realizarii unei conicitati riguros exacte la butuc si arbore

515 Sudabilitatea metalelor

Sudabilitatea este caracteristica ce determina aptitudinea metalelorin conditii de sudare datede a realize asamblari

Sudabilitatea este determinata de

- proprietatile metalului de baza

- tehnologia de sudare

- conceptia constructiva a elementelor constructiei

- caracterul si nivelul solicitarilor in timpul exploatarii

Referitor la sudabilitate se mai folosesc si alte notiuni derivateca siguranta la sudare si comportarea la sudare

Compozitia chimica este elemental ce influenteaza determinant comportarea la sudare Este motivul pentru carerespectarea retetei chimice devine obligatorie

In cazul laminatelor din oteluri carbon obisnuitese considera ca se asigura o comportare la sudare bunafara masuri specialedaca se respecta limitele din tabelul 52

Tabel 52

elem

val

C Mn MnSi Si P S

[] lt 025 lt 05 21 lt 02 lt 006 le 006

Elementul cu cea mai mare influenta asupra comportarii la sudareeste carbonulOdata cu cresterea continutului in carbon creste posibilitatea de calire fapt care se evidentiaza prin aparitia in zona de sudare a unor zone de duritate mare

In fig52 se prezinta variatia duritatii de-a lungul unei liniiintr-o sectiune perpendiculara pe directia de depunere a unui strat de sudura

Fig52

O variatie a duritatii ca cea din figura 52 este caracteristica pentru sudurile realizate pe material laminat la caldsau normalizat

Se observa ca valorile maxime ale duritatiicresc odata cu cresterea continutului de carbon De asemenease remarca marirea diferentei dintre duritatea maxima atinsa si duritatea materialului de baza

Cresterea continutului de carbon creste si pericolul formarii porilor in cusaturadatorita cresterii probabilitatii arderii carbonuluisi deci a formarii de compusi gazosi in baia de metal topit

Pentru a putea tine cont si de influenta cumulata a carbonului si a elementelor de aliereasupra sudabilitatiia fost necesara stabilirea unei metode cantitative de evidentiere a efectului studiat

S-a introdus astfelnotiunuea de carbon echivalent C exprimata printr-o relatie liniara intre concentratiile diferitelor elemente

In tabelul 53 sunt datedupa HARDEN si VOLDRICH limitele uzuale admise pentru Ce pentru care sudarea se face fara preincalzire

In afara de C si grosimea pieselor de studiatduritatea maxima admisa in zona influentata termicdepinde si de parametrii tehnologici

Astfel exista posibilitatea caprin adaptarea acestorala specificul otelului sudatsa se realizezeo micsorare a duritatii maxime

Tabel 53

Ce = C + Mn6 + (Cr + Mo + V)5 + (Ni + Cu)15Conditia satisfacuta Duritate

maxima

HV

Ce

Grosimea placii (mm)

6 12 25 50

Fara fisuri la sudare

350 060 050 045 045

Siguranta in exploatare

250 045 040 035 030

In figura 53 se observa influenta grosimii pieselor si avitezei de sudare asupra duritatii maxime din zona influentata termic

In functie de valoarea carbonului echivalent si de tipul electrodului folosi(acid sau basic) se determina cu ajutorul tabelului 5 un indice conventional de subunitate notat I

Tabel 54

Electrod acid Electrod basic I020 025 A

021 ndash 023 026 ndash 029 B024 ndash 027 030 ndash 035 C028 ndash 032 036 ndash 040 D033 ndash 038 041 ndash 045 E039 ndash 044 046 ndash 049 F

045 050 G

516 Clasificarea asamblarilor sudate

Asamblarile sudate pot fi realizate prin

- cusaturi cap la capsau

- cusaturi in colt

Simbolizarea asamblarilor sudate este prezentata in tabelul55

Tabel 55

Nr

Tipul

sudurii

Denumirea sudurii

Simbol Reprezentare Reprezentare simplificata

0 1 2 3 4 5 1 Sudura

cap la cap

Sudura in V

2 Sudura in V pe support

3

Sudura in U

4

Sudura in Y pe ambele parti

5

Sudura in U pe ambele parti

6

Sudura in colt

Sudura in colt

pe ambele parti

7 Sudura in colt

pe o parte

8 Sudura prin

suprapunere

Sudura in gaura

9 Sudura prin puncte

10

Sudura in linie

Reprezentareacotarea si notarea completa a sudurilor pe deseneeste reglementata de STAS 735-87

52Calculul imbinarilor sudate

In calculul imbinarilor sudate se folosesc aceleasi principii si metode ca in rezistenta materialelorConditia initiala care se pune este principiul de egala rezistentaadica imbinarile sudate sa aiba aceeasi rezistenta ca si restul constructiei

In acest modse evita supradimensionarile

521 Sudurile cap la cap

In figura 5 se prezinta o imbinare sudata cap la cap ce constituie sectiunea de calcul

Fig5

Lungimea cordonului de sudura -1- este determinata de lungimea tablelor care se studiaza

Datorita imperfectiunii cordoanelor de sudura la capete se considera ca lungime de calcul

l = ls ndash 2∙s (52)

Grosimea cusaturii -a- trebuie sa fie mai mare decat grosimea -s- a tablelor

Pentru materialul de baza forta maxima ce poate fi preluata cu incarcarea din figura este

F1 = ls ∙ s ∙ σa (53)

Forta maxima preluata de cordonul de sudura

F2 = l ∙ a ∙ σas (54)

Dar F1 = F2 deci l ∙ a ∙ σas = ls ∙ s ∙ σa

Se obtine

(55)

Deoarece ls gt l si σa gt σas intr-adevar a gt s

Practica recomanda pentru a

a = (12125) s (56)

Rezistentele admise ale cordonului - σas - comparativ cu materialul de baza - σa - sunt

- pentru tractiune σas = (0609) σa

- pentru compresiune σas = (0751) σa

Daca (fig54) sudura este solicitata si de moment un momentul incovoietor Mi atunci efortul unitar in cursatura va fi

Daca cordonul va fi supus simultan si fortei F si momentului Mi efortul unitar va fi

Pentru solicitarea la forfecare a sectiunii

528 Deformatii si tensiuni remanente

5281 Originea deformatiilor si tensiunilor remanente

Tensiunile remanente ce apar in piesele sudate se datoreaza variatiilor de temperatura la care este supusa piesa in timpul sudarii

Daca incalzirea si racirea se fac uniform in tot corpul piesei iar dilatarea si contractia sunt libere starile de eforturi si modificarile de volum cauzate de incalzire sunt reversibile la racire Conditiile de mai sus nu pot insa sa fie asigurate

Efectele incalzirii locale produse in timpul sudarii pot fi reversibile in situatia in care tensiunile provocate de incalzirea locala si neuniforma nu ar depasi limita de elasticitate a metalului

Trecandu-se in domeniul plastic metalul ramane dupa racire cu deformatii si tensiuni remanente

La asamblarea prin sudare a doua table din cauza aportului mare de caldura concentrata intr-o zona restransa se produc dilatari Dupa racire metalul depus se contracta antrenand si metalul de baza din vecinatate

Deformatiile care apar sunt insotite si de o stare tensionala de tensiuni remanente Daca grosimea tablelor este suficient de mica se pot neglija tensiunile perpendiculare pe

planul acestora ramanand tensiunile in lungul cusaturii- - si cele perpendicular pe

cusatura ndash -Aceste tensiuni sunt in echilibru deoarece nu sunt generate de forta exterioara

5282 Masuri pentru combaterea deformatiilor si tensiunilor remanente

Pentru ca piesa sa fie folosita in bune conditii in urma operatiei de sudare deformatiile si tensiunile trebuiesc inlaturate intr-o masura cat mai mare

Se prezinta cateva masuri ce au ca efect mentinerea deformatiilor si tensiunilor remanente la valori relativ mici nesuparatoare

-succesiunea corecta a executarii cusaturilor

Elementele ce se sudeaza se recomanda sa fie asezate astfel incat deplasarea acestora in timpul incalzirii si racirii sa se faca liber Astfel in cazul cusaturilor cap la cap tablele se vor aseza ca in fig 517

Fig 517

-Deformarea in sens opus

Pentru ca piesele ce se sudeaza sa revina la forma initiala acestea primesc o deformatie initiala corespunzatoare de sens contrar care se obtine mecanic cu ajutorul unor dispozitive ca cel din figura 518 sau prin incalzire cu flacara

1-Ghiare de deformare

2-Surub de actionare

3-Piesa de deformat

Fig 518

-Fixarea rigida a pieselor ce se imbina

Fixarea in dispozitive este folosita pentru impiedicarea deformatiilor la sudarea in serie mare

Dupa racire piesele isi pastreaza forma dar raman cu tensiuni remanente de valori mari Acestea se diminueaza cu unul din procedeele prezentate in continuare

-Preincalzirea

Determinarea temperaturii de preincalzire a pieselor ce se sudeaza se face de regula in functie de continutul de carbon

-Detensionarea

Detensionarea se recomanda cu precadere la sudarea otelurilor aliate sau a otelurilor carbon de dimensiuni mari

Diagrama de detensionare se prezinta in fig 519

Fig 519

529 Consideratii generale privind proiectarea constructiilor sudate

Proiectarea corecta a constructiilor sudate solicita pe de o parte stapanirea tuturor parametrilor procedeelor de sudare iar pe de alta parte acceptarea ca metoda de realizare a pieselor si a sudurii pe langa procedeele clasice (turnare forjare matritare etc)

Principiul de baza care guverneaza dimensionarea asamblarilor sudate este principiul de egala rezistenta

Se prezinta in continuare si alte principii ce stau la baza proiectarii constructiilor sudate

-asigurarea continuitatii fluxului liniilor de forte prin alegerea unei forme adecvate a pieselor

-marirea rigiditatii constructiilor sudate prin micsorarea lungimii libere a elementelor

-micsorarea tensiunilor datorate constructiei si a efectului de crestatura

-realizarea constructiilor simetrice pentru a minimaliza tensiunile interne

-la cordoanele de sudura solicitate din exterior sa nu existe grosimi sub 4 mm

-constructia sudata sa fie asamblata din parti componente cat mai mari pentru micsorarea numarului de cordoane

5291 Exemple contructive de imbinari sudate

In constructia de masini exista elemente realizate exclusiv prin sudare cum ar fi recipienti grinzi boghiuri etc

In fig 520 se prezinta un arbore cotit realizat prin sudura

In fig 521 este prezentata o roata dintata realizata prin sudura

In fig 522 este prezentata o carcasa de reductor realizata prin sudura

Fig 520 Fig 521

Fig 522

53 Asamblari nituite

531 Generalitati descriere clasificare

Nituirea face parte din categoria asamblarilor nedemontabile Odata cu dezvoltarea procedeelor de sudare nituirea si-a restrans aria de raspandire in momentul de fata utilizandu-se

- la piesele supuse la sarcini variabile unde sudura este inca un procedeu nesigur

- piese din aliaje usoare din domeniul aviatiei

- piese din materiale greu sudabile

Forma generala a unui nit este prezentata in fig523 El se compune din

- tija nitului -1

- capul fix -2

-capul de inchidere -3

Intre nit si piesele ce urmeaza a fi asamblate se lasa un joc de diametru - j -

Formarea capului nitului care se mai numeste si operatie de nituire se poate face

- la rece ndash cand diametrele sunt de maxim 12 mm

- la cald - cand diametrul nitului depaseste 12mm

Din punct de vedere constructiv exista mai multe solutii constructive atat pentru Formarea tijei cat si pentru cap

Tija nitului poate fi plina ndash fig 522 sau tubulara Aceasta se foloseste la diametre cuprinse in game 4 ndash 20 mm si cu o grosime a peretelui de 025- 15 mm fiind foarte utilizate in aviatie mecanica fina si industrie usoara

Dupa Forma capului se intalnesc

a) cap semirotund - fig52 a - sunt cele mai utilizate Este usor de realizat dar este voluminos si citeodata greu de amplasat in imbinare

b)

cap inecat ndash fig52b - necesita prelucrari suplimentare la piesele ce urmeaza a fi imbinate Rezistenta capului este slaba in raport cu tija aceluiasi nit

Fig52

c) cap plat - fig52c - cu o gama restransa de utilizare ndash dogarie

d) cap tronconic - fig52 d - din punct de vedere al rezistentei corespund foarte bine dar cu o tehnologie destul de greoaie

e) cap semiinecat - fig52e - imbina avantajul rezistentei nitului cu cap semirotund cu avantajul ocuparii unui spatiu restrans al capului inecat

f) cap tronconic si semiinecat - fig52f - sunt utilizate ca nituri de rezistenta ndash etansare Aduna dezavantajele de la ambele tipuri ndash cap tronconic si inecat

a

b

c

d

e

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

Se face ipoteza simplificatoare ca se pot neglija componentele orizontale ale fortelor de frecare

In aceasta situatie conditia de autofixare devine

Frsquo1 + 2 Frsquo2 le Frsquorsquo1 + 2 Frsquorsquo2 (1)

Dar

Frsquo1 = Ftg α1

2 Frsquo2 = 2 tg α2 = Ftg α2

Frsquorsquo1 = μ1Fn1cos α1

2 Frsquorsquo2 = 2 μ2Fn2cos α2

Dar

Fn1 =

Fn2 =

Deci relatia (1) devine

Ftg α1 + Ftg α2 le Fμ1 + Fμ2 (2)

In relatia (2) μ1 = tg ρ1 si μ2 = tg ρ2 unde ρ1 si ρ2 sunt unghiuri de frecare

In final se obtine

tg α1 + tg α2 le tg ρ1 + tg ρ2

α1 + α2 le ρ1 + ρ2 (3)

Relatia (3) prezinta conditia de autofranare si spune ca autofranarea este asigurata atunci cand suma unghiurilor de inclinare este mai mica decat suma unghiurilor de frecare

Pentru penele cu o singura fata inclinata

α1 = α α2 = 0 si (3) devine

α le ρ1 + ρ2 sau (4)

α le 2ρ daca ρ1 = ρ2 = ρ

In tabelul 2 se prezinta valorile recomandate pentru unghiurile de inclinare a penelor

Tabel 2

Felul penei si utilizare tg αPene de fixare cu demontari dese 120Pene de fixare cu demontari rare 1100helliphellip150Pene de reglare din capul bielelor 110helliphellip15

Pene de reglare cu autofixare supuse la socuri

1100helliphellip150

In cazul asamblarilor cu prestrangere initiala trebuie determinata forta de introducere a penei Frsquo care este necesara realizarii fortei de prestrangere F0 Schema de calcul este prezentata si in figura 5

Fig 5

Forta F0 de prestrangere este proiectia pe orizontala a rezultantelor R1 si R2 Aceste rezultante se obtin din suma vectoriala a fortelor Fn1 Fn2 cu fortele de frecare μ1Fn1 si μ2Fn2 care apar la introducerea frontala a penei sub actiunea fortei Frsquo

Din conditia de echilibru se scrie

Frsquo = Frsquo1 + 2 Frsquo2 (5)

Dar Frsquo1 = F0tg (α1 + ρ1)

Frsquo2 = frac12 F0 tg (α2 + ρ2)

Relatia (5) devine Frsquo = F0tg (α1 + ρ1) + F0 tg (α2 + ρ2) (6)

In situatia cea mai des intalnita α1 = α α2 = 0 ρ1 = ρ2 = ρ si atunci relatia (6) devine

Frsquo = F0 [tg (α + ρ) + tg ρ]

Penele transversale fara strangere si la care α1 = α2 = 0 prezinta o schema de incarcare ca cea din figura 6 si se calculeaza la

- incovoiere relatia de calcul fiind

σi = = le σai

- forfecare relatia de calcul fiind

ζf = le ζaf

- solicitari de contact cu relatia

σs = le σas - manson-pana

σs = le σas - arbore-pana

In relatiile de mai sus

σai = c = 145hellip18

σaf = (02 + 03) σ 02

σas = 08 σ 02

Fig 6

13 PENE LONGITUDINALE

Forma de baza a penelor longitudinale este prezentata in figura 7

Penele longitudinale se caracterizeaza prin faptul ca se monteaza paralel cu axa pieselor de imbinat

Aceasta categorie de pene se foloseste la asamblarea a doua piese coaxiale cu scopul de a transmite miscarea de rotatie si moment

Tipurile de pene longitudinale sunt reglementate de STAS 430-74 iar dimensiunile penelor in sectiune transversala de STAS 431-81 433-73 434-73 1004-81 1007-81 1006-71

Fig 7

In tabelul 3 se prezinta o clasificare mai detaliata decat cea din tabelul 1

In continuare se prezinta pe scurt cateva tipuri de pene longitudinale

a) ndash Pene inclinate

Acestea au fata dinspre butuc inclinata Sub actiunea fortei de strangere pana strange radial arborele si butucul Aceste pene prezinta siguranta in exploatare transmit momente mari dar au dezavantajul ca produc ovalizari dezaxari

Penele inclinate pot avea diferite forme capete drepte sau inclinate cu nas sau fara nas La penele cu nas accesul pentru montaredemontare este posibil pe o singura parte

b) ndash Pene inclinate subtiri

Aceste pene transmit momente mai mici decat cele anterioare deoarece se inlocuieste canalul de pana din arbore cu o tesitura Introduc concentratorii mici de tensiune se recomanda pentru valori de diametru de pana la 230 mm Se pot executa si in varianta cu nas

c) ndash Pene inclinate concave

Acestea se ingroapa numai in butuc transmit momente mici se folosesc la diametre mai mici de 150 mm

d) ndash Pene tangentiale

Se monteaza perechi inclinarea fiind data suprafetei de contact dintre cele doua pene Prin bataie una contra celeilalte se produce o forta de apasare foarte mare de aceea pot transmite momente foarte mari

e) ndash Pene paralele

Au forma paralelipipedica si se monteaza cu joc radial

Nu produc dezaxari permit deplasarea pe arbore

In cazul solicitarilor mari pentru a evita smulgerea penele paralele se fixeaza pe arbore cu suruburi

f) ndash Pene disc

Partea ingropata in arbore este in forma de disc

Avantajul este ca pot lua pozitia dupa butuc prin balansare in locasul circular Se recomanda la diametre de pana la 38 mm

Formele constructive pentru penele de la punctele ahellipf sunt prezentate in anexa (A1 figura AIhellipAx)

Tabelul 3

Tip imbinare PanaTip Denumire

1 Imbinari prin strangere

Pene inclinate Fara nas Pana inclinata A

Pana inclinata B

Pana inclinata C

Cu nas Pana inclinata cu

nasPene inclinate

subtiriFara nas

Cu nasPene inclinate

concaveFara nas

Cu nasPene tangentiale Pentru solicitari

constantePene

tangentialePentru solicitari

variabile2 Imbinari fara

strangerePene paralele Obisnuite Pana

paralela APana

paralela BPana

paralela CSubtiri

Pana paralela cu

gauri de fixare

Pene disc Pana disc

131 ELEMENTE DE CALCUL

a) Calculul asamblarilor cu pene inclinate

Datorita inclinarii penei sub actiunea fortei de introducere F (figura 8) se creeaza forta de strangere Fr ce produce o reactiune intre butuc si arbore pe partea opusa

In stare de repaos Fr se poate considera uniform repartizata pe latimea penei ndash figura 9a

Sub actiunea momentului motor Mt si a celui rezistent Mr apare tendinta de rotire dintre butuc si arbore In aceste conditii luand in considerare si fortele de frecare starea de repartizare a presiunilor pe latimea penei se modifica ndash figura 9b

In calcule se neglijeaza fortele de frecare si se considera o repartitie triunghiulara ndash figura 9c

Fig 8

Fig 9

a1) Pana inclinata

In ipoteza ca pana asigura strangerea radiala necesara schema de calcul este cea din figura 10

Fig 10

Mt = Fr x + μFr y + frac12 dFf unde (8)

Fr = frac12 blp p ndash presiunea de contact

l ndash lungimea penei

Daca x = b y = d Ff = μFr atunci

Mt = blp b + μ blp d + dμ blp

Mt = bsup2lp + μ bldp + μ bldp

Mt = bsup2lp + μ blpd

In final Mt = blp (9)

Mt ndash moment de torsiune transmisibil

Deoarece penele sunt standardizate ele se aleg si se verifica nu se dimensioneaza

Verificarea se face in doua moduri

- calculand cu relatia 9 pe Mt care se compara cu momentul transmis in realitate sau

- se verifica presiunea de contact cu relatia

pa (10)

a2) Pana inclinata subtire

In fig 11 se reprezinta repartizarea fortelor

In aceleasi conditii adica

Se obtine relatia de calcul 9

Verificarea la presiunea de contact se face cu relatia 10

Momentul transmisibil reprezinta aprox 40 din momentul pe il poate transmite arborele

a3) Pana inclinata concava

Forta de strangere se repartizeaza uniform pe latimea penei

(11)

Momentul transmisibil se calculeaza cu relatia

(12)

a4) Pene tangentiale

Schema de calcul se reprezinta in fig 12

Daca Ft ndash forta periferica corespunzatoare momentului transmis neglijand forta de stragere initiala Fr valoarea momentului transmisibil va fi

(13)

In relatia 13 l - lungimea penei

b) Indicatii privind pozitia penelor longitudinal cu strangere

In cazul cand o singura pana nu poate transmite momentul dat sau cand lungimea necesara pentru o singura pana ar depasi valorile recomandate 1lt(15-2)d se utilizeaza montarea mai multor pene

Utilizarea a doua sau trei pene cu strangere nu inseamna dublarea sau triplarea momentului de strangere deoarece reactiunea rezultanta intre butuc si arbore nu creste in aceeasi masura (fig 13)

Fig 13

Pozitia cea mai buna atat pentru solidarizarea butucului cu arborele cat si pentru

ovalizare minima este

c) Calculul asamblarilor cu pene paralele

Penele paralele se monteaza in locasul lor cu joc radial (fig 14)

Fig 14

Din acest motiv momentul este preluat si transmis doar de fetele laterale

Schema de solicitare a unei pene paralele in functie de sensul de rotire al arborelului este prezentata in figura 15a

Fig 15a

Momentul transmis se poate calcula cu relatia

Mt=yFt sau daca

Mt= dFt

Aceeasi relatie se poate scrie si in functie de presiunea de contact

Mt=ypA unde y - distanta fata de punctual de aplicare a fortei

P ndash presiunea unitara

A ndash suprafata ce transmite moment

Dar y A hl deci

Mt= hlpd

In fig15b se prezinta repartizarea neuniforma a eforturilor de suprafetele de contact

Neuniformitatea se formeaza pe de o parte datorita tendintei de scoatere a penei din locas iar pe de alta parte datorita existentei fortelor de frecare dintre suprafetele in contact

Fig 15b

Penele paralele se verifica la presiunea de contact si forfecare cu relatiile

Pef= Pa

Ъef= Ъaf

d)Calculul asamblarilor cu pene disc

O asamblare cu pana disc este prezentata in fig16

Momentul Mt transmisibil se calculeaza cu relatia

Pana este solicitata preponderent la presiunea de contact pe suprafata si la forfecarea pe

sectiunea

In tabelul 4 se dau valorile pentru presiunile de contact admisibile pentru calculul asamblarilor cu pene longitudinale

Tabelul 4

Material

Presiunea admisibila - sarcina

statica

N

pulsatorie

N

alternativa

N

Otel forjat

100divide150 70 100 35 50

Otel aliat cu Ni

100 150 70 100 35 50

Fonta 70 80 45 55 22 28

2 Asamblari cu bolturi si stifturi

21 Asamblari cu bolturi

Bolturile sunt organe de masini in forma cilindrica folosite ca elemente de legatura in articulatii Se construiesc in doua variante de baza

-bolturi cu cap in doua variante A si B ndash fig 17

-bolturi fara cap tot in doua variante ndash fig 18

In constructia de masini se folosesc si alte variante constructive de bolturi cateva dintre acestea fiind prezentate in fig 19

Ca materiale se recomanda OL50 OLC35 OLC45 in funtie de solicitari

Bolturile sunt solicitate la strivire inconvoiere si forfecare In calcule se neglijeaza influenta jocurilor si a deformatiilor elastice asupra repartitiei sarcinilor si se adopta schema de calcul din fig 20

a) Solicitare de forfecare

cu A ndash aria sectiunii de forfecare

b) Solicitari de contact

δas pentru strivirea intre bolt si tija

δas pentru strivirea intre bolt si furca

c) Solicitare de inconvoiere cu W ndash modul de rezistenta al boltului

Valorile pentru tensiunile admisibile sunt

22 Asamblari cu stifturi

Stifturile se folosesc in special pentru a fixa pozitia relativa a doua piese

In cazul solicitarilor mici stifturile se pot inlocui cu pene si bolturi care reprezinta solutii mai economice

Formele de baza utilizate sunt

- stifturi cilindrice

- stifturi conice

Fiecare din cele doua categorii pot fi netede sectionate tubulare sau filetate Formele constructive se prezinta in fig21 ndash cilindrice si fig22 ndash conice

Stifturile de centrare se folosesc perechi montate cat mai departe unul de altul Stifturile conice spre deosebire de cele cilindrice nu isi pierd efectul de strangere in urma unor montari si demontari repetate si se executa cu autofranare In anexa (A3) se prezinta exemple de utilizare a stifturilor conice si cilindrice

Materialele recomandate sunt OL50 OLC45 OLC17 OSC 8

Stifturile tubulare si cele spintecate se confectioneaza din otel de arc

cu

Stifturile sunt solicitate cu precadere la forfecare si solicitare de contact calculele fiind generate de relatiile deja cunoscute Astfel

-solicitare de forfecare cu

Se va tine seama de numarul sectiunilor de forfecare ndash solicitare de contact

pentru strivire intre stift si manson si

pentru strivire intre stift si arbore

In relatiile de mai sus cu

d ndash diametrul stiftului

In tabelul 5 se indica valorile admisibile pentru eforturile unitare Pa in ipoteza sarcinilor statice Pentru sarcini variabile valorile se caracterizeaza cu un coeficient k=07 ndash sarcini pulsatorii sau k=05 ndash sarcini alternant simetrice

Tabel 5

Material OL37 OL60 OL70 OLT Fonta100 150 180 825 675

85 125 150 - -

55 85 100 - -

3 Asamblari conice prin presare

Schema de principiu pentru o asamblare de acest gen este prezentata in fig 4 23

Forta radiala necesara pentru asigurarea transmiterii momentului de torsiune fara patinare este realizata fie prin exercitarea unei forte axiale cu ajutorul unei piulite in cazul imbinarilor fara autoblocare (2 Lgtρ) fie prin strangere proprie prin crearea unui ajustaj conic cu strangere

Fig 23

In tabelul 6 se fac recomandari pentru conicitati in functie de cuplul de materiale din asamblare

Pentru un element de portiune conica forta normal elementara se va calcula cu relatia

(27)

Tabelul 6

Cuplu de materiale

Asamblare cu autoblocare

Asamblare fara autoblocare

Conicitate Unghi inclinare

Conicitate Unghi inclinare

Otel otel

Otelfonta

Fontafonta

11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

5deg4238

2deg5145

20

30

50

1deg2556

5717

3423Otelbronz 11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

20

30

50

5deg4238

2deg5145

5717

3423

Otelaliaje aluminiu

15

1866

1666

1207

5deg4238

15deg

16deg42

22deg30

110

20

30

50

2deg5145

1deg2558

5717

3423

iar momentul de frecare elementar

(28)

In cazul unei presiuni constante pe suprafata de contact

(29)

Dar deci

Semnificatiile notatiilor din relatiile 27 28 si 29 se gasesc in fig 2

Pentru ca imbinarea sa transmita momentul Mt trebuie sa fie indeplinita conditia

sau

unde c ndash coeficient de siguranta

Se poate scrie

Din relatia de mai sus se poate obtine presiunea superficial minima

Aceasta presiune se realizeaza datorita unei forte axiale de presare care este conform fig 25

sau

Se poate usor deduce relatia fortei de deplasare

Avantajul principal al asamblarii conice prin presare este ca se pot realiza diferentele de diametre ale celor doua piese (butuc-arbore) la o cursa mica prin deplasarea axiala

Dezavantejele sunt

- dificultatea calcularii exacte a tensiunilor axiale radiale si tangentiale la ajustajele conice

- necesitatea realizarii unei conicitati riguros exacte la butuc si arbore

515 Sudabilitatea metalelor

Sudabilitatea este caracteristica ce determina aptitudinea metalelorin conditii de sudare datede a realize asamblari

Sudabilitatea este determinata de

- proprietatile metalului de baza

- tehnologia de sudare

- conceptia constructiva a elementelor constructiei

- caracterul si nivelul solicitarilor in timpul exploatarii

Referitor la sudabilitate se mai folosesc si alte notiuni derivateca siguranta la sudare si comportarea la sudare

Compozitia chimica este elemental ce influenteaza determinant comportarea la sudare Este motivul pentru carerespectarea retetei chimice devine obligatorie

In cazul laminatelor din oteluri carbon obisnuitese considera ca se asigura o comportare la sudare bunafara masuri specialedaca se respecta limitele din tabelul 52

Tabel 52

elem

val

C Mn MnSi Si P S

[] lt 025 lt 05 21 lt 02 lt 006 le 006

Elementul cu cea mai mare influenta asupra comportarii la sudareeste carbonulOdata cu cresterea continutului in carbon creste posibilitatea de calire fapt care se evidentiaza prin aparitia in zona de sudare a unor zone de duritate mare

In fig52 se prezinta variatia duritatii de-a lungul unei liniiintr-o sectiune perpendiculara pe directia de depunere a unui strat de sudura

Fig52

O variatie a duritatii ca cea din figura 52 este caracteristica pentru sudurile realizate pe material laminat la caldsau normalizat

Se observa ca valorile maxime ale duritatiicresc odata cu cresterea continutului de carbon De asemenease remarca marirea diferentei dintre duritatea maxima atinsa si duritatea materialului de baza

Cresterea continutului de carbon creste si pericolul formarii porilor in cusaturadatorita cresterii probabilitatii arderii carbonuluisi deci a formarii de compusi gazosi in baia de metal topit

Pentru a putea tine cont si de influenta cumulata a carbonului si a elementelor de aliereasupra sudabilitatiia fost necesara stabilirea unei metode cantitative de evidentiere a efectului studiat

S-a introdus astfelnotiunuea de carbon echivalent C exprimata printr-o relatie liniara intre concentratiile diferitelor elemente

In tabelul 53 sunt datedupa HARDEN si VOLDRICH limitele uzuale admise pentru Ce pentru care sudarea se face fara preincalzire

In afara de C si grosimea pieselor de studiatduritatea maxima admisa in zona influentata termicdepinde si de parametrii tehnologici

Astfel exista posibilitatea caprin adaptarea acestorala specificul otelului sudatsa se realizezeo micsorare a duritatii maxime

Tabel 53

Ce = C + Mn6 + (Cr + Mo + V)5 + (Ni + Cu)15Conditia satisfacuta Duritate

maxima

HV

Ce

Grosimea placii (mm)

6 12 25 50

Fara fisuri la sudare

350 060 050 045 045

Siguranta in exploatare

250 045 040 035 030

In figura 53 se observa influenta grosimii pieselor si avitezei de sudare asupra duritatii maxime din zona influentata termic

In functie de valoarea carbonului echivalent si de tipul electrodului folosi(acid sau basic) se determina cu ajutorul tabelului 5 un indice conventional de subunitate notat I

Tabel 54

Electrod acid Electrod basic I020 025 A

021 ndash 023 026 ndash 029 B024 ndash 027 030 ndash 035 C028 ndash 032 036 ndash 040 D033 ndash 038 041 ndash 045 E039 ndash 044 046 ndash 049 F

045 050 G

516 Clasificarea asamblarilor sudate

Asamblarile sudate pot fi realizate prin

- cusaturi cap la capsau

- cusaturi in colt

Simbolizarea asamblarilor sudate este prezentata in tabelul55

Tabel 55

Nr

Tipul

sudurii

Denumirea sudurii

Simbol Reprezentare Reprezentare simplificata

0 1 2 3 4 5 1 Sudura

cap la cap

Sudura in V

2 Sudura in V pe support

3

Sudura in U

4

Sudura in Y pe ambele parti

5

Sudura in U pe ambele parti

6

Sudura in colt

Sudura in colt

pe ambele parti

7 Sudura in colt

pe o parte

8 Sudura prin

suprapunere

Sudura in gaura

9 Sudura prin puncte

10

Sudura in linie

Reprezentareacotarea si notarea completa a sudurilor pe deseneeste reglementata de STAS 735-87

52Calculul imbinarilor sudate

In calculul imbinarilor sudate se folosesc aceleasi principii si metode ca in rezistenta materialelorConditia initiala care se pune este principiul de egala rezistentaadica imbinarile sudate sa aiba aceeasi rezistenta ca si restul constructiei

In acest modse evita supradimensionarile

521 Sudurile cap la cap

In figura 5 se prezinta o imbinare sudata cap la cap ce constituie sectiunea de calcul

Fig5

Lungimea cordonului de sudura -1- este determinata de lungimea tablelor care se studiaza

Datorita imperfectiunii cordoanelor de sudura la capete se considera ca lungime de calcul

l = ls ndash 2∙s (52)

Grosimea cusaturii -a- trebuie sa fie mai mare decat grosimea -s- a tablelor

Pentru materialul de baza forta maxima ce poate fi preluata cu incarcarea din figura este

F1 = ls ∙ s ∙ σa (53)

Forta maxima preluata de cordonul de sudura

F2 = l ∙ a ∙ σas (54)

Dar F1 = F2 deci l ∙ a ∙ σas = ls ∙ s ∙ σa

Se obtine

(55)

Deoarece ls gt l si σa gt σas intr-adevar a gt s

Practica recomanda pentru a

a = (12125) s (56)

Rezistentele admise ale cordonului - σas - comparativ cu materialul de baza - σa - sunt

- pentru tractiune σas = (0609) σa

- pentru compresiune σas = (0751) σa

Daca (fig54) sudura este solicitata si de moment un momentul incovoietor Mi atunci efortul unitar in cursatura va fi

Daca cordonul va fi supus simultan si fortei F si momentului Mi efortul unitar va fi

Pentru solicitarea la forfecare a sectiunii

528 Deformatii si tensiuni remanente

5281 Originea deformatiilor si tensiunilor remanente

Tensiunile remanente ce apar in piesele sudate se datoreaza variatiilor de temperatura la care este supusa piesa in timpul sudarii

Daca incalzirea si racirea se fac uniform in tot corpul piesei iar dilatarea si contractia sunt libere starile de eforturi si modificarile de volum cauzate de incalzire sunt reversibile la racire Conditiile de mai sus nu pot insa sa fie asigurate

Efectele incalzirii locale produse in timpul sudarii pot fi reversibile in situatia in care tensiunile provocate de incalzirea locala si neuniforma nu ar depasi limita de elasticitate a metalului

Trecandu-se in domeniul plastic metalul ramane dupa racire cu deformatii si tensiuni remanente

La asamblarea prin sudare a doua table din cauza aportului mare de caldura concentrata intr-o zona restransa se produc dilatari Dupa racire metalul depus se contracta antrenand si metalul de baza din vecinatate

Deformatiile care apar sunt insotite si de o stare tensionala de tensiuni remanente Daca grosimea tablelor este suficient de mica se pot neglija tensiunile perpendiculare pe

planul acestora ramanand tensiunile in lungul cusaturii- - si cele perpendicular pe

cusatura ndash -Aceste tensiuni sunt in echilibru deoarece nu sunt generate de forta exterioara

5282 Masuri pentru combaterea deformatiilor si tensiunilor remanente

Pentru ca piesa sa fie folosita in bune conditii in urma operatiei de sudare deformatiile si tensiunile trebuiesc inlaturate intr-o masura cat mai mare

Se prezinta cateva masuri ce au ca efect mentinerea deformatiilor si tensiunilor remanente la valori relativ mici nesuparatoare

-succesiunea corecta a executarii cusaturilor

Elementele ce se sudeaza se recomanda sa fie asezate astfel incat deplasarea acestora in timpul incalzirii si racirii sa se faca liber Astfel in cazul cusaturilor cap la cap tablele se vor aseza ca in fig 517

Fig 517

-Deformarea in sens opus

Pentru ca piesele ce se sudeaza sa revina la forma initiala acestea primesc o deformatie initiala corespunzatoare de sens contrar care se obtine mecanic cu ajutorul unor dispozitive ca cel din figura 518 sau prin incalzire cu flacara

1-Ghiare de deformare

2-Surub de actionare

3-Piesa de deformat

Fig 518

-Fixarea rigida a pieselor ce se imbina

Fixarea in dispozitive este folosita pentru impiedicarea deformatiilor la sudarea in serie mare

Dupa racire piesele isi pastreaza forma dar raman cu tensiuni remanente de valori mari Acestea se diminueaza cu unul din procedeele prezentate in continuare

-Preincalzirea

Determinarea temperaturii de preincalzire a pieselor ce se sudeaza se face de regula in functie de continutul de carbon

-Detensionarea

Detensionarea se recomanda cu precadere la sudarea otelurilor aliate sau a otelurilor carbon de dimensiuni mari

Diagrama de detensionare se prezinta in fig 519

Fig 519

529 Consideratii generale privind proiectarea constructiilor sudate

Proiectarea corecta a constructiilor sudate solicita pe de o parte stapanirea tuturor parametrilor procedeelor de sudare iar pe de alta parte acceptarea ca metoda de realizare a pieselor si a sudurii pe langa procedeele clasice (turnare forjare matritare etc)

Principiul de baza care guverneaza dimensionarea asamblarilor sudate este principiul de egala rezistenta

Se prezinta in continuare si alte principii ce stau la baza proiectarii constructiilor sudate

-asigurarea continuitatii fluxului liniilor de forte prin alegerea unei forme adecvate a pieselor

-marirea rigiditatii constructiilor sudate prin micsorarea lungimii libere a elementelor

-micsorarea tensiunilor datorate constructiei si a efectului de crestatura

-realizarea constructiilor simetrice pentru a minimaliza tensiunile interne

-la cordoanele de sudura solicitate din exterior sa nu existe grosimi sub 4 mm

-constructia sudata sa fie asamblata din parti componente cat mai mari pentru micsorarea numarului de cordoane

5291 Exemple contructive de imbinari sudate

In constructia de masini exista elemente realizate exclusiv prin sudare cum ar fi recipienti grinzi boghiuri etc

In fig 520 se prezinta un arbore cotit realizat prin sudura

In fig 521 este prezentata o roata dintata realizata prin sudura

In fig 522 este prezentata o carcasa de reductor realizata prin sudura

Fig 520 Fig 521

Fig 522

53 Asamblari nituite

531 Generalitati descriere clasificare

Nituirea face parte din categoria asamblarilor nedemontabile Odata cu dezvoltarea procedeelor de sudare nituirea si-a restrans aria de raspandire in momentul de fata utilizandu-se

- la piesele supuse la sarcini variabile unde sudura este inca un procedeu nesigur

- piese din aliaje usoare din domeniul aviatiei

- piese din materiale greu sudabile

Forma generala a unui nit este prezentata in fig523 El se compune din

- tija nitului -1

- capul fix -2

-capul de inchidere -3

Intre nit si piesele ce urmeaza a fi asamblate se lasa un joc de diametru - j -

Formarea capului nitului care se mai numeste si operatie de nituire se poate face

- la rece ndash cand diametrele sunt de maxim 12 mm

- la cald - cand diametrul nitului depaseste 12mm

Din punct de vedere constructiv exista mai multe solutii constructive atat pentru Formarea tijei cat si pentru cap

Tija nitului poate fi plina ndash fig 522 sau tubulara Aceasta se foloseste la diametre cuprinse in game 4 ndash 20 mm si cu o grosime a peretelui de 025- 15 mm fiind foarte utilizate in aviatie mecanica fina si industrie usoara

Dupa Forma capului se intalnesc

a) cap semirotund - fig52 a - sunt cele mai utilizate Este usor de realizat dar este voluminos si citeodata greu de amplasat in imbinare

b)

cap inecat ndash fig52b - necesita prelucrari suplimentare la piesele ce urmeaza a fi imbinate Rezistenta capului este slaba in raport cu tija aceluiasi nit

Fig52

c) cap plat - fig52c - cu o gama restransa de utilizare ndash dogarie

d) cap tronconic - fig52 d - din punct de vedere al rezistentei corespund foarte bine dar cu o tehnologie destul de greoaie

e) cap semiinecat - fig52e - imbina avantajul rezistentei nitului cu cap semirotund cu avantajul ocuparii unui spatiu restrans al capului inecat

f) cap tronconic si semiinecat - fig52f - sunt utilizate ca nituri de rezistenta ndash etansare Aduna dezavantajele de la ambele tipuri ndash cap tronconic si inecat

a

b

c

d

e

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

In tabelul 2 se prezinta valorile recomandate pentru unghiurile de inclinare a penelor

Tabel 2

Felul penei si utilizare tg αPene de fixare cu demontari dese 120Pene de fixare cu demontari rare 1100helliphellip150Pene de reglare din capul bielelor 110helliphellip15

Pene de reglare cu autofixare supuse la socuri

1100helliphellip150

In cazul asamblarilor cu prestrangere initiala trebuie determinata forta de introducere a penei Frsquo care este necesara realizarii fortei de prestrangere F0 Schema de calcul este prezentata si in figura 5

Fig 5

Forta F0 de prestrangere este proiectia pe orizontala a rezultantelor R1 si R2 Aceste rezultante se obtin din suma vectoriala a fortelor Fn1 Fn2 cu fortele de frecare μ1Fn1 si μ2Fn2 care apar la introducerea frontala a penei sub actiunea fortei Frsquo

Din conditia de echilibru se scrie

Frsquo = Frsquo1 + 2 Frsquo2 (5)

Dar Frsquo1 = F0tg (α1 + ρ1)

Frsquo2 = frac12 F0 tg (α2 + ρ2)

Relatia (5) devine Frsquo = F0tg (α1 + ρ1) + F0 tg (α2 + ρ2) (6)

In situatia cea mai des intalnita α1 = α α2 = 0 ρ1 = ρ2 = ρ si atunci relatia (6) devine

Frsquo = F0 [tg (α + ρ) + tg ρ]

Penele transversale fara strangere si la care α1 = α2 = 0 prezinta o schema de incarcare ca cea din figura 6 si se calculeaza la

- incovoiere relatia de calcul fiind

σi = = le σai

- forfecare relatia de calcul fiind

ζf = le ζaf

- solicitari de contact cu relatia

σs = le σas - manson-pana

σs = le σas - arbore-pana

In relatiile de mai sus

σai = c = 145hellip18

σaf = (02 + 03) σ 02

σas = 08 σ 02

Fig 6

13 PENE LONGITUDINALE

Forma de baza a penelor longitudinale este prezentata in figura 7

Penele longitudinale se caracterizeaza prin faptul ca se monteaza paralel cu axa pieselor de imbinat

Aceasta categorie de pene se foloseste la asamblarea a doua piese coaxiale cu scopul de a transmite miscarea de rotatie si moment

Tipurile de pene longitudinale sunt reglementate de STAS 430-74 iar dimensiunile penelor in sectiune transversala de STAS 431-81 433-73 434-73 1004-81 1007-81 1006-71

Fig 7

In tabelul 3 se prezinta o clasificare mai detaliata decat cea din tabelul 1

In continuare se prezinta pe scurt cateva tipuri de pene longitudinale

a) ndash Pene inclinate

Acestea au fata dinspre butuc inclinata Sub actiunea fortei de strangere pana strange radial arborele si butucul Aceste pene prezinta siguranta in exploatare transmit momente mari dar au dezavantajul ca produc ovalizari dezaxari

Penele inclinate pot avea diferite forme capete drepte sau inclinate cu nas sau fara nas La penele cu nas accesul pentru montaredemontare este posibil pe o singura parte

b) ndash Pene inclinate subtiri

Aceste pene transmit momente mai mici decat cele anterioare deoarece se inlocuieste canalul de pana din arbore cu o tesitura Introduc concentratorii mici de tensiune se recomanda pentru valori de diametru de pana la 230 mm Se pot executa si in varianta cu nas

c) ndash Pene inclinate concave

Acestea se ingroapa numai in butuc transmit momente mici se folosesc la diametre mai mici de 150 mm

d) ndash Pene tangentiale

Se monteaza perechi inclinarea fiind data suprafetei de contact dintre cele doua pene Prin bataie una contra celeilalte se produce o forta de apasare foarte mare de aceea pot transmite momente foarte mari

e) ndash Pene paralele

Au forma paralelipipedica si se monteaza cu joc radial

Nu produc dezaxari permit deplasarea pe arbore

In cazul solicitarilor mari pentru a evita smulgerea penele paralele se fixeaza pe arbore cu suruburi

f) ndash Pene disc

Partea ingropata in arbore este in forma de disc

Avantajul este ca pot lua pozitia dupa butuc prin balansare in locasul circular Se recomanda la diametre de pana la 38 mm

Formele constructive pentru penele de la punctele ahellipf sunt prezentate in anexa (A1 figura AIhellipAx)

Tabelul 3

Tip imbinare PanaTip Denumire

1 Imbinari prin strangere

Pene inclinate Fara nas Pana inclinata A

Pana inclinata B

Pana inclinata C

Cu nas Pana inclinata cu

nasPene inclinate

subtiriFara nas

Cu nasPene inclinate

concaveFara nas

Cu nasPene tangentiale Pentru solicitari

constantePene

tangentialePentru solicitari

variabile2 Imbinari fara

strangerePene paralele Obisnuite Pana

paralela APana

paralela BPana

paralela CSubtiri

Pana paralela cu

gauri de fixare

Pene disc Pana disc

131 ELEMENTE DE CALCUL

a) Calculul asamblarilor cu pene inclinate

Datorita inclinarii penei sub actiunea fortei de introducere F (figura 8) se creeaza forta de strangere Fr ce produce o reactiune intre butuc si arbore pe partea opusa

In stare de repaos Fr se poate considera uniform repartizata pe latimea penei ndash figura 9a

Sub actiunea momentului motor Mt si a celui rezistent Mr apare tendinta de rotire dintre butuc si arbore In aceste conditii luand in considerare si fortele de frecare starea de repartizare a presiunilor pe latimea penei se modifica ndash figura 9b

In calcule se neglijeaza fortele de frecare si se considera o repartitie triunghiulara ndash figura 9c

Fig 8

Fig 9

a1) Pana inclinata

In ipoteza ca pana asigura strangerea radiala necesara schema de calcul este cea din figura 10

Fig 10

Mt = Fr x + μFr y + frac12 dFf unde (8)

Fr = frac12 blp p ndash presiunea de contact

l ndash lungimea penei

Daca x = b y = d Ff = μFr atunci

Mt = blp b + μ blp d + dμ blp

Mt = bsup2lp + μ bldp + μ bldp

Mt = bsup2lp + μ blpd

In final Mt = blp (9)

Mt ndash moment de torsiune transmisibil

Deoarece penele sunt standardizate ele se aleg si se verifica nu se dimensioneaza

Verificarea se face in doua moduri

- calculand cu relatia 9 pe Mt care se compara cu momentul transmis in realitate sau

- se verifica presiunea de contact cu relatia

pa (10)

a2) Pana inclinata subtire

In fig 11 se reprezinta repartizarea fortelor

In aceleasi conditii adica

Se obtine relatia de calcul 9

Verificarea la presiunea de contact se face cu relatia 10

Momentul transmisibil reprezinta aprox 40 din momentul pe il poate transmite arborele

a3) Pana inclinata concava

Forta de strangere se repartizeaza uniform pe latimea penei

(11)

Momentul transmisibil se calculeaza cu relatia

(12)

a4) Pene tangentiale

Schema de calcul se reprezinta in fig 12

Daca Ft ndash forta periferica corespunzatoare momentului transmis neglijand forta de stragere initiala Fr valoarea momentului transmisibil va fi

(13)

In relatia 13 l - lungimea penei

b) Indicatii privind pozitia penelor longitudinal cu strangere

In cazul cand o singura pana nu poate transmite momentul dat sau cand lungimea necesara pentru o singura pana ar depasi valorile recomandate 1lt(15-2)d se utilizeaza montarea mai multor pene

Utilizarea a doua sau trei pene cu strangere nu inseamna dublarea sau triplarea momentului de strangere deoarece reactiunea rezultanta intre butuc si arbore nu creste in aceeasi masura (fig 13)

Fig 13

Pozitia cea mai buna atat pentru solidarizarea butucului cu arborele cat si pentru

ovalizare minima este

c) Calculul asamblarilor cu pene paralele

Penele paralele se monteaza in locasul lor cu joc radial (fig 14)

Fig 14

Din acest motiv momentul este preluat si transmis doar de fetele laterale

Schema de solicitare a unei pene paralele in functie de sensul de rotire al arborelului este prezentata in figura 15a

Fig 15a

Momentul transmis se poate calcula cu relatia

Mt=yFt sau daca

Mt= dFt

Aceeasi relatie se poate scrie si in functie de presiunea de contact

Mt=ypA unde y - distanta fata de punctual de aplicare a fortei

P ndash presiunea unitara

A ndash suprafata ce transmite moment

Dar y A hl deci

Mt= hlpd

In fig15b se prezinta repartizarea neuniforma a eforturilor de suprafetele de contact

Neuniformitatea se formeaza pe de o parte datorita tendintei de scoatere a penei din locas iar pe de alta parte datorita existentei fortelor de frecare dintre suprafetele in contact

Fig 15b

Penele paralele se verifica la presiunea de contact si forfecare cu relatiile

Pef= Pa

Ъef= Ъaf

d)Calculul asamblarilor cu pene disc

O asamblare cu pana disc este prezentata in fig16

Momentul Mt transmisibil se calculeaza cu relatia

Pana este solicitata preponderent la presiunea de contact pe suprafata si la forfecarea pe

sectiunea

In tabelul 4 se dau valorile pentru presiunile de contact admisibile pentru calculul asamblarilor cu pene longitudinale

Tabelul 4

Material

Presiunea admisibila - sarcina

statica

N

pulsatorie

N

alternativa

N

Otel forjat

100divide150 70 100 35 50

Otel aliat cu Ni

100 150 70 100 35 50

Fonta 70 80 45 55 22 28

2 Asamblari cu bolturi si stifturi

21 Asamblari cu bolturi

Bolturile sunt organe de masini in forma cilindrica folosite ca elemente de legatura in articulatii Se construiesc in doua variante de baza

-bolturi cu cap in doua variante A si B ndash fig 17

-bolturi fara cap tot in doua variante ndash fig 18

In constructia de masini se folosesc si alte variante constructive de bolturi cateva dintre acestea fiind prezentate in fig 19

Ca materiale se recomanda OL50 OLC35 OLC45 in funtie de solicitari

Bolturile sunt solicitate la strivire inconvoiere si forfecare In calcule se neglijeaza influenta jocurilor si a deformatiilor elastice asupra repartitiei sarcinilor si se adopta schema de calcul din fig 20

a) Solicitare de forfecare

cu A ndash aria sectiunii de forfecare

b) Solicitari de contact

δas pentru strivirea intre bolt si tija

δas pentru strivirea intre bolt si furca

c) Solicitare de inconvoiere cu W ndash modul de rezistenta al boltului

Valorile pentru tensiunile admisibile sunt

22 Asamblari cu stifturi

Stifturile se folosesc in special pentru a fixa pozitia relativa a doua piese

In cazul solicitarilor mici stifturile se pot inlocui cu pene si bolturi care reprezinta solutii mai economice

Formele de baza utilizate sunt

- stifturi cilindrice

- stifturi conice

Fiecare din cele doua categorii pot fi netede sectionate tubulare sau filetate Formele constructive se prezinta in fig21 ndash cilindrice si fig22 ndash conice

Stifturile de centrare se folosesc perechi montate cat mai departe unul de altul Stifturile conice spre deosebire de cele cilindrice nu isi pierd efectul de strangere in urma unor montari si demontari repetate si se executa cu autofranare In anexa (A3) se prezinta exemple de utilizare a stifturilor conice si cilindrice

Materialele recomandate sunt OL50 OLC45 OLC17 OSC 8

Stifturile tubulare si cele spintecate se confectioneaza din otel de arc

cu

Stifturile sunt solicitate cu precadere la forfecare si solicitare de contact calculele fiind generate de relatiile deja cunoscute Astfel

-solicitare de forfecare cu

Se va tine seama de numarul sectiunilor de forfecare ndash solicitare de contact

pentru strivire intre stift si manson si

pentru strivire intre stift si arbore

In relatiile de mai sus cu

d ndash diametrul stiftului

In tabelul 5 se indica valorile admisibile pentru eforturile unitare Pa in ipoteza sarcinilor statice Pentru sarcini variabile valorile se caracterizeaza cu un coeficient k=07 ndash sarcini pulsatorii sau k=05 ndash sarcini alternant simetrice

Tabel 5

Material OL37 OL60 OL70 OLT Fonta100 150 180 825 675

85 125 150 - -

55 85 100 - -

3 Asamblari conice prin presare

Schema de principiu pentru o asamblare de acest gen este prezentata in fig 4 23

Forta radiala necesara pentru asigurarea transmiterii momentului de torsiune fara patinare este realizata fie prin exercitarea unei forte axiale cu ajutorul unei piulite in cazul imbinarilor fara autoblocare (2 Lgtρ) fie prin strangere proprie prin crearea unui ajustaj conic cu strangere

Fig 23

In tabelul 6 se fac recomandari pentru conicitati in functie de cuplul de materiale din asamblare

Pentru un element de portiune conica forta normal elementara se va calcula cu relatia

(27)

Tabelul 6

Cuplu de materiale

Asamblare cu autoblocare

Asamblare fara autoblocare

Conicitate Unghi inclinare

Conicitate Unghi inclinare

Otel otel

Otelfonta

Fontafonta

11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

5deg4238

2deg5145

20

30

50

1deg2556

5717

3423Otelbronz 11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

20

30

50

5deg4238

2deg5145

5717

3423

Otelaliaje aluminiu

15

1866

1666

1207

5deg4238

15deg

16deg42

22deg30

110

20

30

50

2deg5145

1deg2558

5717

3423

iar momentul de frecare elementar

(28)

In cazul unei presiuni constante pe suprafata de contact

(29)

Dar deci

Semnificatiile notatiilor din relatiile 27 28 si 29 se gasesc in fig 2

Pentru ca imbinarea sa transmita momentul Mt trebuie sa fie indeplinita conditia

sau

unde c ndash coeficient de siguranta

Se poate scrie

Din relatia de mai sus se poate obtine presiunea superficial minima

Aceasta presiune se realizeaza datorita unei forte axiale de presare care este conform fig 25

sau

Se poate usor deduce relatia fortei de deplasare

Avantajul principal al asamblarii conice prin presare este ca se pot realiza diferentele de diametre ale celor doua piese (butuc-arbore) la o cursa mica prin deplasarea axiala

Dezavantejele sunt

- dificultatea calcularii exacte a tensiunilor axiale radiale si tangentiale la ajustajele conice

- necesitatea realizarii unei conicitati riguros exacte la butuc si arbore

515 Sudabilitatea metalelor

Sudabilitatea este caracteristica ce determina aptitudinea metalelorin conditii de sudare datede a realize asamblari

Sudabilitatea este determinata de

- proprietatile metalului de baza

- tehnologia de sudare

- conceptia constructiva a elementelor constructiei

- caracterul si nivelul solicitarilor in timpul exploatarii

Referitor la sudabilitate se mai folosesc si alte notiuni derivateca siguranta la sudare si comportarea la sudare

Compozitia chimica este elemental ce influenteaza determinant comportarea la sudare Este motivul pentru carerespectarea retetei chimice devine obligatorie

In cazul laminatelor din oteluri carbon obisnuitese considera ca se asigura o comportare la sudare bunafara masuri specialedaca se respecta limitele din tabelul 52

Tabel 52

elem

val

C Mn MnSi Si P S

[] lt 025 lt 05 21 lt 02 lt 006 le 006

Elementul cu cea mai mare influenta asupra comportarii la sudareeste carbonulOdata cu cresterea continutului in carbon creste posibilitatea de calire fapt care se evidentiaza prin aparitia in zona de sudare a unor zone de duritate mare

In fig52 se prezinta variatia duritatii de-a lungul unei liniiintr-o sectiune perpendiculara pe directia de depunere a unui strat de sudura

Fig52

O variatie a duritatii ca cea din figura 52 este caracteristica pentru sudurile realizate pe material laminat la caldsau normalizat

Se observa ca valorile maxime ale duritatiicresc odata cu cresterea continutului de carbon De asemenease remarca marirea diferentei dintre duritatea maxima atinsa si duritatea materialului de baza

Cresterea continutului de carbon creste si pericolul formarii porilor in cusaturadatorita cresterii probabilitatii arderii carbonuluisi deci a formarii de compusi gazosi in baia de metal topit

Pentru a putea tine cont si de influenta cumulata a carbonului si a elementelor de aliereasupra sudabilitatiia fost necesara stabilirea unei metode cantitative de evidentiere a efectului studiat

S-a introdus astfelnotiunuea de carbon echivalent C exprimata printr-o relatie liniara intre concentratiile diferitelor elemente

In tabelul 53 sunt datedupa HARDEN si VOLDRICH limitele uzuale admise pentru Ce pentru care sudarea se face fara preincalzire

In afara de C si grosimea pieselor de studiatduritatea maxima admisa in zona influentata termicdepinde si de parametrii tehnologici

Astfel exista posibilitatea caprin adaptarea acestorala specificul otelului sudatsa se realizezeo micsorare a duritatii maxime

Tabel 53

Ce = C + Mn6 + (Cr + Mo + V)5 + (Ni + Cu)15Conditia satisfacuta Duritate

maxima

HV

Ce

Grosimea placii (mm)

6 12 25 50

Fara fisuri la sudare

350 060 050 045 045

Siguranta in exploatare

250 045 040 035 030

In figura 53 se observa influenta grosimii pieselor si avitezei de sudare asupra duritatii maxime din zona influentata termic

In functie de valoarea carbonului echivalent si de tipul electrodului folosi(acid sau basic) se determina cu ajutorul tabelului 5 un indice conventional de subunitate notat I

Tabel 54

Electrod acid Electrod basic I020 025 A

021 ndash 023 026 ndash 029 B024 ndash 027 030 ndash 035 C028 ndash 032 036 ndash 040 D033 ndash 038 041 ndash 045 E039 ndash 044 046 ndash 049 F

045 050 G

516 Clasificarea asamblarilor sudate

Asamblarile sudate pot fi realizate prin

- cusaturi cap la capsau

- cusaturi in colt

Simbolizarea asamblarilor sudate este prezentata in tabelul55

Tabel 55

Nr

Tipul

sudurii

Denumirea sudurii

Simbol Reprezentare Reprezentare simplificata

0 1 2 3 4 5 1 Sudura

cap la cap

Sudura in V

2 Sudura in V pe support

3

Sudura in U

4

Sudura in Y pe ambele parti

5

Sudura in U pe ambele parti

6

Sudura in colt

Sudura in colt

pe ambele parti

7 Sudura in colt

pe o parte

8 Sudura prin

suprapunere

Sudura in gaura

9 Sudura prin puncte

10

Sudura in linie

Reprezentareacotarea si notarea completa a sudurilor pe deseneeste reglementata de STAS 735-87

52Calculul imbinarilor sudate

In calculul imbinarilor sudate se folosesc aceleasi principii si metode ca in rezistenta materialelorConditia initiala care se pune este principiul de egala rezistentaadica imbinarile sudate sa aiba aceeasi rezistenta ca si restul constructiei

In acest modse evita supradimensionarile

521 Sudurile cap la cap

In figura 5 se prezinta o imbinare sudata cap la cap ce constituie sectiunea de calcul

Fig5

Lungimea cordonului de sudura -1- este determinata de lungimea tablelor care se studiaza

Datorita imperfectiunii cordoanelor de sudura la capete se considera ca lungime de calcul

l = ls ndash 2∙s (52)

Grosimea cusaturii -a- trebuie sa fie mai mare decat grosimea -s- a tablelor

Pentru materialul de baza forta maxima ce poate fi preluata cu incarcarea din figura este

F1 = ls ∙ s ∙ σa (53)

Forta maxima preluata de cordonul de sudura

F2 = l ∙ a ∙ σas (54)

Dar F1 = F2 deci l ∙ a ∙ σas = ls ∙ s ∙ σa

Se obtine

(55)

Deoarece ls gt l si σa gt σas intr-adevar a gt s

Practica recomanda pentru a

a = (12125) s (56)

Rezistentele admise ale cordonului - σas - comparativ cu materialul de baza - σa - sunt

- pentru tractiune σas = (0609) σa

- pentru compresiune σas = (0751) σa

Daca (fig54) sudura este solicitata si de moment un momentul incovoietor Mi atunci efortul unitar in cursatura va fi

Daca cordonul va fi supus simultan si fortei F si momentului Mi efortul unitar va fi

Pentru solicitarea la forfecare a sectiunii

528 Deformatii si tensiuni remanente

5281 Originea deformatiilor si tensiunilor remanente

Tensiunile remanente ce apar in piesele sudate se datoreaza variatiilor de temperatura la care este supusa piesa in timpul sudarii

Daca incalzirea si racirea se fac uniform in tot corpul piesei iar dilatarea si contractia sunt libere starile de eforturi si modificarile de volum cauzate de incalzire sunt reversibile la racire Conditiile de mai sus nu pot insa sa fie asigurate

Efectele incalzirii locale produse in timpul sudarii pot fi reversibile in situatia in care tensiunile provocate de incalzirea locala si neuniforma nu ar depasi limita de elasticitate a metalului

Trecandu-se in domeniul plastic metalul ramane dupa racire cu deformatii si tensiuni remanente

La asamblarea prin sudare a doua table din cauza aportului mare de caldura concentrata intr-o zona restransa se produc dilatari Dupa racire metalul depus se contracta antrenand si metalul de baza din vecinatate

Deformatiile care apar sunt insotite si de o stare tensionala de tensiuni remanente Daca grosimea tablelor este suficient de mica se pot neglija tensiunile perpendiculare pe

planul acestora ramanand tensiunile in lungul cusaturii- - si cele perpendicular pe

cusatura ndash -Aceste tensiuni sunt in echilibru deoarece nu sunt generate de forta exterioara

5282 Masuri pentru combaterea deformatiilor si tensiunilor remanente

Pentru ca piesa sa fie folosita in bune conditii in urma operatiei de sudare deformatiile si tensiunile trebuiesc inlaturate intr-o masura cat mai mare

Se prezinta cateva masuri ce au ca efect mentinerea deformatiilor si tensiunilor remanente la valori relativ mici nesuparatoare

-succesiunea corecta a executarii cusaturilor

Elementele ce se sudeaza se recomanda sa fie asezate astfel incat deplasarea acestora in timpul incalzirii si racirii sa se faca liber Astfel in cazul cusaturilor cap la cap tablele se vor aseza ca in fig 517

Fig 517

-Deformarea in sens opus

Pentru ca piesele ce se sudeaza sa revina la forma initiala acestea primesc o deformatie initiala corespunzatoare de sens contrar care se obtine mecanic cu ajutorul unor dispozitive ca cel din figura 518 sau prin incalzire cu flacara

1-Ghiare de deformare

2-Surub de actionare

3-Piesa de deformat

Fig 518

-Fixarea rigida a pieselor ce se imbina

Fixarea in dispozitive este folosita pentru impiedicarea deformatiilor la sudarea in serie mare

Dupa racire piesele isi pastreaza forma dar raman cu tensiuni remanente de valori mari Acestea se diminueaza cu unul din procedeele prezentate in continuare

-Preincalzirea

Determinarea temperaturii de preincalzire a pieselor ce se sudeaza se face de regula in functie de continutul de carbon

-Detensionarea

Detensionarea se recomanda cu precadere la sudarea otelurilor aliate sau a otelurilor carbon de dimensiuni mari

Diagrama de detensionare se prezinta in fig 519

Fig 519

529 Consideratii generale privind proiectarea constructiilor sudate

Proiectarea corecta a constructiilor sudate solicita pe de o parte stapanirea tuturor parametrilor procedeelor de sudare iar pe de alta parte acceptarea ca metoda de realizare a pieselor si a sudurii pe langa procedeele clasice (turnare forjare matritare etc)

Principiul de baza care guverneaza dimensionarea asamblarilor sudate este principiul de egala rezistenta

Se prezinta in continuare si alte principii ce stau la baza proiectarii constructiilor sudate

-asigurarea continuitatii fluxului liniilor de forte prin alegerea unei forme adecvate a pieselor

-marirea rigiditatii constructiilor sudate prin micsorarea lungimii libere a elementelor

-micsorarea tensiunilor datorate constructiei si a efectului de crestatura

-realizarea constructiilor simetrice pentru a minimaliza tensiunile interne

-la cordoanele de sudura solicitate din exterior sa nu existe grosimi sub 4 mm

-constructia sudata sa fie asamblata din parti componente cat mai mari pentru micsorarea numarului de cordoane

5291 Exemple contructive de imbinari sudate

In constructia de masini exista elemente realizate exclusiv prin sudare cum ar fi recipienti grinzi boghiuri etc

In fig 520 se prezinta un arbore cotit realizat prin sudura

In fig 521 este prezentata o roata dintata realizata prin sudura

In fig 522 este prezentata o carcasa de reductor realizata prin sudura

Fig 520 Fig 521

Fig 522

53 Asamblari nituite

531 Generalitati descriere clasificare

Nituirea face parte din categoria asamblarilor nedemontabile Odata cu dezvoltarea procedeelor de sudare nituirea si-a restrans aria de raspandire in momentul de fata utilizandu-se

- la piesele supuse la sarcini variabile unde sudura este inca un procedeu nesigur

- piese din aliaje usoare din domeniul aviatiei

- piese din materiale greu sudabile

Forma generala a unui nit este prezentata in fig523 El se compune din

- tija nitului -1

- capul fix -2

-capul de inchidere -3

Intre nit si piesele ce urmeaza a fi asamblate se lasa un joc de diametru - j -

Formarea capului nitului care se mai numeste si operatie de nituire se poate face

- la rece ndash cand diametrele sunt de maxim 12 mm

- la cald - cand diametrul nitului depaseste 12mm

Din punct de vedere constructiv exista mai multe solutii constructive atat pentru Formarea tijei cat si pentru cap

Tija nitului poate fi plina ndash fig 522 sau tubulara Aceasta se foloseste la diametre cuprinse in game 4 ndash 20 mm si cu o grosime a peretelui de 025- 15 mm fiind foarte utilizate in aviatie mecanica fina si industrie usoara

Dupa Forma capului se intalnesc

a) cap semirotund - fig52 a - sunt cele mai utilizate Este usor de realizat dar este voluminos si citeodata greu de amplasat in imbinare

b)

cap inecat ndash fig52b - necesita prelucrari suplimentare la piesele ce urmeaza a fi imbinate Rezistenta capului este slaba in raport cu tija aceluiasi nit

Fig52

c) cap plat - fig52c - cu o gama restransa de utilizare ndash dogarie

d) cap tronconic - fig52 d - din punct de vedere al rezistentei corespund foarte bine dar cu o tehnologie destul de greoaie

e) cap semiinecat - fig52e - imbina avantajul rezistentei nitului cu cap semirotund cu avantajul ocuparii unui spatiu restrans al capului inecat

f) cap tronconic si semiinecat - fig52f - sunt utilizate ca nituri de rezistenta ndash etansare Aduna dezavantajele de la ambele tipuri ndash cap tronconic si inecat

a

b

c

d

e

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

Frsquo = F0 [tg (α + ρ) + tg ρ]

Penele transversale fara strangere si la care α1 = α2 = 0 prezinta o schema de incarcare ca cea din figura 6 si se calculeaza la

- incovoiere relatia de calcul fiind

σi = = le σai

- forfecare relatia de calcul fiind

ζf = le ζaf

- solicitari de contact cu relatia

σs = le σas - manson-pana

σs = le σas - arbore-pana

In relatiile de mai sus

σai = c = 145hellip18

σaf = (02 + 03) σ 02

σas = 08 σ 02

Fig 6

13 PENE LONGITUDINALE

Forma de baza a penelor longitudinale este prezentata in figura 7

Penele longitudinale se caracterizeaza prin faptul ca se monteaza paralel cu axa pieselor de imbinat

Aceasta categorie de pene se foloseste la asamblarea a doua piese coaxiale cu scopul de a transmite miscarea de rotatie si moment

Tipurile de pene longitudinale sunt reglementate de STAS 430-74 iar dimensiunile penelor in sectiune transversala de STAS 431-81 433-73 434-73 1004-81 1007-81 1006-71

Fig 7

In tabelul 3 se prezinta o clasificare mai detaliata decat cea din tabelul 1

In continuare se prezinta pe scurt cateva tipuri de pene longitudinale

a) ndash Pene inclinate

Acestea au fata dinspre butuc inclinata Sub actiunea fortei de strangere pana strange radial arborele si butucul Aceste pene prezinta siguranta in exploatare transmit momente mari dar au dezavantajul ca produc ovalizari dezaxari

Penele inclinate pot avea diferite forme capete drepte sau inclinate cu nas sau fara nas La penele cu nas accesul pentru montaredemontare este posibil pe o singura parte

b) ndash Pene inclinate subtiri

Aceste pene transmit momente mai mici decat cele anterioare deoarece se inlocuieste canalul de pana din arbore cu o tesitura Introduc concentratorii mici de tensiune se recomanda pentru valori de diametru de pana la 230 mm Se pot executa si in varianta cu nas

c) ndash Pene inclinate concave

Acestea se ingroapa numai in butuc transmit momente mici se folosesc la diametre mai mici de 150 mm

d) ndash Pene tangentiale

Se monteaza perechi inclinarea fiind data suprafetei de contact dintre cele doua pene Prin bataie una contra celeilalte se produce o forta de apasare foarte mare de aceea pot transmite momente foarte mari

e) ndash Pene paralele

Au forma paralelipipedica si se monteaza cu joc radial

Nu produc dezaxari permit deplasarea pe arbore

In cazul solicitarilor mari pentru a evita smulgerea penele paralele se fixeaza pe arbore cu suruburi

f) ndash Pene disc

Partea ingropata in arbore este in forma de disc

Avantajul este ca pot lua pozitia dupa butuc prin balansare in locasul circular Se recomanda la diametre de pana la 38 mm

Formele constructive pentru penele de la punctele ahellipf sunt prezentate in anexa (A1 figura AIhellipAx)

Tabelul 3

Tip imbinare PanaTip Denumire

1 Imbinari prin strangere

Pene inclinate Fara nas Pana inclinata A

Pana inclinata B

Pana inclinata C

Cu nas Pana inclinata cu

nasPene inclinate

subtiriFara nas

Cu nasPene inclinate

concaveFara nas

Cu nasPene tangentiale Pentru solicitari

constantePene

tangentialePentru solicitari

variabile2 Imbinari fara

strangerePene paralele Obisnuite Pana

paralela APana

paralela BPana

paralela CSubtiri

Pana paralela cu

gauri de fixare

Pene disc Pana disc

131 ELEMENTE DE CALCUL

a) Calculul asamblarilor cu pene inclinate

Datorita inclinarii penei sub actiunea fortei de introducere F (figura 8) se creeaza forta de strangere Fr ce produce o reactiune intre butuc si arbore pe partea opusa

In stare de repaos Fr se poate considera uniform repartizata pe latimea penei ndash figura 9a

Sub actiunea momentului motor Mt si a celui rezistent Mr apare tendinta de rotire dintre butuc si arbore In aceste conditii luand in considerare si fortele de frecare starea de repartizare a presiunilor pe latimea penei se modifica ndash figura 9b

In calcule se neglijeaza fortele de frecare si se considera o repartitie triunghiulara ndash figura 9c

Fig 8

Fig 9

a1) Pana inclinata

In ipoteza ca pana asigura strangerea radiala necesara schema de calcul este cea din figura 10

Fig 10

Mt = Fr x + μFr y + frac12 dFf unde (8)

Fr = frac12 blp p ndash presiunea de contact

l ndash lungimea penei

Daca x = b y = d Ff = μFr atunci

Mt = blp b + μ blp d + dμ blp

Mt = bsup2lp + μ bldp + μ bldp

Mt = bsup2lp + μ blpd

In final Mt = blp (9)

Mt ndash moment de torsiune transmisibil

Deoarece penele sunt standardizate ele se aleg si se verifica nu se dimensioneaza

Verificarea se face in doua moduri

- calculand cu relatia 9 pe Mt care se compara cu momentul transmis in realitate sau

- se verifica presiunea de contact cu relatia

pa (10)

a2) Pana inclinata subtire

In fig 11 se reprezinta repartizarea fortelor

In aceleasi conditii adica

Se obtine relatia de calcul 9

Verificarea la presiunea de contact se face cu relatia 10

Momentul transmisibil reprezinta aprox 40 din momentul pe il poate transmite arborele

a3) Pana inclinata concava

Forta de strangere se repartizeaza uniform pe latimea penei

(11)

Momentul transmisibil se calculeaza cu relatia

(12)

a4) Pene tangentiale

Schema de calcul se reprezinta in fig 12

Daca Ft ndash forta periferica corespunzatoare momentului transmis neglijand forta de stragere initiala Fr valoarea momentului transmisibil va fi

(13)

In relatia 13 l - lungimea penei

b) Indicatii privind pozitia penelor longitudinal cu strangere

In cazul cand o singura pana nu poate transmite momentul dat sau cand lungimea necesara pentru o singura pana ar depasi valorile recomandate 1lt(15-2)d se utilizeaza montarea mai multor pene

Utilizarea a doua sau trei pene cu strangere nu inseamna dublarea sau triplarea momentului de strangere deoarece reactiunea rezultanta intre butuc si arbore nu creste in aceeasi masura (fig 13)

Fig 13

Pozitia cea mai buna atat pentru solidarizarea butucului cu arborele cat si pentru

ovalizare minima este

c) Calculul asamblarilor cu pene paralele

Penele paralele se monteaza in locasul lor cu joc radial (fig 14)

Fig 14

Din acest motiv momentul este preluat si transmis doar de fetele laterale

Schema de solicitare a unei pene paralele in functie de sensul de rotire al arborelului este prezentata in figura 15a

Fig 15a

Momentul transmis se poate calcula cu relatia

Mt=yFt sau daca

Mt= dFt

Aceeasi relatie se poate scrie si in functie de presiunea de contact

Mt=ypA unde y - distanta fata de punctual de aplicare a fortei

P ndash presiunea unitara

A ndash suprafata ce transmite moment

Dar y A hl deci

Mt= hlpd

In fig15b se prezinta repartizarea neuniforma a eforturilor de suprafetele de contact

Neuniformitatea se formeaza pe de o parte datorita tendintei de scoatere a penei din locas iar pe de alta parte datorita existentei fortelor de frecare dintre suprafetele in contact

Fig 15b

Penele paralele se verifica la presiunea de contact si forfecare cu relatiile

Pef= Pa

Ъef= Ъaf

d)Calculul asamblarilor cu pene disc

O asamblare cu pana disc este prezentata in fig16

Momentul Mt transmisibil se calculeaza cu relatia

Pana este solicitata preponderent la presiunea de contact pe suprafata si la forfecarea pe

sectiunea

In tabelul 4 se dau valorile pentru presiunile de contact admisibile pentru calculul asamblarilor cu pene longitudinale

Tabelul 4

Material

Presiunea admisibila - sarcina

statica

N

pulsatorie

N

alternativa

N

Otel forjat

100divide150 70 100 35 50

Otel aliat cu Ni

100 150 70 100 35 50

Fonta 70 80 45 55 22 28

2 Asamblari cu bolturi si stifturi

21 Asamblari cu bolturi

Bolturile sunt organe de masini in forma cilindrica folosite ca elemente de legatura in articulatii Se construiesc in doua variante de baza

-bolturi cu cap in doua variante A si B ndash fig 17

-bolturi fara cap tot in doua variante ndash fig 18

In constructia de masini se folosesc si alte variante constructive de bolturi cateva dintre acestea fiind prezentate in fig 19

Ca materiale se recomanda OL50 OLC35 OLC45 in funtie de solicitari

Bolturile sunt solicitate la strivire inconvoiere si forfecare In calcule se neglijeaza influenta jocurilor si a deformatiilor elastice asupra repartitiei sarcinilor si se adopta schema de calcul din fig 20

a) Solicitare de forfecare

cu A ndash aria sectiunii de forfecare

b) Solicitari de contact

δas pentru strivirea intre bolt si tija

δas pentru strivirea intre bolt si furca

c) Solicitare de inconvoiere cu W ndash modul de rezistenta al boltului

Valorile pentru tensiunile admisibile sunt

22 Asamblari cu stifturi

Stifturile se folosesc in special pentru a fixa pozitia relativa a doua piese

In cazul solicitarilor mici stifturile se pot inlocui cu pene si bolturi care reprezinta solutii mai economice

Formele de baza utilizate sunt

- stifturi cilindrice

- stifturi conice

Fiecare din cele doua categorii pot fi netede sectionate tubulare sau filetate Formele constructive se prezinta in fig21 ndash cilindrice si fig22 ndash conice

Stifturile de centrare se folosesc perechi montate cat mai departe unul de altul Stifturile conice spre deosebire de cele cilindrice nu isi pierd efectul de strangere in urma unor montari si demontari repetate si se executa cu autofranare In anexa (A3) se prezinta exemple de utilizare a stifturilor conice si cilindrice

Materialele recomandate sunt OL50 OLC45 OLC17 OSC 8

Stifturile tubulare si cele spintecate se confectioneaza din otel de arc

cu

Stifturile sunt solicitate cu precadere la forfecare si solicitare de contact calculele fiind generate de relatiile deja cunoscute Astfel

-solicitare de forfecare cu

Se va tine seama de numarul sectiunilor de forfecare ndash solicitare de contact

pentru strivire intre stift si manson si

pentru strivire intre stift si arbore

In relatiile de mai sus cu

d ndash diametrul stiftului

In tabelul 5 se indica valorile admisibile pentru eforturile unitare Pa in ipoteza sarcinilor statice Pentru sarcini variabile valorile se caracterizeaza cu un coeficient k=07 ndash sarcini pulsatorii sau k=05 ndash sarcini alternant simetrice

Tabel 5

Material OL37 OL60 OL70 OLT Fonta100 150 180 825 675

85 125 150 - -

55 85 100 - -

3 Asamblari conice prin presare

Schema de principiu pentru o asamblare de acest gen este prezentata in fig 4 23

Forta radiala necesara pentru asigurarea transmiterii momentului de torsiune fara patinare este realizata fie prin exercitarea unei forte axiale cu ajutorul unei piulite in cazul imbinarilor fara autoblocare (2 Lgtρ) fie prin strangere proprie prin crearea unui ajustaj conic cu strangere

Fig 23

In tabelul 6 se fac recomandari pentru conicitati in functie de cuplul de materiale din asamblare

Pentru un element de portiune conica forta normal elementara se va calcula cu relatia

(27)

Tabelul 6

Cuplu de materiale

Asamblare cu autoblocare

Asamblare fara autoblocare

Conicitate Unghi inclinare

Conicitate Unghi inclinare

Otel otel

Otelfonta

Fontafonta

11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

5deg4238

2deg5145

20

30

50

1deg2556

5717

3423Otelbronz 11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

20

30

50

5deg4238

2deg5145

5717

3423

Otelaliaje aluminiu

15

1866

1666

1207

5deg4238

15deg

16deg42

22deg30

110

20

30

50

2deg5145

1deg2558

5717

3423

iar momentul de frecare elementar

(28)

In cazul unei presiuni constante pe suprafata de contact

(29)

Dar deci

Semnificatiile notatiilor din relatiile 27 28 si 29 se gasesc in fig 2

Pentru ca imbinarea sa transmita momentul Mt trebuie sa fie indeplinita conditia

sau

unde c ndash coeficient de siguranta

Se poate scrie

Din relatia de mai sus se poate obtine presiunea superficial minima

Aceasta presiune se realizeaza datorita unei forte axiale de presare care este conform fig 25

sau

Se poate usor deduce relatia fortei de deplasare

Avantajul principal al asamblarii conice prin presare este ca se pot realiza diferentele de diametre ale celor doua piese (butuc-arbore) la o cursa mica prin deplasarea axiala

Dezavantejele sunt

- dificultatea calcularii exacte a tensiunilor axiale radiale si tangentiale la ajustajele conice

- necesitatea realizarii unei conicitati riguros exacte la butuc si arbore

515 Sudabilitatea metalelor

Sudabilitatea este caracteristica ce determina aptitudinea metalelorin conditii de sudare datede a realize asamblari

Sudabilitatea este determinata de

- proprietatile metalului de baza

- tehnologia de sudare

- conceptia constructiva a elementelor constructiei

- caracterul si nivelul solicitarilor in timpul exploatarii

Referitor la sudabilitate se mai folosesc si alte notiuni derivateca siguranta la sudare si comportarea la sudare

Compozitia chimica este elemental ce influenteaza determinant comportarea la sudare Este motivul pentru carerespectarea retetei chimice devine obligatorie

In cazul laminatelor din oteluri carbon obisnuitese considera ca se asigura o comportare la sudare bunafara masuri specialedaca se respecta limitele din tabelul 52

Tabel 52

elem

val

C Mn MnSi Si P S

[] lt 025 lt 05 21 lt 02 lt 006 le 006

Elementul cu cea mai mare influenta asupra comportarii la sudareeste carbonulOdata cu cresterea continutului in carbon creste posibilitatea de calire fapt care se evidentiaza prin aparitia in zona de sudare a unor zone de duritate mare

In fig52 se prezinta variatia duritatii de-a lungul unei liniiintr-o sectiune perpendiculara pe directia de depunere a unui strat de sudura

Fig52

O variatie a duritatii ca cea din figura 52 este caracteristica pentru sudurile realizate pe material laminat la caldsau normalizat

Se observa ca valorile maxime ale duritatiicresc odata cu cresterea continutului de carbon De asemenease remarca marirea diferentei dintre duritatea maxima atinsa si duritatea materialului de baza

Cresterea continutului de carbon creste si pericolul formarii porilor in cusaturadatorita cresterii probabilitatii arderii carbonuluisi deci a formarii de compusi gazosi in baia de metal topit

Pentru a putea tine cont si de influenta cumulata a carbonului si a elementelor de aliereasupra sudabilitatiia fost necesara stabilirea unei metode cantitative de evidentiere a efectului studiat

S-a introdus astfelnotiunuea de carbon echivalent C exprimata printr-o relatie liniara intre concentratiile diferitelor elemente

In tabelul 53 sunt datedupa HARDEN si VOLDRICH limitele uzuale admise pentru Ce pentru care sudarea se face fara preincalzire

In afara de C si grosimea pieselor de studiatduritatea maxima admisa in zona influentata termicdepinde si de parametrii tehnologici

Astfel exista posibilitatea caprin adaptarea acestorala specificul otelului sudatsa se realizezeo micsorare a duritatii maxime

Tabel 53

Ce = C + Mn6 + (Cr + Mo + V)5 + (Ni + Cu)15Conditia satisfacuta Duritate

maxima

HV

Ce

Grosimea placii (mm)

6 12 25 50

Fara fisuri la sudare

350 060 050 045 045

Siguranta in exploatare

250 045 040 035 030

In figura 53 se observa influenta grosimii pieselor si avitezei de sudare asupra duritatii maxime din zona influentata termic

In functie de valoarea carbonului echivalent si de tipul electrodului folosi(acid sau basic) se determina cu ajutorul tabelului 5 un indice conventional de subunitate notat I

Tabel 54

Electrod acid Electrod basic I020 025 A

021 ndash 023 026 ndash 029 B024 ndash 027 030 ndash 035 C028 ndash 032 036 ndash 040 D033 ndash 038 041 ndash 045 E039 ndash 044 046 ndash 049 F

045 050 G

516 Clasificarea asamblarilor sudate

Asamblarile sudate pot fi realizate prin

- cusaturi cap la capsau

- cusaturi in colt

Simbolizarea asamblarilor sudate este prezentata in tabelul55

Tabel 55

Nr

Tipul

sudurii

Denumirea sudurii

Simbol Reprezentare Reprezentare simplificata

0 1 2 3 4 5 1 Sudura

cap la cap

Sudura in V

2 Sudura in V pe support

3

Sudura in U

4

Sudura in Y pe ambele parti

5

Sudura in U pe ambele parti

6

Sudura in colt

Sudura in colt

pe ambele parti

7 Sudura in colt

pe o parte

8 Sudura prin

suprapunere

Sudura in gaura

9 Sudura prin puncte

10

Sudura in linie

Reprezentareacotarea si notarea completa a sudurilor pe deseneeste reglementata de STAS 735-87

52Calculul imbinarilor sudate

In calculul imbinarilor sudate se folosesc aceleasi principii si metode ca in rezistenta materialelorConditia initiala care se pune este principiul de egala rezistentaadica imbinarile sudate sa aiba aceeasi rezistenta ca si restul constructiei

In acest modse evita supradimensionarile

521 Sudurile cap la cap

In figura 5 se prezinta o imbinare sudata cap la cap ce constituie sectiunea de calcul

Fig5

Lungimea cordonului de sudura -1- este determinata de lungimea tablelor care se studiaza

Datorita imperfectiunii cordoanelor de sudura la capete se considera ca lungime de calcul

l = ls ndash 2∙s (52)

Grosimea cusaturii -a- trebuie sa fie mai mare decat grosimea -s- a tablelor

Pentru materialul de baza forta maxima ce poate fi preluata cu incarcarea din figura este

F1 = ls ∙ s ∙ σa (53)

Forta maxima preluata de cordonul de sudura

F2 = l ∙ a ∙ σas (54)

Dar F1 = F2 deci l ∙ a ∙ σas = ls ∙ s ∙ σa

Se obtine

(55)

Deoarece ls gt l si σa gt σas intr-adevar a gt s

Practica recomanda pentru a

a = (12125) s (56)

Rezistentele admise ale cordonului - σas - comparativ cu materialul de baza - σa - sunt

- pentru tractiune σas = (0609) σa

- pentru compresiune σas = (0751) σa

Daca (fig54) sudura este solicitata si de moment un momentul incovoietor Mi atunci efortul unitar in cursatura va fi

Daca cordonul va fi supus simultan si fortei F si momentului Mi efortul unitar va fi

Pentru solicitarea la forfecare a sectiunii

528 Deformatii si tensiuni remanente

5281 Originea deformatiilor si tensiunilor remanente

Tensiunile remanente ce apar in piesele sudate se datoreaza variatiilor de temperatura la care este supusa piesa in timpul sudarii

Daca incalzirea si racirea se fac uniform in tot corpul piesei iar dilatarea si contractia sunt libere starile de eforturi si modificarile de volum cauzate de incalzire sunt reversibile la racire Conditiile de mai sus nu pot insa sa fie asigurate

Efectele incalzirii locale produse in timpul sudarii pot fi reversibile in situatia in care tensiunile provocate de incalzirea locala si neuniforma nu ar depasi limita de elasticitate a metalului

Trecandu-se in domeniul plastic metalul ramane dupa racire cu deformatii si tensiuni remanente

La asamblarea prin sudare a doua table din cauza aportului mare de caldura concentrata intr-o zona restransa se produc dilatari Dupa racire metalul depus se contracta antrenand si metalul de baza din vecinatate

Deformatiile care apar sunt insotite si de o stare tensionala de tensiuni remanente Daca grosimea tablelor este suficient de mica se pot neglija tensiunile perpendiculare pe

planul acestora ramanand tensiunile in lungul cusaturii- - si cele perpendicular pe

cusatura ndash -Aceste tensiuni sunt in echilibru deoarece nu sunt generate de forta exterioara

5282 Masuri pentru combaterea deformatiilor si tensiunilor remanente

Pentru ca piesa sa fie folosita in bune conditii in urma operatiei de sudare deformatiile si tensiunile trebuiesc inlaturate intr-o masura cat mai mare

Se prezinta cateva masuri ce au ca efect mentinerea deformatiilor si tensiunilor remanente la valori relativ mici nesuparatoare

-succesiunea corecta a executarii cusaturilor

Elementele ce se sudeaza se recomanda sa fie asezate astfel incat deplasarea acestora in timpul incalzirii si racirii sa se faca liber Astfel in cazul cusaturilor cap la cap tablele se vor aseza ca in fig 517

Fig 517

-Deformarea in sens opus

Pentru ca piesele ce se sudeaza sa revina la forma initiala acestea primesc o deformatie initiala corespunzatoare de sens contrar care se obtine mecanic cu ajutorul unor dispozitive ca cel din figura 518 sau prin incalzire cu flacara

1-Ghiare de deformare

2-Surub de actionare

3-Piesa de deformat

Fig 518

-Fixarea rigida a pieselor ce se imbina

Fixarea in dispozitive este folosita pentru impiedicarea deformatiilor la sudarea in serie mare

Dupa racire piesele isi pastreaza forma dar raman cu tensiuni remanente de valori mari Acestea se diminueaza cu unul din procedeele prezentate in continuare

-Preincalzirea

Determinarea temperaturii de preincalzire a pieselor ce se sudeaza se face de regula in functie de continutul de carbon

-Detensionarea

Detensionarea se recomanda cu precadere la sudarea otelurilor aliate sau a otelurilor carbon de dimensiuni mari

Diagrama de detensionare se prezinta in fig 519

Fig 519

529 Consideratii generale privind proiectarea constructiilor sudate

Proiectarea corecta a constructiilor sudate solicita pe de o parte stapanirea tuturor parametrilor procedeelor de sudare iar pe de alta parte acceptarea ca metoda de realizare a pieselor si a sudurii pe langa procedeele clasice (turnare forjare matritare etc)

Principiul de baza care guverneaza dimensionarea asamblarilor sudate este principiul de egala rezistenta

Se prezinta in continuare si alte principii ce stau la baza proiectarii constructiilor sudate

-asigurarea continuitatii fluxului liniilor de forte prin alegerea unei forme adecvate a pieselor

-marirea rigiditatii constructiilor sudate prin micsorarea lungimii libere a elementelor

-micsorarea tensiunilor datorate constructiei si a efectului de crestatura

-realizarea constructiilor simetrice pentru a minimaliza tensiunile interne

-la cordoanele de sudura solicitate din exterior sa nu existe grosimi sub 4 mm

-constructia sudata sa fie asamblata din parti componente cat mai mari pentru micsorarea numarului de cordoane

5291 Exemple contructive de imbinari sudate

In constructia de masini exista elemente realizate exclusiv prin sudare cum ar fi recipienti grinzi boghiuri etc

In fig 520 se prezinta un arbore cotit realizat prin sudura

In fig 521 este prezentata o roata dintata realizata prin sudura

In fig 522 este prezentata o carcasa de reductor realizata prin sudura

Fig 520 Fig 521

Fig 522

53 Asamblari nituite

531 Generalitati descriere clasificare

Nituirea face parte din categoria asamblarilor nedemontabile Odata cu dezvoltarea procedeelor de sudare nituirea si-a restrans aria de raspandire in momentul de fata utilizandu-se

- la piesele supuse la sarcini variabile unde sudura este inca un procedeu nesigur

- piese din aliaje usoare din domeniul aviatiei

- piese din materiale greu sudabile

Forma generala a unui nit este prezentata in fig523 El se compune din

- tija nitului -1

- capul fix -2

-capul de inchidere -3

Intre nit si piesele ce urmeaza a fi asamblate se lasa un joc de diametru - j -

Formarea capului nitului care se mai numeste si operatie de nituire se poate face

- la rece ndash cand diametrele sunt de maxim 12 mm

- la cald - cand diametrul nitului depaseste 12mm

Din punct de vedere constructiv exista mai multe solutii constructive atat pentru Formarea tijei cat si pentru cap

Tija nitului poate fi plina ndash fig 522 sau tubulara Aceasta se foloseste la diametre cuprinse in game 4 ndash 20 mm si cu o grosime a peretelui de 025- 15 mm fiind foarte utilizate in aviatie mecanica fina si industrie usoara

Dupa Forma capului se intalnesc

a) cap semirotund - fig52 a - sunt cele mai utilizate Este usor de realizat dar este voluminos si citeodata greu de amplasat in imbinare

b)

cap inecat ndash fig52b - necesita prelucrari suplimentare la piesele ce urmeaza a fi imbinate Rezistenta capului este slaba in raport cu tija aceluiasi nit

Fig52

c) cap plat - fig52c - cu o gama restransa de utilizare ndash dogarie

d) cap tronconic - fig52 d - din punct de vedere al rezistentei corespund foarte bine dar cu o tehnologie destul de greoaie

e) cap semiinecat - fig52e - imbina avantajul rezistentei nitului cu cap semirotund cu avantajul ocuparii unui spatiu restrans al capului inecat

f) cap tronconic si semiinecat - fig52f - sunt utilizate ca nituri de rezistenta ndash etansare Aduna dezavantajele de la ambele tipuri ndash cap tronconic si inecat

a

b

c

d

e

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

Fig 6

13 PENE LONGITUDINALE

Forma de baza a penelor longitudinale este prezentata in figura 7

Penele longitudinale se caracterizeaza prin faptul ca se monteaza paralel cu axa pieselor de imbinat

Aceasta categorie de pene se foloseste la asamblarea a doua piese coaxiale cu scopul de a transmite miscarea de rotatie si moment

Tipurile de pene longitudinale sunt reglementate de STAS 430-74 iar dimensiunile penelor in sectiune transversala de STAS 431-81 433-73 434-73 1004-81 1007-81 1006-71

Fig 7

In tabelul 3 se prezinta o clasificare mai detaliata decat cea din tabelul 1

In continuare se prezinta pe scurt cateva tipuri de pene longitudinale

a) ndash Pene inclinate

Acestea au fata dinspre butuc inclinata Sub actiunea fortei de strangere pana strange radial arborele si butucul Aceste pene prezinta siguranta in exploatare transmit momente mari dar au dezavantajul ca produc ovalizari dezaxari

Penele inclinate pot avea diferite forme capete drepte sau inclinate cu nas sau fara nas La penele cu nas accesul pentru montaredemontare este posibil pe o singura parte

b) ndash Pene inclinate subtiri

Aceste pene transmit momente mai mici decat cele anterioare deoarece se inlocuieste canalul de pana din arbore cu o tesitura Introduc concentratorii mici de tensiune se recomanda pentru valori de diametru de pana la 230 mm Se pot executa si in varianta cu nas

c) ndash Pene inclinate concave

Acestea se ingroapa numai in butuc transmit momente mici se folosesc la diametre mai mici de 150 mm

d) ndash Pene tangentiale

Se monteaza perechi inclinarea fiind data suprafetei de contact dintre cele doua pene Prin bataie una contra celeilalte se produce o forta de apasare foarte mare de aceea pot transmite momente foarte mari

e) ndash Pene paralele

Au forma paralelipipedica si se monteaza cu joc radial

Nu produc dezaxari permit deplasarea pe arbore

In cazul solicitarilor mari pentru a evita smulgerea penele paralele se fixeaza pe arbore cu suruburi

f) ndash Pene disc

Partea ingropata in arbore este in forma de disc

Avantajul este ca pot lua pozitia dupa butuc prin balansare in locasul circular Se recomanda la diametre de pana la 38 mm

Formele constructive pentru penele de la punctele ahellipf sunt prezentate in anexa (A1 figura AIhellipAx)

Tabelul 3

Tip imbinare PanaTip Denumire

1 Imbinari prin strangere

Pene inclinate Fara nas Pana inclinata A

Pana inclinata B

Pana inclinata C

Cu nas Pana inclinata cu

nasPene inclinate

subtiriFara nas

Cu nasPene inclinate

concaveFara nas

Cu nasPene tangentiale Pentru solicitari

constantePene

tangentialePentru solicitari

variabile2 Imbinari fara

strangerePene paralele Obisnuite Pana

paralela APana

paralela BPana

paralela CSubtiri

Pana paralela cu

gauri de fixare

Pene disc Pana disc

131 ELEMENTE DE CALCUL

a) Calculul asamblarilor cu pene inclinate

Datorita inclinarii penei sub actiunea fortei de introducere F (figura 8) se creeaza forta de strangere Fr ce produce o reactiune intre butuc si arbore pe partea opusa

In stare de repaos Fr se poate considera uniform repartizata pe latimea penei ndash figura 9a

Sub actiunea momentului motor Mt si a celui rezistent Mr apare tendinta de rotire dintre butuc si arbore In aceste conditii luand in considerare si fortele de frecare starea de repartizare a presiunilor pe latimea penei se modifica ndash figura 9b

In calcule se neglijeaza fortele de frecare si se considera o repartitie triunghiulara ndash figura 9c

Fig 8

Fig 9

a1) Pana inclinata

In ipoteza ca pana asigura strangerea radiala necesara schema de calcul este cea din figura 10

Fig 10

Mt = Fr x + μFr y + frac12 dFf unde (8)

Fr = frac12 blp p ndash presiunea de contact

l ndash lungimea penei

Daca x = b y = d Ff = μFr atunci

Mt = blp b + μ blp d + dμ blp

Mt = bsup2lp + μ bldp + μ bldp

Mt = bsup2lp + μ blpd

In final Mt = blp (9)

Mt ndash moment de torsiune transmisibil

Deoarece penele sunt standardizate ele se aleg si se verifica nu se dimensioneaza

Verificarea se face in doua moduri

- calculand cu relatia 9 pe Mt care se compara cu momentul transmis in realitate sau

- se verifica presiunea de contact cu relatia

pa (10)

a2) Pana inclinata subtire

In fig 11 se reprezinta repartizarea fortelor

In aceleasi conditii adica

Se obtine relatia de calcul 9

Verificarea la presiunea de contact se face cu relatia 10

Momentul transmisibil reprezinta aprox 40 din momentul pe il poate transmite arborele

a3) Pana inclinata concava

Forta de strangere se repartizeaza uniform pe latimea penei

(11)

Momentul transmisibil se calculeaza cu relatia

(12)

a4) Pene tangentiale

Schema de calcul se reprezinta in fig 12

Daca Ft ndash forta periferica corespunzatoare momentului transmis neglijand forta de stragere initiala Fr valoarea momentului transmisibil va fi

(13)

In relatia 13 l - lungimea penei

b) Indicatii privind pozitia penelor longitudinal cu strangere

In cazul cand o singura pana nu poate transmite momentul dat sau cand lungimea necesara pentru o singura pana ar depasi valorile recomandate 1lt(15-2)d se utilizeaza montarea mai multor pene

Utilizarea a doua sau trei pene cu strangere nu inseamna dublarea sau triplarea momentului de strangere deoarece reactiunea rezultanta intre butuc si arbore nu creste in aceeasi masura (fig 13)

Fig 13

Pozitia cea mai buna atat pentru solidarizarea butucului cu arborele cat si pentru

ovalizare minima este

c) Calculul asamblarilor cu pene paralele

Penele paralele se monteaza in locasul lor cu joc radial (fig 14)

Fig 14

Din acest motiv momentul este preluat si transmis doar de fetele laterale

Schema de solicitare a unei pene paralele in functie de sensul de rotire al arborelului este prezentata in figura 15a

Fig 15a

Momentul transmis se poate calcula cu relatia

Mt=yFt sau daca

Mt= dFt

Aceeasi relatie se poate scrie si in functie de presiunea de contact

Mt=ypA unde y - distanta fata de punctual de aplicare a fortei

P ndash presiunea unitara

A ndash suprafata ce transmite moment

Dar y A hl deci

Mt= hlpd

In fig15b se prezinta repartizarea neuniforma a eforturilor de suprafetele de contact

Neuniformitatea se formeaza pe de o parte datorita tendintei de scoatere a penei din locas iar pe de alta parte datorita existentei fortelor de frecare dintre suprafetele in contact

Fig 15b

Penele paralele se verifica la presiunea de contact si forfecare cu relatiile

Pef= Pa

Ъef= Ъaf

d)Calculul asamblarilor cu pene disc

O asamblare cu pana disc este prezentata in fig16

Momentul Mt transmisibil se calculeaza cu relatia

Pana este solicitata preponderent la presiunea de contact pe suprafata si la forfecarea pe

sectiunea

In tabelul 4 se dau valorile pentru presiunile de contact admisibile pentru calculul asamblarilor cu pene longitudinale

Tabelul 4

Material

Presiunea admisibila - sarcina

statica

N

pulsatorie

N

alternativa

N

Otel forjat

100divide150 70 100 35 50

Otel aliat cu Ni

100 150 70 100 35 50

Fonta 70 80 45 55 22 28

2 Asamblari cu bolturi si stifturi

21 Asamblari cu bolturi

Bolturile sunt organe de masini in forma cilindrica folosite ca elemente de legatura in articulatii Se construiesc in doua variante de baza

-bolturi cu cap in doua variante A si B ndash fig 17

-bolturi fara cap tot in doua variante ndash fig 18

In constructia de masini se folosesc si alte variante constructive de bolturi cateva dintre acestea fiind prezentate in fig 19

Ca materiale se recomanda OL50 OLC35 OLC45 in funtie de solicitari

Bolturile sunt solicitate la strivire inconvoiere si forfecare In calcule se neglijeaza influenta jocurilor si a deformatiilor elastice asupra repartitiei sarcinilor si se adopta schema de calcul din fig 20

a) Solicitare de forfecare

cu A ndash aria sectiunii de forfecare

b) Solicitari de contact

δas pentru strivirea intre bolt si tija

δas pentru strivirea intre bolt si furca

c) Solicitare de inconvoiere cu W ndash modul de rezistenta al boltului

Valorile pentru tensiunile admisibile sunt

22 Asamblari cu stifturi

Stifturile se folosesc in special pentru a fixa pozitia relativa a doua piese

In cazul solicitarilor mici stifturile se pot inlocui cu pene si bolturi care reprezinta solutii mai economice

Formele de baza utilizate sunt

- stifturi cilindrice

- stifturi conice

Fiecare din cele doua categorii pot fi netede sectionate tubulare sau filetate Formele constructive se prezinta in fig21 ndash cilindrice si fig22 ndash conice

Stifturile de centrare se folosesc perechi montate cat mai departe unul de altul Stifturile conice spre deosebire de cele cilindrice nu isi pierd efectul de strangere in urma unor montari si demontari repetate si se executa cu autofranare In anexa (A3) se prezinta exemple de utilizare a stifturilor conice si cilindrice

Materialele recomandate sunt OL50 OLC45 OLC17 OSC 8

Stifturile tubulare si cele spintecate se confectioneaza din otel de arc

cu

Stifturile sunt solicitate cu precadere la forfecare si solicitare de contact calculele fiind generate de relatiile deja cunoscute Astfel

-solicitare de forfecare cu

Se va tine seama de numarul sectiunilor de forfecare ndash solicitare de contact

pentru strivire intre stift si manson si

pentru strivire intre stift si arbore

In relatiile de mai sus cu

d ndash diametrul stiftului

In tabelul 5 se indica valorile admisibile pentru eforturile unitare Pa in ipoteza sarcinilor statice Pentru sarcini variabile valorile se caracterizeaza cu un coeficient k=07 ndash sarcini pulsatorii sau k=05 ndash sarcini alternant simetrice

Tabel 5

Material OL37 OL60 OL70 OLT Fonta100 150 180 825 675

85 125 150 - -

55 85 100 - -

3 Asamblari conice prin presare

Schema de principiu pentru o asamblare de acest gen este prezentata in fig 4 23

Forta radiala necesara pentru asigurarea transmiterii momentului de torsiune fara patinare este realizata fie prin exercitarea unei forte axiale cu ajutorul unei piulite in cazul imbinarilor fara autoblocare (2 Lgtρ) fie prin strangere proprie prin crearea unui ajustaj conic cu strangere

Fig 23

In tabelul 6 se fac recomandari pentru conicitati in functie de cuplul de materiale din asamblare

Pentru un element de portiune conica forta normal elementara se va calcula cu relatia

(27)

Tabelul 6

Cuplu de materiale

Asamblare cu autoblocare

Asamblare fara autoblocare

Conicitate Unghi inclinare

Conicitate Unghi inclinare

Otel otel

Otelfonta

Fontafonta

11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

5deg4238

2deg5145

20

30

50

1deg2556

5717

3423Otelbronz 11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

20

30

50

5deg4238

2deg5145

5717

3423

Otelaliaje aluminiu

15

1866

1666

1207

5deg4238

15deg

16deg42

22deg30

110

20

30

50

2deg5145

1deg2558

5717

3423

iar momentul de frecare elementar

(28)

In cazul unei presiuni constante pe suprafata de contact

(29)

Dar deci

Semnificatiile notatiilor din relatiile 27 28 si 29 se gasesc in fig 2

Pentru ca imbinarea sa transmita momentul Mt trebuie sa fie indeplinita conditia

sau

unde c ndash coeficient de siguranta

Se poate scrie

Din relatia de mai sus se poate obtine presiunea superficial minima

Aceasta presiune se realizeaza datorita unei forte axiale de presare care este conform fig 25

sau

Se poate usor deduce relatia fortei de deplasare

Avantajul principal al asamblarii conice prin presare este ca se pot realiza diferentele de diametre ale celor doua piese (butuc-arbore) la o cursa mica prin deplasarea axiala

Dezavantejele sunt

- dificultatea calcularii exacte a tensiunilor axiale radiale si tangentiale la ajustajele conice

- necesitatea realizarii unei conicitati riguros exacte la butuc si arbore

515 Sudabilitatea metalelor

Sudabilitatea este caracteristica ce determina aptitudinea metalelorin conditii de sudare datede a realize asamblari

Sudabilitatea este determinata de

- proprietatile metalului de baza

- tehnologia de sudare

- conceptia constructiva a elementelor constructiei

- caracterul si nivelul solicitarilor in timpul exploatarii

Referitor la sudabilitate se mai folosesc si alte notiuni derivateca siguranta la sudare si comportarea la sudare

Compozitia chimica este elemental ce influenteaza determinant comportarea la sudare Este motivul pentru carerespectarea retetei chimice devine obligatorie

In cazul laminatelor din oteluri carbon obisnuitese considera ca se asigura o comportare la sudare bunafara masuri specialedaca se respecta limitele din tabelul 52

Tabel 52

elem

val

C Mn MnSi Si P S

[] lt 025 lt 05 21 lt 02 lt 006 le 006

Elementul cu cea mai mare influenta asupra comportarii la sudareeste carbonulOdata cu cresterea continutului in carbon creste posibilitatea de calire fapt care se evidentiaza prin aparitia in zona de sudare a unor zone de duritate mare

In fig52 se prezinta variatia duritatii de-a lungul unei liniiintr-o sectiune perpendiculara pe directia de depunere a unui strat de sudura

Fig52

O variatie a duritatii ca cea din figura 52 este caracteristica pentru sudurile realizate pe material laminat la caldsau normalizat

Se observa ca valorile maxime ale duritatiicresc odata cu cresterea continutului de carbon De asemenease remarca marirea diferentei dintre duritatea maxima atinsa si duritatea materialului de baza

Cresterea continutului de carbon creste si pericolul formarii porilor in cusaturadatorita cresterii probabilitatii arderii carbonuluisi deci a formarii de compusi gazosi in baia de metal topit

Pentru a putea tine cont si de influenta cumulata a carbonului si a elementelor de aliereasupra sudabilitatiia fost necesara stabilirea unei metode cantitative de evidentiere a efectului studiat

S-a introdus astfelnotiunuea de carbon echivalent C exprimata printr-o relatie liniara intre concentratiile diferitelor elemente

In tabelul 53 sunt datedupa HARDEN si VOLDRICH limitele uzuale admise pentru Ce pentru care sudarea se face fara preincalzire

In afara de C si grosimea pieselor de studiatduritatea maxima admisa in zona influentata termicdepinde si de parametrii tehnologici

Astfel exista posibilitatea caprin adaptarea acestorala specificul otelului sudatsa se realizezeo micsorare a duritatii maxime

Tabel 53

Ce = C + Mn6 + (Cr + Mo + V)5 + (Ni + Cu)15Conditia satisfacuta Duritate

maxima

HV

Ce

Grosimea placii (mm)

6 12 25 50

Fara fisuri la sudare

350 060 050 045 045

Siguranta in exploatare

250 045 040 035 030

In figura 53 se observa influenta grosimii pieselor si avitezei de sudare asupra duritatii maxime din zona influentata termic

In functie de valoarea carbonului echivalent si de tipul electrodului folosi(acid sau basic) se determina cu ajutorul tabelului 5 un indice conventional de subunitate notat I

Tabel 54

Electrod acid Electrod basic I020 025 A

021 ndash 023 026 ndash 029 B024 ndash 027 030 ndash 035 C028 ndash 032 036 ndash 040 D033 ndash 038 041 ndash 045 E039 ndash 044 046 ndash 049 F

045 050 G

516 Clasificarea asamblarilor sudate

Asamblarile sudate pot fi realizate prin

- cusaturi cap la capsau

- cusaturi in colt

Simbolizarea asamblarilor sudate este prezentata in tabelul55

Tabel 55

Nr

Tipul

sudurii

Denumirea sudurii

Simbol Reprezentare Reprezentare simplificata

0 1 2 3 4 5 1 Sudura

cap la cap

Sudura in V

2 Sudura in V pe support

3

Sudura in U

4

Sudura in Y pe ambele parti

5

Sudura in U pe ambele parti

6

Sudura in colt

Sudura in colt

pe ambele parti

7 Sudura in colt

pe o parte

8 Sudura prin

suprapunere

Sudura in gaura

9 Sudura prin puncte

10

Sudura in linie

Reprezentareacotarea si notarea completa a sudurilor pe deseneeste reglementata de STAS 735-87

52Calculul imbinarilor sudate

In calculul imbinarilor sudate se folosesc aceleasi principii si metode ca in rezistenta materialelorConditia initiala care se pune este principiul de egala rezistentaadica imbinarile sudate sa aiba aceeasi rezistenta ca si restul constructiei

In acest modse evita supradimensionarile

521 Sudurile cap la cap

In figura 5 se prezinta o imbinare sudata cap la cap ce constituie sectiunea de calcul

Fig5

Lungimea cordonului de sudura -1- este determinata de lungimea tablelor care se studiaza

Datorita imperfectiunii cordoanelor de sudura la capete se considera ca lungime de calcul

l = ls ndash 2∙s (52)

Grosimea cusaturii -a- trebuie sa fie mai mare decat grosimea -s- a tablelor

Pentru materialul de baza forta maxima ce poate fi preluata cu incarcarea din figura este

F1 = ls ∙ s ∙ σa (53)

Forta maxima preluata de cordonul de sudura

F2 = l ∙ a ∙ σas (54)

Dar F1 = F2 deci l ∙ a ∙ σas = ls ∙ s ∙ σa

Se obtine

(55)

Deoarece ls gt l si σa gt σas intr-adevar a gt s

Practica recomanda pentru a

a = (12125) s (56)

Rezistentele admise ale cordonului - σas - comparativ cu materialul de baza - σa - sunt

- pentru tractiune σas = (0609) σa

- pentru compresiune σas = (0751) σa

Daca (fig54) sudura este solicitata si de moment un momentul incovoietor Mi atunci efortul unitar in cursatura va fi

Daca cordonul va fi supus simultan si fortei F si momentului Mi efortul unitar va fi

Pentru solicitarea la forfecare a sectiunii

528 Deformatii si tensiuni remanente

5281 Originea deformatiilor si tensiunilor remanente

Tensiunile remanente ce apar in piesele sudate se datoreaza variatiilor de temperatura la care este supusa piesa in timpul sudarii

Daca incalzirea si racirea se fac uniform in tot corpul piesei iar dilatarea si contractia sunt libere starile de eforturi si modificarile de volum cauzate de incalzire sunt reversibile la racire Conditiile de mai sus nu pot insa sa fie asigurate

Efectele incalzirii locale produse in timpul sudarii pot fi reversibile in situatia in care tensiunile provocate de incalzirea locala si neuniforma nu ar depasi limita de elasticitate a metalului

Trecandu-se in domeniul plastic metalul ramane dupa racire cu deformatii si tensiuni remanente

La asamblarea prin sudare a doua table din cauza aportului mare de caldura concentrata intr-o zona restransa se produc dilatari Dupa racire metalul depus se contracta antrenand si metalul de baza din vecinatate

Deformatiile care apar sunt insotite si de o stare tensionala de tensiuni remanente Daca grosimea tablelor este suficient de mica se pot neglija tensiunile perpendiculare pe

planul acestora ramanand tensiunile in lungul cusaturii- - si cele perpendicular pe

cusatura ndash -Aceste tensiuni sunt in echilibru deoarece nu sunt generate de forta exterioara

5282 Masuri pentru combaterea deformatiilor si tensiunilor remanente

Pentru ca piesa sa fie folosita in bune conditii in urma operatiei de sudare deformatiile si tensiunile trebuiesc inlaturate intr-o masura cat mai mare

Se prezinta cateva masuri ce au ca efect mentinerea deformatiilor si tensiunilor remanente la valori relativ mici nesuparatoare

-succesiunea corecta a executarii cusaturilor

Elementele ce se sudeaza se recomanda sa fie asezate astfel incat deplasarea acestora in timpul incalzirii si racirii sa se faca liber Astfel in cazul cusaturilor cap la cap tablele se vor aseza ca in fig 517

Fig 517

-Deformarea in sens opus

Pentru ca piesele ce se sudeaza sa revina la forma initiala acestea primesc o deformatie initiala corespunzatoare de sens contrar care se obtine mecanic cu ajutorul unor dispozitive ca cel din figura 518 sau prin incalzire cu flacara

1-Ghiare de deformare

2-Surub de actionare

3-Piesa de deformat

Fig 518

-Fixarea rigida a pieselor ce se imbina

Fixarea in dispozitive este folosita pentru impiedicarea deformatiilor la sudarea in serie mare

Dupa racire piesele isi pastreaza forma dar raman cu tensiuni remanente de valori mari Acestea se diminueaza cu unul din procedeele prezentate in continuare

-Preincalzirea

Determinarea temperaturii de preincalzire a pieselor ce se sudeaza se face de regula in functie de continutul de carbon

-Detensionarea

Detensionarea se recomanda cu precadere la sudarea otelurilor aliate sau a otelurilor carbon de dimensiuni mari

Diagrama de detensionare se prezinta in fig 519

Fig 519

529 Consideratii generale privind proiectarea constructiilor sudate

Proiectarea corecta a constructiilor sudate solicita pe de o parte stapanirea tuturor parametrilor procedeelor de sudare iar pe de alta parte acceptarea ca metoda de realizare a pieselor si a sudurii pe langa procedeele clasice (turnare forjare matritare etc)

Principiul de baza care guverneaza dimensionarea asamblarilor sudate este principiul de egala rezistenta

Se prezinta in continuare si alte principii ce stau la baza proiectarii constructiilor sudate

-asigurarea continuitatii fluxului liniilor de forte prin alegerea unei forme adecvate a pieselor

-marirea rigiditatii constructiilor sudate prin micsorarea lungimii libere a elementelor

-micsorarea tensiunilor datorate constructiei si a efectului de crestatura

-realizarea constructiilor simetrice pentru a minimaliza tensiunile interne

-la cordoanele de sudura solicitate din exterior sa nu existe grosimi sub 4 mm

-constructia sudata sa fie asamblata din parti componente cat mai mari pentru micsorarea numarului de cordoane

5291 Exemple contructive de imbinari sudate

In constructia de masini exista elemente realizate exclusiv prin sudare cum ar fi recipienti grinzi boghiuri etc

In fig 520 se prezinta un arbore cotit realizat prin sudura

In fig 521 este prezentata o roata dintata realizata prin sudura

In fig 522 este prezentata o carcasa de reductor realizata prin sudura

Fig 520 Fig 521

Fig 522

53 Asamblari nituite

531 Generalitati descriere clasificare

Nituirea face parte din categoria asamblarilor nedemontabile Odata cu dezvoltarea procedeelor de sudare nituirea si-a restrans aria de raspandire in momentul de fata utilizandu-se

- la piesele supuse la sarcini variabile unde sudura este inca un procedeu nesigur

- piese din aliaje usoare din domeniul aviatiei

- piese din materiale greu sudabile

Forma generala a unui nit este prezentata in fig523 El se compune din

- tija nitului -1

- capul fix -2

-capul de inchidere -3

Intre nit si piesele ce urmeaza a fi asamblate se lasa un joc de diametru - j -

Formarea capului nitului care se mai numeste si operatie de nituire se poate face

- la rece ndash cand diametrele sunt de maxim 12 mm

- la cald - cand diametrul nitului depaseste 12mm

Din punct de vedere constructiv exista mai multe solutii constructive atat pentru Formarea tijei cat si pentru cap

Tija nitului poate fi plina ndash fig 522 sau tubulara Aceasta se foloseste la diametre cuprinse in game 4 ndash 20 mm si cu o grosime a peretelui de 025- 15 mm fiind foarte utilizate in aviatie mecanica fina si industrie usoara

Dupa Forma capului se intalnesc

a) cap semirotund - fig52 a - sunt cele mai utilizate Este usor de realizat dar este voluminos si citeodata greu de amplasat in imbinare

b)

cap inecat ndash fig52b - necesita prelucrari suplimentare la piesele ce urmeaza a fi imbinate Rezistenta capului este slaba in raport cu tija aceluiasi nit

Fig52

c) cap plat - fig52c - cu o gama restransa de utilizare ndash dogarie

d) cap tronconic - fig52 d - din punct de vedere al rezistentei corespund foarte bine dar cu o tehnologie destul de greoaie

e) cap semiinecat - fig52e - imbina avantajul rezistentei nitului cu cap semirotund cu avantajul ocuparii unui spatiu restrans al capului inecat

f) cap tronconic si semiinecat - fig52f - sunt utilizate ca nituri de rezistenta ndash etansare Aduna dezavantajele de la ambele tipuri ndash cap tronconic si inecat

a

b

c

d

e

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

a) ndash Pene inclinate

Acestea au fata dinspre butuc inclinata Sub actiunea fortei de strangere pana strange radial arborele si butucul Aceste pene prezinta siguranta in exploatare transmit momente mari dar au dezavantajul ca produc ovalizari dezaxari

Penele inclinate pot avea diferite forme capete drepte sau inclinate cu nas sau fara nas La penele cu nas accesul pentru montaredemontare este posibil pe o singura parte

b) ndash Pene inclinate subtiri

Aceste pene transmit momente mai mici decat cele anterioare deoarece se inlocuieste canalul de pana din arbore cu o tesitura Introduc concentratorii mici de tensiune se recomanda pentru valori de diametru de pana la 230 mm Se pot executa si in varianta cu nas

c) ndash Pene inclinate concave

Acestea se ingroapa numai in butuc transmit momente mici se folosesc la diametre mai mici de 150 mm

d) ndash Pene tangentiale

Se monteaza perechi inclinarea fiind data suprafetei de contact dintre cele doua pene Prin bataie una contra celeilalte se produce o forta de apasare foarte mare de aceea pot transmite momente foarte mari

e) ndash Pene paralele

Au forma paralelipipedica si se monteaza cu joc radial

Nu produc dezaxari permit deplasarea pe arbore

In cazul solicitarilor mari pentru a evita smulgerea penele paralele se fixeaza pe arbore cu suruburi

f) ndash Pene disc

Partea ingropata in arbore este in forma de disc

Avantajul este ca pot lua pozitia dupa butuc prin balansare in locasul circular Se recomanda la diametre de pana la 38 mm

Formele constructive pentru penele de la punctele ahellipf sunt prezentate in anexa (A1 figura AIhellipAx)

Tabelul 3

Tip imbinare PanaTip Denumire

1 Imbinari prin strangere

Pene inclinate Fara nas Pana inclinata A

Pana inclinata B

Pana inclinata C

Cu nas Pana inclinata cu

nasPene inclinate

subtiriFara nas

Cu nasPene inclinate

concaveFara nas

Cu nasPene tangentiale Pentru solicitari

constantePene

tangentialePentru solicitari

variabile2 Imbinari fara

strangerePene paralele Obisnuite Pana

paralela APana

paralela BPana

paralela CSubtiri

Pana paralela cu

gauri de fixare

Pene disc Pana disc

131 ELEMENTE DE CALCUL

a) Calculul asamblarilor cu pene inclinate

Datorita inclinarii penei sub actiunea fortei de introducere F (figura 8) se creeaza forta de strangere Fr ce produce o reactiune intre butuc si arbore pe partea opusa

In stare de repaos Fr se poate considera uniform repartizata pe latimea penei ndash figura 9a

Sub actiunea momentului motor Mt si a celui rezistent Mr apare tendinta de rotire dintre butuc si arbore In aceste conditii luand in considerare si fortele de frecare starea de repartizare a presiunilor pe latimea penei se modifica ndash figura 9b

In calcule se neglijeaza fortele de frecare si se considera o repartitie triunghiulara ndash figura 9c

Fig 8

Fig 9

a1) Pana inclinata

In ipoteza ca pana asigura strangerea radiala necesara schema de calcul este cea din figura 10

Fig 10

Mt = Fr x + μFr y + frac12 dFf unde (8)

Fr = frac12 blp p ndash presiunea de contact

l ndash lungimea penei

Daca x = b y = d Ff = μFr atunci

Mt = blp b + μ blp d + dμ blp

Mt = bsup2lp + μ bldp + μ bldp

Mt = bsup2lp + μ blpd

In final Mt = blp (9)

Mt ndash moment de torsiune transmisibil

Deoarece penele sunt standardizate ele se aleg si se verifica nu se dimensioneaza

Verificarea se face in doua moduri

- calculand cu relatia 9 pe Mt care se compara cu momentul transmis in realitate sau

- se verifica presiunea de contact cu relatia

pa (10)

a2) Pana inclinata subtire

In fig 11 se reprezinta repartizarea fortelor

In aceleasi conditii adica

Se obtine relatia de calcul 9

Verificarea la presiunea de contact se face cu relatia 10

Momentul transmisibil reprezinta aprox 40 din momentul pe il poate transmite arborele

a3) Pana inclinata concava

Forta de strangere se repartizeaza uniform pe latimea penei

(11)

Momentul transmisibil se calculeaza cu relatia

(12)

a4) Pene tangentiale

Schema de calcul se reprezinta in fig 12

Daca Ft ndash forta periferica corespunzatoare momentului transmis neglijand forta de stragere initiala Fr valoarea momentului transmisibil va fi

(13)

In relatia 13 l - lungimea penei

b) Indicatii privind pozitia penelor longitudinal cu strangere

In cazul cand o singura pana nu poate transmite momentul dat sau cand lungimea necesara pentru o singura pana ar depasi valorile recomandate 1lt(15-2)d se utilizeaza montarea mai multor pene

Utilizarea a doua sau trei pene cu strangere nu inseamna dublarea sau triplarea momentului de strangere deoarece reactiunea rezultanta intre butuc si arbore nu creste in aceeasi masura (fig 13)

Fig 13

Pozitia cea mai buna atat pentru solidarizarea butucului cu arborele cat si pentru

ovalizare minima este

c) Calculul asamblarilor cu pene paralele

Penele paralele se monteaza in locasul lor cu joc radial (fig 14)

Fig 14

Din acest motiv momentul este preluat si transmis doar de fetele laterale

Schema de solicitare a unei pene paralele in functie de sensul de rotire al arborelului este prezentata in figura 15a

Fig 15a

Momentul transmis se poate calcula cu relatia

Mt=yFt sau daca

Mt= dFt

Aceeasi relatie se poate scrie si in functie de presiunea de contact

Mt=ypA unde y - distanta fata de punctual de aplicare a fortei

P ndash presiunea unitara

A ndash suprafata ce transmite moment

Dar y A hl deci

Mt= hlpd

In fig15b se prezinta repartizarea neuniforma a eforturilor de suprafetele de contact

Neuniformitatea se formeaza pe de o parte datorita tendintei de scoatere a penei din locas iar pe de alta parte datorita existentei fortelor de frecare dintre suprafetele in contact

Fig 15b

Penele paralele se verifica la presiunea de contact si forfecare cu relatiile

Pef= Pa

Ъef= Ъaf

d)Calculul asamblarilor cu pene disc

O asamblare cu pana disc este prezentata in fig16

Momentul Mt transmisibil se calculeaza cu relatia

Pana este solicitata preponderent la presiunea de contact pe suprafata si la forfecarea pe

sectiunea

In tabelul 4 se dau valorile pentru presiunile de contact admisibile pentru calculul asamblarilor cu pene longitudinale

Tabelul 4

Material

Presiunea admisibila - sarcina

statica

N

pulsatorie

N

alternativa

N

Otel forjat

100divide150 70 100 35 50

Otel aliat cu Ni

100 150 70 100 35 50

Fonta 70 80 45 55 22 28

2 Asamblari cu bolturi si stifturi

21 Asamblari cu bolturi

Bolturile sunt organe de masini in forma cilindrica folosite ca elemente de legatura in articulatii Se construiesc in doua variante de baza

-bolturi cu cap in doua variante A si B ndash fig 17

-bolturi fara cap tot in doua variante ndash fig 18

In constructia de masini se folosesc si alte variante constructive de bolturi cateva dintre acestea fiind prezentate in fig 19

Ca materiale se recomanda OL50 OLC35 OLC45 in funtie de solicitari

Bolturile sunt solicitate la strivire inconvoiere si forfecare In calcule se neglijeaza influenta jocurilor si a deformatiilor elastice asupra repartitiei sarcinilor si se adopta schema de calcul din fig 20

a) Solicitare de forfecare

cu A ndash aria sectiunii de forfecare

b) Solicitari de contact

δas pentru strivirea intre bolt si tija

δas pentru strivirea intre bolt si furca

c) Solicitare de inconvoiere cu W ndash modul de rezistenta al boltului

Valorile pentru tensiunile admisibile sunt

22 Asamblari cu stifturi

Stifturile se folosesc in special pentru a fixa pozitia relativa a doua piese

In cazul solicitarilor mici stifturile se pot inlocui cu pene si bolturi care reprezinta solutii mai economice

Formele de baza utilizate sunt

- stifturi cilindrice

- stifturi conice

Fiecare din cele doua categorii pot fi netede sectionate tubulare sau filetate Formele constructive se prezinta in fig21 ndash cilindrice si fig22 ndash conice

Stifturile de centrare se folosesc perechi montate cat mai departe unul de altul Stifturile conice spre deosebire de cele cilindrice nu isi pierd efectul de strangere in urma unor montari si demontari repetate si se executa cu autofranare In anexa (A3) se prezinta exemple de utilizare a stifturilor conice si cilindrice

Materialele recomandate sunt OL50 OLC45 OLC17 OSC 8

Stifturile tubulare si cele spintecate se confectioneaza din otel de arc

cu

Stifturile sunt solicitate cu precadere la forfecare si solicitare de contact calculele fiind generate de relatiile deja cunoscute Astfel

-solicitare de forfecare cu

Se va tine seama de numarul sectiunilor de forfecare ndash solicitare de contact

pentru strivire intre stift si manson si

pentru strivire intre stift si arbore

In relatiile de mai sus cu

d ndash diametrul stiftului

In tabelul 5 se indica valorile admisibile pentru eforturile unitare Pa in ipoteza sarcinilor statice Pentru sarcini variabile valorile se caracterizeaza cu un coeficient k=07 ndash sarcini pulsatorii sau k=05 ndash sarcini alternant simetrice

Tabel 5

Material OL37 OL60 OL70 OLT Fonta100 150 180 825 675

85 125 150 - -

55 85 100 - -

3 Asamblari conice prin presare

Schema de principiu pentru o asamblare de acest gen este prezentata in fig 4 23

Forta radiala necesara pentru asigurarea transmiterii momentului de torsiune fara patinare este realizata fie prin exercitarea unei forte axiale cu ajutorul unei piulite in cazul imbinarilor fara autoblocare (2 Lgtρ) fie prin strangere proprie prin crearea unui ajustaj conic cu strangere

Fig 23

In tabelul 6 se fac recomandari pentru conicitati in functie de cuplul de materiale din asamblare

Pentru un element de portiune conica forta normal elementara se va calcula cu relatia

(27)

Tabelul 6

Cuplu de materiale

Asamblare cu autoblocare

Asamblare fara autoblocare

Conicitate Unghi inclinare

Conicitate Unghi inclinare

Otel otel

Otelfonta

Fontafonta

11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

5deg4238

2deg5145

20

30

50

1deg2556

5717

3423Otelbronz 11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

20

30

50

5deg4238

2deg5145

5717

3423

Otelaliaje aluminiu

15

1866

1666

1207

5deg4238

15deg

16deg42

22deg30

110

20

30

50

2deg5145

1deg2558

5717

3423

iar momentul de frecare elementar

(28)

In cazul unei presiuni constante pe suprafata de contact

(29)

Dar deci

Semnificatiile notatiilor din relatiile 27 28 si 29 se gasesc in fig 2

Pentru ca imbinarea sa transmita momentul Mt trebuie sa fie indeplinita conditia

sau

unde c ndash coeficient de siguranta

Se poate scrie

Din relatia de mai sus se poate obtine presiunea superficial minima

Aceasta presiune se realizeaza datorita unei forte axiale de presare care este conform fig 25

sau

Se poate usor deduce relatia fortei de deplasare

Avantajul principal al asamblarii conice prin presare este ca se pot realiza diferentele de diametre ale celor doua piese (butuc-arbore) la o cursa mica prin deplasarea axiala

Dezavantejele sunt

- dificultatea calcularii exacte a tensiunilor axiale radiale si tangentiale la ajustajele conice

- necesitatea realizarii unei conicitati riguros exacte la butuc si arbore

515 Sudabilitatea metalelor

Sudabilitatea este caracteristica ce determina aptitudinea metalelorin conditii de sudare datede a realize asamblari

Sudabilitatea este determinata de

- proprietatile metalului de baza

- tehnologia de sudare

- conceptia constructiva a elementelor constructiei

- caracterul si nivelul solicitarilor in timpul exploatarii

Referitor la sudabilitate se mai folosesc si alte notiuni derivateca siguranta la sudare si comportarea la sudare

Compozitia chimica este elemental ce influenteaza determinant comportarea la sudare Este motivul pentru carerespectarea retetei chimice devine obligatorie

In cazul laminatelor din oteluri carbon obisnuitese considera ca se asigura o comportare la sudare bunafara masuri specialedaca se respecta limitele din tabelul 52

Tabel 52

elem

val

C Mn MnSi Si P S

[] lt 025 lt 05 21 lt 02 lt 006 le 006

Elementul cu cea mai mare influenta asupra comportarii la sudareeste carbonulOdata cu cresterea continutului in carbon creste posibilitatea de calire fapt care se evidentiaza prin aparitia in zona de sudare a unor zone de duritate mare

In fig52 se prezinta variatia duritatii de-a lungul unei liniiintr-o sectiune perpendiculara pe directia de depunere a unui strat de sudura

Fig52

O variatie a duritatii ca cea din figura 52 este caracteristica pentru sudurile realizate pe material laminat la caldsau normalizat

Se observa ca valorile maxime ale duritatiicresc odata cu cresterea continutului de carbon De asemenease remarca marirea diferentei dintre duritatea maxima atinsa si duritatea materialului de baza

Cresterea continutului de carbon creste si pericolul formarii porilor in cusaturadatorita cresterii probabilitatii arderii carbonuluisi deci a formarii de compusi gazosi in baia de metal topit

Pentru a putea tine cont si de influenta cumulata a carbonului si a elementelor de aliereasupra sudabilitatiia fost necesara stabilirea unei metode cantitative de evidentiere a efectului studiat

S-a introdus astfelnotiunuea de carbon echivalent C exprimata printr-o relatie liniara intre concentratiile diferitelor elemente

In tabelul 53 sunt datedupa HARDEN si VOLDRICH limitele uzuale admise pentru Ce pentru care sudarea se face fara preincalzire

In afara de C si grosimea pieselor de studiatduritatea maxima admisa in zona influentata termicdepinde si de parametrii tehnologici

Astfel exista posibilitatea caprin adaptarea acestorala specificul otelului sudatsa se realizezeo micsorare a duritatii maxime

Tabel 53

Ce = C + Mn6 + (Cr + Mo + V)5 + (Ni + Cu)15Conditia satisfacuta Duritate

maxima

HV

Ce

Grosimea placii (mm)

6 12 25 50

Fara fisuri la sudare

350 060 050 045 045

Siguranta in exploatare

250 045 040 035 030

In figura 53 se observa influenta grosimii pieselor si avitezei de sudare asupra duritatii maxime din zona influentata termic

In functie de valoarea carbonului echivalent si de tipul electrodului folosi(acid sau basic) se determina cu ajutorul tabelului 5 un indice conventional de subunitate notat I

Tabel 54

Electrod acid Electrod basic I020 025 A

021 ndash 023 026 ndash 029 B024 ndash 027 030 ndash 035 C028 ndash 032 036 ndash 040 D033 ndash 038 041 ndash 045 E039 ndash 044 046 ndash 049 F

045 050 G

516 Clasificarea asamblarilor sudate

Asamblarile sudate pot fi realizate prin

- cusaturi cap la capsau

- cusaturi in colt

Simbolizarea asamblarilor sudate este prezentata in tabelul55

Tabel 55

Nr

Tipul

sudurii

Denumirea sudurii

Simbol Reprezentare Reprezentare simplificata

0 1 2 3 4 5 1 Sudura

cap la cap

Sudura in V

2 Sudura in V pe support

3

Sudura in U

4

Sudura in Y pe ambele parti

5

Sudura in U pe ambele parti

6

Sudura in colt

Sudura in colt

pe ambele parti

7 Sudura in colt

pe o parte

8 Sudura prin

suprapunere

Sudura in gaura

9 Sudura prin puncte

10

Sudura in linie

Reprezentareacotarea si notarea completa a sudurilor pe deseneeste reglementata de STAS 735-87

52Calculul imbinarilor sudate

In calculul imbinarilor sudate se folosesc aceleasi principii si metode ca in rezistenta materialelorConditia initiala care se pune este principiul de egala rezistentaadica imbinarile sudate sa aiba aceeasi rezistenta ca si restul constructiei

In acest modse evita supradimensionarile

521 Sudurile cap la cap

In figura 5 se prezinta o imbinare sudata cap la cap ce constituie sectiunea de calcul

Fig5

Lungimea cordonului de sudura -1- este determinata de lungimea tablelor care se studiaza

Datorita imperfectiunii cordoanelor de sudura la capete se considera ca lungime de calcul

l = ls ndash 2∙s (52)

Grosimea cusaturii -a- trebuie sa fie mai mare decat grosimea -s- a tablelor

Pentru materialul de baza forta maxima ce poate fi preluata cu incarcarea din figura este

F1 = ls ∙ s ∙ σa (53)

Forta maxima preluata de cordonul de sudura

F2 = l ∙ a ∙ σas (54)

Dar F1 = F2 deci l ∙ a ∙ σas = ls ∙ s ∙ σa

Se obtine

(55)

Deoarece ls gt l si σa gt σas intr-adevar a gt s

Practica recomanda pentru a

a = (12125) s (56)

Rezistentele admise ale cordonului - σas - comparativ cu materialul de baza - σa - sunt

- pentru tractiune σas = (0609) σa

- pentru compresiune σas = (0751) σa

Daca (fig54) sudura este solicitata si de moment un momentul incovoietor Mi atunci efortul unitar in cursatura va fi

Daca cordonul va fi supus simultan si fortei F si momentului Mi efortul unitar va fi

Pentru solicitarea la forfecare a sectiunii

528 Deformatii si tensiuni remanente

5281 Originea deformatiilor si tensiunilor remanente

Tensiunile remanente ce apar in piesele sudate se datoreaza variatiilor de temperatura la care este supusa piesa in timpul sudarii

Daca incalzirea si racirea se fac uniform in tot corpul piesei iar dilatarea si contractia sunt libere starile de eforturi si modificarile de volum cauzate de incalzire sunt reversibile la racire Conditiile de mai sus nu pot insa sa fie asigurate

Efectele incalzirii locale produse in timpul sudarii pot fi reversibile in situatia in care tensiunile provocate de incalzirea locala si neuniforma nu ar depasi limita de elasticitate a metalului

Trecandu-se in domeniul plastic metalul ramane dupa racire cu deformatii si tensiuni remanente

La asamblarea prin sudare a doua table din cauza aportului mare de caldura concentrata intr-o zona restransa se produc dilatari Dupa racire metalul depus se contracta antrenand si metalul de baza din vecinatate

Deformatiile care apar sunt insotite si de o stare tensionala de tensiuni remanente Daca grosimea tablelor este suficient de mica se pot neglija tensiunile perpendiculare pe

planul acestora ramanand tensiunile in lungul cusaturii- - si cele perpendicular pe

cusatura ndash -Aceste tensiuni sunt in echilibru deoarece nu sunt generate de forta exterioara

5282 Masuri pentru combaterea deformatiilor si tensiunilor remanente

Pentru ca piesa sa fie folosita in bune conditii in urma operatiei de sudare deformatiile si tensiunile trebuiesc inlaturate intr-o masura cat mai mare

Se prezinta cateva masuri ce au ca efect mentinerea deformatiilor si tensiunilor remanente la valori relativ mici nesuparatoare

-succesiunea corecta a executarii cusaturilor

Elementele ce se sudeaza se recomanda sa fie asezate astfel incat deplasarea acestora in timpul incalzirii si racirii sa se faca liber Astfel in cazul cusaturilor cap la cap tablele se vor aseza ca in fig 517

Fig 517

-Deformarea in sens opus

Pentru ca piesele ce se sudeaza sa revina la forma initiala acestea primesc o deformatie initiala corespunzatoare de sens contrar care se obtine mecanic cu ajutorul unor dispozitive ca cel din figura 518 sau prin incalzire cu flacara

1-Ghiare de deformare

2-Surub de actionare

3-Piesa de deformat

Fig 518

-Fixarea rigida a pieselor ce se imbina

Fixarea in dispozitive este folosita pentru impiedicarea deformatiilor la sudarea in serie mare

Dupa racire piesele isi pastreaza forma dar raman cu tensiuni remanente de valori mari Acestea se diminueaza cu unul din procedeele prezentate in continuare

-Preincalzirea

Determinarea temperaturii de preincalzire a pieselor ce se sudeaza se face de regula in functie de continutul de carbon

-Detensionarea

Detensionarea se recomanda cu precadere la sudarea otelurilor aliate sau a otelurilor carbon de dimensiuni mari

Diagrama de detensionare se prezinta in fig 519

Fig 519

529 Consideratii generale privind proiectarea constructiilor sudate

Proiectarea corecta a constructiilor sudate solicita pe de o parte stapanirea tuturor parametrilor procedeelor de sudare iar pe de alta parte acceptarea ca metoda de realizare a pieselor si a sudurii pe langa procedeele clasice (turnare forjare matritare etc)

Principiul de baza care guverneaza dimensionarea asamblarilor sudate este principiul de egala rezistenta

Se prezinta in continuare si alte principii ce stau la baza proiectarii constructiilor sudate

-asigurarea continuitatii fluxului liniilor de forte prin alegerea unei forme adecvate a pieselor

-marirea rigiditatii constructiilor sudate prin micsorarea lungimii libere a elementelor

-micsorarea tensiunilor datorate constructiei si a efectului de crestatura

-realizarea constructiilor simetrice pentru a minimaliza tensiunile interne

-la cordoanele de sudura solicitate din exterior sa nu existe grosimi sub 4 mm

-constructia sudata sa fie asamblata din parti componente cat mai mari pentru micsorarea numarului de cordoane

5291 Exemple contructive de imbinari sudate

In constructia de masini exista elemente realizate exclusiv prin sudare cum ar fi recipienti grinzi boghiuri etc

In fig 520 se prezinta un arbore cotit realizat prin sudura

In fig 521 este prezentata o roata dintata realizata prin sudura

In fig 522 este prezentata o carcasa de reductor realizata prin sudura

Fig 520 Fig 521

Fig 522

53 Asamblari nituite

531 Generalitati descriere clasificare

Nituirea face parte din categoria asamblarilor nedemontabile Odata cu dezvoltarea procedeelor de sudare nituirea si-a restrans aria de raspandire in momentul de fata utilizandu-se

- la piesele supuse la sarcini variabile unde sudura este inca un procedeu nesigur

- piese din aliaje usoare din domeniul aviatiei

- piese din materiale greu sudabile

Forma generala a unui nit este prezentata in fig523 El se compune din

- tija nitului -1

- capul fix -2

-capul de inchidere -3

Intre nit si piesele ce urmeaza a fi asamblate se lasa un joc de diametru - j -

Formarea capului nitului care se mai numeste si operatie de nituire se poate face

- la rece ndash cand diametrele sunt de maxim 12 mm

- la cald - cand diametrul nitului depaseste 12mm

Din punct de vedere constructiv exista mai multe solutii constructive atat pentru Formarea tijei cat si pentru cap

Tija nitului poate fi plina ndash fig 522 sau tubulara Aceasta se foloseste la diametre cuprinse in game 4 ndash 20 mm si cu o grosime a peretelui de 025- 15 mm fiind foarte utilizate in aviatie mecanica fina si industrie usoara

Dupa Forma capului se intalnesc

a) cap semirotund - fig52 a - sunt cele mai utilizate Este usor de realizat dar este voluminos si citeodata greu de amplasat in imbinare

b)

cap inecat ndash fig52b - necesita prelucrari suplimentare la piesele ce urmeaza a fi imbinate Rezistenta capului este slaba in raport cu tija aceluiasi nit

Fig52

c) cap plat - fig52c - cu o gama restransa de utilizare ndash dogarie

d) cap tronconic - fig52 d - din punct de vedere al rezistentei corespund foarte bine dar cu o tehnologie destul de greoaie

e) cap semiinecat - fig52e - imbina avantajul rezistentei nitului cu cap semirotund cu avantajul ocuparii unui spatiu restrans al capului inecat

f) cap tronconic si semiinecat - fig52f - sunt utilizate ca nituri de rezistenta ndash etansare Aduna dezavantajele de la ambele tipuri ndash cap tronconic si inecat

a

b

c

d

e

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

Tabelul 3

Tip imbinare PanaTip Denumire

1 Imbinari prin strangere

Pene inclinate Fara nas Pana inclinata A

Pana inclinata B

Pana inclinata C

Cu nas Pana inclinata cu

nasPene inclinate

subtiriFara nas

Cu nasPene inclinate

concaveFara nas

Cu nasPene tangentiale Pentru solicitari

constantePene

tangentialePentru solicitari

variabile2 Imbinari fara

strangerePene paralele Obisnuite Pana

paralela APana

paralela BPana

paralela CSubtiri

Pana paralela cu

gauri de fixare

Pene disc Pana disc

131 ELEMENTE DE CALCUL

a) Calculul asamblarilor cu pene inclinate

Datorita inclinarii penei sub actiunea fortei de introducere F (figura 8) se creeaza forta de strangere Fr ce produce o reactiune intre butuc si arbore pe partea opusa

In stare de repaos Fr se poate considera uniform repartizata pe latimea penei ndash figura 9a

Sub actiunea momentului motor Mt si a celui rezistent Mr apare tendinta de rotire dintre butuc si arbore In aceste conditii luand in considerare si fortele de frecare starea de repartizare a presiunilor pe latimea penei se modifica ndash figura 9b

In calcule se neglijeaza fortele de frecare si se considera o repartitie triunghiulara ndash figura 9c

Fig 8

Fig 9

a1) Pana inclinata

In ipoteza ca pana asigura strangerea radiala necesara schema de calcul este cea din figura 10

Fig 10

Mt = Fr x + μFr y + frac12 dFf unde (8)

Fr = frac12 blp p ndash presiunea de contact

l ndash lungimea penei

Daca x = b y = d Ff = μFr atunci

Mt = blp b + μ blp d + dμ blp

Mt = bsup2lp + μ bldp + μ bldp

Mt = bsup2lp + μ blpd

In final Mt = blp (9)

Mt ndash moment de torsiune transmisibil

Deoarece penele sunt standardizate ele se aleg si se verifica nu se dimensioneaza

Verificarea se face in doua moduri

- calculand cu relatia 9 pe Mt care se compara cu momentul transmis in realitate sau

- se verifica presiunea de contact cu relatia

pa (10)

a2) Pana inclinata subtire

In fig 11 se reprezinta repartizarea fortelor

In aceleasi conditii adica

Se obtine relatia de calcul 9

Verificarea la presiunea de contact se face cu relatia 10

Momentul transmisibil reprezinta aprox 40 din momentul pe il poate transmite arborele

a3) Pana inclinata concava

Forta de strangere se repartizeaza uniform pe latimea penei

(11)

Momentul transmisibil se calculeaza cu relatia

(12)

a4) Pene tangentiale

Schema de calcul se reprezinta in fig 12

Daca Ft ndash forta periferica corespunzatoare momentului transmis neglijand forta de stragere initiala Fr valoarea momentului transmisibil va fi

(13)

In relatia 13 l - lungimea penei

b) Indicatii privind pozitia penelor longitudinal cu strangere

In cazul cand o singura pana nu poate transmite momentul dat sau cand lungimea necesara pentru o singura pana ar depasi valorile recomandate 1lt(15-2)d se utilizeaza montarea mai multor pene

Utilizarea a doua sau trei pene cu strangere nu inseamna dublarea sau triplarea momentului de strangere deoarece reactiunea rezultanta intre butuc si arbore nu creste in aceeasi masura (fig 13)

Fig 13

Pozitia cea mai buna atat pentru solidarizarea butucului cu arborele cat si pentru

ovalizare minima este

c) Calculul asamblarilor cu pene paralele

Penele paralele se monteaza in locasul lor cu joc radial (fig 14)

Fig 14

Din acest motiv momentul este preluat si transmis doar de fetele laterale

Schema de solicitare a unei pene paralele in functie de sensul de rotire al arborelului este prezentata in figura 15a

Fig 15a

Momentul transmis se poate calcula cu relatia

Mt=yFt sau daca

Mt= dFt

Aceeasi relatie se poate scrie si in functie de presiunea de contact

Mt=ypA unde y - distanta fata de punctual de aplicare a fortei

P ndash presiunea unitara

A ndash suprafata ce transmite moment

Dar y A hl deci

Mt= hlpd

In fig15b se prezinta repartizarea neuniforma a eforturilor de suprafetele de contact

Neuniformitatea se formeaza pe de o parte datorita tendintei de scoatere a penei din locas iar pe de alta parte datorita existentei fortelor de frecare dintre suprafetele in contact

Fig 15b

Penele paralele se verifica la presiunea de contact si forfecare cu relatiile

Pef= Pa

Ъef= Ъaf

d)Calculul asamblarilor cu pene disc

O asamblare cu pana disc este prezentata in fig16

Momentul Mt transmisibil se calculeaza cu relatia

Pana este solicitata preponderent la presiunea de contact pe suprafata si la forfecarea pe

sectiunea

In tabelul 4 se dau valorile pentru presiunile de contact admisibile pentru calculul asamblarilor cu pene longitudinale

Tabelul 4

Material

Presiunea admisibila - sarcina

statica

N

pulsatorie

N

alternativa

N

Otel forjat

100divide150 70 100 35 50

Otel aliat cu Ni

100 150 70 100 35 50

Fonta 70 80 45 55 22 28

2 Asamblari cu bolturi si stifturi

21 Asamblari cu bolturi

Bolturile sunt organe de masini in forma cilindrica folosite ca elemente de legatura in articulatii Se construiesc in doua variante de baza

-bolturi cu cap in doua variante A si B ndash fig 17

-bolturi fara cap tot in doua variante ndash fig 18

In constructia de masini se folosesc si alte variante constructive de bolturi cateva dintre acestea fiind prezentate in fig 19

Ca materiale se recomanda OL50 OLC35 OLC45 in funtie de solicitari

Bolturile sunt solicitate la strivire inconvoiere si forfecare In calcule se neglijeaza influenta jocurilor si a deformatiilor elastice asupra repartitiei sarcinilor si se adopta schema de calcul din fig 20

a) Solicitare de forfecare

cu A ndash aria sectiunii de forfecare

b) Solicitari de contact

δas pentru strivirea intre bolt si tija

δas pentru strivirea intre bolt si furca

c) Solicitare de inconvoiere cu W ndash modul de rezistenta al boltului

Valorile pentru tensiunile admisibile sunt

22 Asamblari cu stifturi

Stifturile se folosesc in special pentru a fixa pozitia relativa a doua piese

In cazul solicitarilor mici stifturile se pot inlocui cu pene si bolturi care reprezinta solutii mai economice

Formele de baza utilizate sunt

- stifturi cilindrice

- stifturi conice

Fiecare din cele doua categorii pot fi netede sectionate tubulare sau filetate Formele constructive se prezinta in fig21 ndash cilindrice si fig22 ndash conice

Stifturile de centrare se folosesc perechi montate cat mai departe unul de altul Stifturile conice spre deosebire de cele cilindrice nu isi pierd efectul de strangere in urma unor montari si demontari repetate si se executa cu autofranare In anexa (A3) se prezinta exemple de utilizare a stifturilor conice si cilindrice

Materialele recomandate sunt OL50 OLC45 OLC17 OSC 8

Stifturile tubulare si cele spintecate se confectioneaza din otel de arc

cu

Stifturile sunt solicitate cu precadere la forfecare si solicitare de contact calculele fiind generate de relatiile deja cunoscute Astfel

-solicitare de forfecare cu

Se va tine seama de numarul sectiunilor de forfecare ndash solicitare de contact

pentru strivire intre stift si manson si

pentru strivire intre stift si arbore

In relatiile de mai sus cu

d ndash diametrul stiftului

In tabelul 5 se indica valorile admisibile pentru eforturile unitare Pa in ipoteza sarcinilor statice Pentru sarcini variabile valorile se caracterizeaza cu un coeficient k=07 ndash sarcini pulsatorii sau k=05 ndash sarcini alternant simetrice

Tabel 5

Material OL37 OL60 OL70 OLT Fonta100 150 180 825 675

85 125 150 - -

55 85 100 - -

3 Asamblari conice prin presare

Schema de principiu pentru o asamblare de acest gen este prezentata in fig 4 23

Forta radiala necesara pentru asigurarea transmiterii momentului de torsiune fara patinare este realizata fie prin exercitarea unei forte axiale cu ajutorul unei piulite in cazul imbinarilor fara autoblocare (2 Lgtρ) fie prin strangere proprie prin crearea unui ajustaj conic cu strangere

Fig 23

In tabelul 6 se fac recomandari pentru conicitati in functie de cuplul de materiale din asamblare

Pentru un element de portiune conica forta normal elementara se va calcula cu relatia

(27)

Tabelul 6

Cuplu de materiale

Asamblare cu autoblocare

Asamblare fara autoblocare

Conicitate Unghi inclinare

Conicitate Unghi inclinare

Otel otel

Otelfonta

Fontafonta

11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

5deg4238

2deg5145

20

30

50

1deg2556

5717

3423Otelbronz 11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

20

30

50

5deg4238

2deg5145

5717

3423

Otelaliaje aluminiu

15

1866

1666

1207

5deg4238

15deg

16deg42

22deg30

110

20

30

50

2deg5145

1deg2558

5717

3423

iar momentul de frecare elementar

(28)

In cazul unei presiuni constante pe suprafata de contact

(29)

Dar deci

Semnificatiile notatiilor din relatiile 27 28 si 29 se gasesc in fig 2

Pentru ca imbinarea sa transmita momentul Mt trebuie sa fie indeplinita conditia

sau

unde c ndash coeficient de siguranta

Se poate scrie

Din relatia de mai sus se poate obtine presiunea superficial minima

Aceasta presiune se realizeaza datorita unei forte axiale de presare care este conform fig 25

sau

Se poate usor deduce relatia fortei de deplasare

Avantajul principal al asamblarii conice prin presare este ca se pot realiza diferentele de diametre ale celor doua piese (butuc-arbore) la o cursa mica prin deplasarea axiala

Dezavantejele sunt

- dificultatea calcularii exacte a tensiunilor axiale radiale si tangentiale la ajustajele conice

- necesitatea realizarii unei conicitati riguros exacte la butuc si arbore

515 Sudabilitatea metalelor

Sudabilitatea este caracteristica ce determina aptitudinea metalelorin conditii de sudare datede a realize asamblari

Sudabilitatea este determinata de

- proprietatile metalului de baza

- tehnologia de sudare

- conceptia constructiva a elementelor constructiei

- caracterul si nivelul solicitarilor in timpul exploatarii

Referitor la sudabilitate se mai folosesc si alte notiuni derivateca siguranta la sudare si comportarea la sudare

Compozitia chimica este elemental ce influenteaza determinant comportarea la sudare Este motivul pentru carerespectarea retetei chimice devine obligatorie

In cazul laminatelor din oteluri carbon obisnuitese considera ca se asigura o comportare la sudare bunafara masuri specialedaca se respecta limitele din tabelul 52

Tabel 52

elem

val

C Mn MnSi Si P S

[] lt 025 lt 05 21 lt 02 lt 006 le 006

Elementul cu cea mai mare influenta asupra comportarii la sudareeste carbonulOdata cu cresterea continutului in carbon creste posibilitatea de calire fapt care se evidentiaza prin aparitia in zona de sudare a unor zone de duritate mare

In fig52 se prezinta variatia duritatii de-a lungul unei liniiintr-o sectiune perpendiculara pe directia de depunere a unui strat de sudura

Fig52

O variatie a duritatii ca cea din figura 52 este caracteristica pentru sudurile realizate pe material laminat la caldsau normalizat

Se observa ca valorile maxime ale duritatiicresc odata cu cresterea continutului de carbon De asemenease remarca marirea diferentei dintre duritatea maxima atinsa si duritatea materialului de baza

Cresterea continutului de carbon creste si pericolul formarii porilor in cusaturadatorita cresterii probabilitatii arderii carbonuluisi deci a formarii de compusi gazosi in baia de metal topit

Pentru a putea tine cont si de influenta cumulata a carbonului si a elementelor de aliereasupra sudabilitatiia fost necesara stabilirea unei metode cantitative de evidentiere a efectului studiat

S-a introdus astfelnotiunuea de carbon echivalent C exprimata printr-o relatie liniara intre concentratiile diferitelor elemente

In tabelul 53 sunt datedupa HARDEN si VOLDRICH limitele uzuale admise pentru Ce pentru care sudarea se face fara preincalzire

In afara de C si grosimea pieselor de studiatduritatea maxima admisa in zona influentata termicdepinde si de parametrii tehnologici

Astfel exista posibilitatea caprin adaptarea acestorala specificul otelului sudatsa se realizezeo micsorare a duritatii maxime

Tabel 53

Ce = C + Mn6 + (Cr + Mo + V)5 + (Ni + Cu)15Conditia satisfacuta Duritate

maxima

HV

Ce

Grosimea placii (mm)

6 12 25 50

Fara fisuri la sudare

350 060 050 045 045

Siguranta in exploatare

250 045 040 035 030

In figura 53 se observa influenta grosimii pieselor si avitezei de sudare asupra duritatii maxime din zona influentata termic

In functie de valoarea carbonului echivalent si de tipul electrodului folosi(acid sau basic) se determina cu ajutorul tabelului 5 un indice conventional de subunitate notat I

Tabel 54

Electrod acid Electrod basic I020 025 A

021 ndash 023 026 ndash 029 B024 ndash 027 030 ndash 035 C028 ndash 032 036 ndash 040 D033 ndash 038 041 ndash 045 E039 ndash 044 046 ndash 049 F

045 050 G

516 Clasificarea asamblarilor sudate

Asamblarile sudate pot fi realizate prin

- cusaturi cap la capsau

- cusaturi in colt

Simbolizarea asamblarilor sudate este prezentata in tabelul55

Tabel 55

Nr

Tipul

sudurii

Denumirea sudurii

Simbol Reprezentare Reprezentare simplificata

0 1 2 3 4 5 1 Sudura

cap la cap

Sudura in V

2 Sudura in V pe support

3

Sudura in U

4

Sudura in Y pe ambele parti

5

Sudura in U pe ambele parti

6

Sudura in colt

Sudura in colt

pe ambele parti

7 Sudura in colt

pe o parte

8 Sudura prin

suprapunere

Sudura in gaura

9 Sudura prin puncte

10

Sudura in linie

Reprezentareacotarea si notarea completa a sudurilor pe deseneeste reglementata de STAS 735-87

52Calculul imbinarilor sudate

In calculul imbinarilor sudate se folosesc aceleasi principii si metode ca in rezistenta materialelorConditia initiala care se pune este principiul de egala rezistentaadica imbinarile sudate sa aiba aceeasi rezistenta ca si restul constructiei

In acest modse evita supradimensionarile

521 Sudurile cap la cap

In figura 5 se prezinta o imbinare sudata cap la cap ce constituie sectiunea de calcul

Fig5

Lungimea cordonului de sudura -1- este determinata de lungimea tablelor care se studiaza

Datorita imperfectiunii cordoanelor de sudura la capete se considera ca lungime de calcul

l = ls ndash 2∙s (52)

Grosimea cusaturii -a- trebuie sa fie mai mare decat grosimea -s- a tablelor

Pentru materialul de baza forta maxima ce poate fi preluata cu incarcarea din figura este

F1 = ls ∙ s ∙ σa (53)

Forta maxima preluata de cordonul de sudura

F2 = l ∙ a ∙ σas (54)

Dar F1 = F2 deci l ∙ a ∙ σas = ls ∙ s ∙ σa

Se obtine

(55)

Deoarece ls gt l si σa gt σas intr-adevar a gt s

Practica recomanda pentru a

a = (12125) s (56)

Rezistentele admise ale cordonului - σas - comparativ cu materialul de baza - σa - sunt

- pentru tractiune σas = (0609) σa

- pentru compresiune σas = (0751) σa

Daca (fig54) sudura este solicitata si de moment un momentul incovoietor Mi atunci efortul unitar in cursatura va fi

Daca cordonul va fi supus simultan si fortei F si momentului Mi efortul unitar va fi

Pentru solicitarea la forfecare a sectiunii

528 Deformatii si tensiuni remanente

5281 Originea deformatiilor si tensiunilor remanente

Tensiunile remanente ce apar in piesele sudate se datoreaza variatiilor de temperatura la care este supusa piesa in timpul sudarii

Daca incalzirea si racirea se fac uniform in tot corpul piesei iar dilatarea si contractia sunt libere starile de eforturi si modificarile de volum cauzate de incalzire sunt reversibile la racire Conditiile de mai sus nu pot insa sa fie asigurate

Efectele incalzirii locale produse in timpul sudarii pot fi reversibile in situatia in care tensiunile provocate de incalzirea locala si neuniforma nu ar depasi limita de elasticitate a metalului

Trecandu-se in domeniul plastic metalul ramane dupa racire cu deformatii si tensiuni remanente

La asamblarea prin sudare a doua table din cauza aportului mare de caldura concentrata intr-o zona restransa se produc dilatari Dupa racire metalul depus se contracta antrenand si metalul de baza din vecinatate

Deformatiile care apar sunt insotite si de o stare tensionala de tensiuni remanente Daca grosimea tablelor este suficient de mica se pot neglija tensiunile perpendiculare pe

planul acestora ramanand tensiunile in lungul cusaturii- - si cele perpendicular pe

cusatura ndash -Aceste tensiuni sunt in echilibru deoarece nu sunt generate de forta exterioara

5282 Masuri pentru combaterea deformatiilor si tensiunilor remanente

Pentru ca piesa sa fie folosita in bune conditii in urma operatiei de sudare deformatiile si tensiunile trebuiesc inlaturate intr-o masura cat mai mare

Se prezinta cateva masuri ce au ca efect mentinerea deformatiilor si tensiunilor remanente la valori relativ mici nesuparatoare

-succesiunea corecta a executarii cusaturilor

Elementele ce se sudeaza se recomanda sa fie asezate astfel incat deplasarea acestora in timpul incalzirii si racirii sa se faca liber Astfel in cazul cusaturilor cap la cap tablele se vor aseza ca in fig 517

Fig 517

-Deformarea in sens opus

Pentru ca piesele ce se sudeaza sa revina la forma initiala acestea primesc o deformatie initiala corespunzatoare de sens contrar care se obtine mecanic cu ajutorul unor dispozitive ca cel din figura 518 sau prin incalzire cu flacara

1-Ghiare de deformare

2-Surub de actionare

3-Piesa de deformat

Fig 518

-Fixarea rigida a pieselor ce se imbina

Fixarea in dispozitive este folosita pentru impiedicarea deformatiilor la sudarea in serie mare

Dupa racire piesele isi pastreaza forma dar raman cu tensiuni remanente de valori mari Acestea se diminueaza cu unul din procedeele prezentate in continuare

-Preincalzirea

Determinarea temperaturii de preincalzire a pieselor ce se sudeaza se face de regula in functie de continutul de carbon

-Detensionarea

Detensionarea se recomanda cu precadere la sudarea otelurilor aliate sau a otelurilor carbon de dimensiuni mari

Diagrama de detensionare se prezinta in fig 519

Fig 519

529 Consideratii generale privind proiectarea constructiilor sudate

Proiectarea corecta a constructiilor sudate solicita pe de o parte stapanirea tuturor parametrilor procedeelor de sudare iar pe de alta parte acceptarea ca metoda de realizare a pieselor si a sudurii pe langa procedeele clasice (turnare forjare matritare etc)

Principiul de baza care guverneaza dimensionarea asamblarilor sudate este principiul de egala rezistenta

Se prezinta in continuare si alte principii ce stau la baza proiectarii constructiilor sudate

-asigurarea continuitatii fluxului liniilor de forte prin alegerea unei forme adecvate a pieselor

-marirea rigiditatii constructiilor sudate prin micsorarea lungimii libere a elementelor

-micsorarea tensiunilor datorate constructiei si a efectului de crestatura

-realizarea constructiilor simetrice pentru a minimaliza tensiunile interne

-la cordoanele de sudura solicitate din exterior sa nu existe grosimi sub 4 mm

-constructia sudata sa fie asamblata din parti componente cat mai mari pentru micsorarea numarului de cordoane

5291 Exemple contructive de imbinari sudate

In constructia de masini exista elemente realizate exclusiv prin sudare cum ar fi recipienti grinzi boghiuri etc

In fig 520 se prezinta un arbore cotit realizat prin sudura

In fig 521 este prezentata o roata dintata realizata prin sudura

In fig 522 este prezentata o carcasa de reductor realizata prin sudura

Fig 520 Fig 521

Fig 522

53 Asamblari nituite

531 Generalitati descriere clasificare

Nituirea face parte din categoria asamblarilor nedemontabile Odata cu dezvoltarea procedeelor de sudare nituirea si-a restrans aria de raspandire in momentul de fata utilizandu-se

- la piesele supuse la sarcini variabile unde sudura este inca un procedeu nesigur

- piese din aliaje usoare din domeniul aviatiei

- piese din materiale greu sudabile

Forma generala a unui nit este prezentata in fig523 El se compune din

- tija nitului -1

- capul fix -2

-capul de inchidere -3

Intre nit si piesele ce urmeaza a fi asamblate se lasa un joc de diametru - j -

Formarea capului nitului care se mai numeste si operatie de nituire se poate face

- la rece ndash cand diametrele sunt de maxim 12 mm

- la cald - cand diametrul nitului depaseste 12mm

Din punct de vedere constructiv exista mai multe solutii constructive atat pentru Formarea tijei cat si pentru cap

Tija nitului poate fi plina ndash fig 522 sau tubulara Aceasta se foloseste la diametre cuprinse in game 4 ndash 20 mm si cu o grosime a peretelui de 025- 15 mm fiind foarte utilizate in aviatie mecanica fina si industrie usoara

Dupa Forma capului se intalnesc

a) cap semirotund - fig52 a - sunt cele mai utilizate Este usor de realizat dar este voluminos si citeodata greu de amplasat in imbinare

b)

cap inecat ndash fig52b - necesita prelucrari suplimentare la piesele ce urmeaza a fi imbinate Rezistenta capului este slaba in raport cu tija aceluiasi nit

Fig52

c) cap plat - fig52c - cu o gama restransa de utilizare ndash dogarie

d) cap tronconic - fig52 d - din punct de vedere al rezistentei corespund foarte bine dar cu o tehnologie destul de greoaie

e) cap semiinecat - fig52e - imbina avantajul rezistentei nitului cu cap semirotund cu avantajul ocuparii unui spatiu restrans al capului inecat

f) cap tronconic si semiinecat - fig52f - sunt utilizate ca nituri de rezistenta ndash etansare Aduna dezavantajele de la ambele tipuri ndash cap tronconic si inecat

a

b

c

d

e

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

Sub actiunea momentului motor Mt si a celui rezistent Mr apare tendinta de rotire dintre butuc si arbore In aceste conditii luand in considerare si fortele de frecare starea de repartizare a presiunilor pe latimea penei se modifica ndash figura 9b

In calcule se neglijeaza fortele de frecare si se considera o repartitie triunghiulara ndash figura 9c

Fig 8

Fig 9

a1) Pana inclinata

In ipoteza ca pana asigura strangerea radiala necesara schema de calcul este cea din figura 10

Fig 10

Mt = Fr x + μFr y + frac12 dFf unde (8)

Fr = frac12 blp p ndash presiunea de contact

l ndash lungimea penei

Daca x = b y = d Ff = μFr atunci

Mt = blp b + μ blp d + dμ blp

Mt = bsup2lp + μ bldp + μ bldp

Mt = bsup2lp + μ blpd

In final Mt = blp (9)

Mt ndash moment de torsiune transmisibil

Deoarece penele sunt standardizate ele se aleg si se verifica nu se dimensioneaza

Verificarea se face in doua moduri

- calculand cu relatia 9 pe Mt care se compara cu momentul transmis in realitate sau

- se verifica presiunea de contact cu relatia

pa (10)

a2) Pana inclinata subtire

In fig 11 se reprezinta repartizarea fortelor

In aceleasi conditii adica

Se obtine relatia de calcul 9

Verificarea la presiunea de contact se face cu relatia 10

Momentul transmisibil reprezinta aprox 40 din momentul pe il poate transmite arborele

a3) Pana inclinata concava

Forta de strangere se repartizeaza uniform pe latimea penei

(11)

Momentul transmisibil se calculeaza cu relatia

(12)

a4) Pene tangentiale

Schema de calcul se reprezinta in fig 12

Daca Ft ndash forta periferica corespunzatoare momentului transmis neglijand forta de stragere initiala Fr valoarea momentului transmisibil va fi

(13)

In relatia 13 l - lungimea penei

b) Indicatii privind pozitia penelor longitudinal cu strangere

In cazul cand o singura pana nu poate transmite momentul dat sau cand lungimea necesara pentru o singura pana ar depasi valorile recomandate 1lt(15-2)d se utilizeaza montarea mai multor pene

Utilizarea a doua sau trei pene cu strangere nu inseamna dublarea sau triplarea momentului de strangere deoarece reactiunea rezultanta intre butuc si arbore nu creste in aceeasi masura (fig 13)

Fig 13

Pozitia cea mai buna atat pentru solidarizarea butucului cu arborele cat si pentru

ovalizare minima este

c) Calculul asamblarilor cu pene paralele

Penele paralele se monteaza in locasul lor cu joc radial (fig 14)

Fig 14

Din acest motiv momentul este preluat si transmis doar de fetele laterale

Schema de solicitare a unei pene paralele in functie de sensul de rotire al arborelului este prezentata in figura 15a

Fig 15a

Momentul transmis se poate calcula cu relatia

Mt=yFt sau daca

Mt= dFt

Aceeasi relatie se poate scrie si in functie de presiunea de contact

Mt=ypA unde y - distanta fata de punctual de aplicare a fortei

P ndash presiunea unitara

A ndash suprafata ce transmite moment

Dar y A hl deci

Mt= hlpd

In fig15b se prezinta repartizarea neuniforma a eforturilor de suprafetele de contact

Neuniformitatea se formeaza pe de o parte datorita tendintei de scoatere a penei din locas iar pe de alta parte datorita existentei fortelor de frecare dintre suprafetele in contact

Fig 15b

Penele paralele se verifica la presiunea de contact si forfecare cu relatiile

Pef= Pa

Ъef= Ъaf

d)Calculul asamblarilor cu pene disc

O asamblare cu pana disc este prezentata in fig16

Momentul Mt transmisibil se calculeaza cu relatia

Pana este solicitata preponderent la presiunea de contact pe suprafata si la forfecarea pe

sectiunea

In tabelul 4 se dau valorile pentru presiunile de contact admisibile pentru calculul asamblarilor cu pene longitudinale

Tabelul 4

Material

Presiunea admisibila - sarcina

statica

N

pulsatorie

N

alternativa

N

Otel forjat

100divide150 70 100 35 50

Otel aliat cu Ni

100 150 70 100 35 50

Fonta 70 80 45 55 22 28

2 Asamblari cu bolturi si stifturi

21 Asamblari cu bolturi

Bolturile sunt organe de masini in forma cilindrica folosite ca elemente de legatura in articulatii Se construiesc in doua variante de baza

-bolturi cu cap in doua variante A si B ndash fig 17

-bolturi fara cap tot in doua variante ndash fig 18

In constructia de masini se folosesc si alte variante constructive de bolturi cateva dintre acestea fiind prezentate in fig 19

Ca materiale se recomanda OL50 OLC35 OLC45 in funtie de solicitari

Bolturile sunt solicitate la strivire inconvoiere si forfecare In calcule se neglijeaza influenta jocurilor si a deformatiilor elastice asupra repartitiei sarcinilor si se adopta schema de calcul din fig 20

a) Solicitare de forfecare

cu A ndash aria sectiunii de forfecare

b) Solicitari de contact

δas pentru strivirea intre bolt si tija

δas pentru strivirea intre bolt si furca

c) Solicitare de inconvoiere cu W ndash modul de rezistenta al boltului

Valorile pentru tensiunile admisibile sunt

22 Asamblari cu stifturi

Stifturile se folosesc in special pentru a fixa pozitia relativa a doua piese

In cazul solicitarilor mici stifturile se pot inlocui cu pene si bolturi care reprezinta solutii mai economice

Formele de baza utilizate sunt

- stifturi cilindrice

- stifturi conice

Fiecare din cele doua categorii pot fi netede sectionate tubulare sau filetate Formele constructive se prezinta in fig21 ndash cilindrice si fig22 ndash conice

Stifturile de centrare se folosesc perechi montate cat mai departe unul de altul Stifturile conice spre deosebire de cele cilindrice nu isi pierd efectul de strangere in urma unor montari si demontari repetate si se executa cu autofranare In anexa (A3) se prezinta exemple de utilizare a stifturilor conice si cilindrice

Materialele recomandate sunt OL50 OLC45 OLC17 OSC 8

Stifturile tubulare si cele spintecate se confectioneaza din otel de arc

cu

Stifturile sunt solicitate cu precadere la forfecare si solicitare de contact calculele fiind generate de relatiile deja cunoscute Astfel

-solicitare de forfecare cu

Se va tine seama de numarul sectiunilor de forfecare ndash solicitare de contact

pentru strivire intre stift si manson si

pentru strivire intre stift si arbore

In relatiile de mai sus cu

d ndash diametrul stiftului

In tabelul 5 se indica valorile admisibile pentru eforturile unitare Pa in ipoteza sarcinilor statice Pentru sarcini variabile valorile se caracterizeaza cu un coeficient k=07 ndash sarcini pulsatorii sau k=05 ndash sarcini alternant simetrice

Tabel 5

Material OL37 OL60 OL70 OLT Fonta100 150 180 825 675

85 125 150 - -

55 85 100 - -

3 Asamblari conice prin presare

Schema de principiu pentru o asamblare de acest gen este prezentata in fig 4 23

Forta radiala necesara pentru asigurarea transmiterii momentului de torsiune fara patinare este realizata fie prin exercitarea unei forte axiale cu ajutorul unei piulite in cazul imbinarilor fara autoblocare (2 Lgtρ) fie prin strangere proprie prin crearea unui ajustaj conic cu strangere

Fig 23

In tabelul 6 se fac recomandari pentru conicitati in functie de cuplul de materiale din asamblare

Pentru un element de portiune conica forta normal elementara se va calcula cu relatia

(27)

Tabelul 6

Cuplu de materiale

Asamblare cu autoblocare

Asamblare fara autoblocare

Conicitate Unghi inclinare

Conicitate Unghi inclinare

Otel otel

Otelfonta

Fontafonta

11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

5deg4238

2deg5145

20

30

50

1deg2556

5717

3423Otelbronz 11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

20

30

50

5deg4238

2deg5145

5717

3423

Otelaliaje aluminiu

15

1866

1666

1207

5deg4238

15deg

16deg42

22deg30

110

20

30

50

2deg5145

1deg2558

5717

3423

iar momentul de frecare elementar

(28)

In cazul unei presiuni constante pe suprafata de contact

(29)

Dar deci

Semnificatiile notatiilor din relatiile 27 28 si 29 se gasesc in fig 2

Pentru ca imbinarea sa transmita momentul Mt trebuie sa fie indeplinita conditia

sau

unde c ndash coeficient de siguranta

Se poate scrie

Din relatia de mai sus se poate obtine presiunea superficial minima

Aceasta presiune se realizeaza datorita unei forte axiale de presare care este conform fig 25

sau

Se poate usor deduce relatia fortei de deplasare

Avantajul principal al asamblarii conice prin presare este ca se pot realiza diferentele de diametre ale celor doua piese (butuc-arbore) la o cursa mica prin deplasarea axiala

Dezavantejele sunt

- dificultatea calcularii exacte a tensiunilor axiale radiale si tangentiale la ajustajele conice

- necesitatea realizarii unei conicitati riguros exacte la butuc si arbore

515 Sudabilitatea metalelor

Sudabilitatea este caracteristica ce determina aptitudinea metalelorin conditii de sudare datede a realize asamblari

Sudabilitatea este determinata de

- proprietatile metalului de baza

- tehnologia de sudare

- conceptia constructiva a elementelor constructiei

- caracterul si nivelul solicitarilor in timpul exploatarii

Referitor la sudabilitate se mai folosesc si alte notiuni derivateca siguranta la sudare si comportarea la sudare

Compozitia chimica este elemental ce influenteaza determinant comportarea la sudare Este motivul pentru carerespectarea retetei chimice devine obligatorie

In cazul laminatelor din oteluri carbon obisnuitese considera ca se asigura o comportare la sudare bunafara masuri specialedaca se respecta limitele din tabelul 52

Tabel 52

elem

val

C Mn MnSi Si P S

[] lt 025 lt 05 21 lt 02 lt 006 le 006

Elementul cu cea mai mare influenta asupra comportarii la sudareeste carbonulOdata cu cresterea continutului in carbon creste posibilitatea de calire fapt care se evidentiaza prin aparitia in zona de sudare a unor zone de duritate mare

In fig52 se prezinta variatia duritatii de-a lungul unei liniiintr-o sectiune perpendiculara pe directia de depunere a unui strat de sudura

Fig52

O variatie a duritatii ca cea din figura 52 este caracteristica pentru sudurile realizate pe material laminat la caldsau normalizat

Se observa ca valorile maxime ale duritatiicresc odata cu cresterea continutului de carbon De asemenease remarca marirea diferentei dintre duritatea maxima atinsa si duritatea materialului de baza

Cresterea continutului de carbon creste si pericolul formarii porilor in cusaturadatorita cresterii probabilitatii arderii carbonuluisi deci a formarii de compusi gazosi in baia de metal topit

Pentru a putea tine cont si de influenta cumulata a carbonului si a elementelor de aliereasupra sudabilitatiia fost necesara stabilirea unei metode cantitative de evidentiere a efectului studiat

S-a introdus astfelnotiunuea de carbon echivalent C exprimata printr-o relatie liniara intre concentratiile diferitelor elemente

In tabelul 53 sunt datedupa HARDEN si VOLDRICH limitele uzuale admise pentru Ce pentru care sudarea se face fara preincalzire

In afara de C si grosimea pieselor de studiatduritatea maxima admisa in zona influentata termicdepinde si de parametrii tehnologici

Astfel exista posibilitatea caprin adaptarea acestorala specificul otelului sudatsa se realizezeo micsorare a duritatii maxime

Tabel 53

Ce = C + Mn6 + (Cr + Mo + V)5 + (Ni + Cu)15Conditia satisfacuta Duritate

maxima

HV

Ce

Grosimea placii (mm)

6 12 25 50

Fara fisuri la sudare

350 060 050 045 045

Siguranta in exploatare

250 045 040 035 030

In figura 53 se observa influenta grosimii pieselor si avitezei de sudare asupra duritatii maxime din zona influentata termic

In functie de valoarea carbonului echivalent si de tipul electrodului folosi(acid sau basic) se determina cu ajutorul tabelului 5 un indice conventional de subunitate notat I

Tabel 54

Electrod acid Electrod basic I020 025 A

021 ndash 023 026 ndash 029 B024 ndash 027 030 ndash 035 C028 ndash 032 036 ndash 040 D033 ndash 038 041 ndash 045 E039 ndash 044 046 ndash 049 F

045 050 G

516 Clasificarea asamblarilor sudate

Asamblarile sudate pot fi realizate prin

- cusaturi cap la capsau

- cusaturi in colt

Simbolizarea asamblarilor sudate este prezentata in tabelul55

Tabel 55

Nr

Tipul

sudurii

Denumirea sudurii

Simbol Reprezentare Reprezentare simplificata

0 1 2 3 4 5 1 Sudura

cap la cap

Sudura in V

2 Sudura in V pe support

3

Sudura in U

4

Sudura in Y pe ambele parti

5

Sudura in U pe ambele parti

6

Sudura in colt

Sudura in colt

pe ambele parti

7 Sudura in colt

pe o parte

8 Sudura prin

suprapunere

Sudura in gaura

9 Sudura prin puncte

10

Sudura in linie

Reprezentareacotarea si notarea completa a sudurilor pe deseneeste reglementata de STAS 735-87

52Calculul imbinarilor sudate

In calculul imbinarilor sudate se folosesc aceleasi principii si metode ca in rezistenta materialelorConditia initiala care se pune este principiul de egala rezistentaadica imbinarile sudate sa aiba aceeasi rezistenta ca si restul constructiei

In acest modse evita supradimensionarile

521 Sudurile cap la cap

In figura 5 se prezinta o imbinare sudata cap la cap ce constituie sectiunea de calcul

Fig5

Lungimea cordonului de sudura -1- este determinata de lungimea tablelor care se studiaza

Datorita imperfectiunii cordoanelor de sudura la capete se considera ca lungime de calcul

l = ls ndash 2∙s (52)

Grosimea cusaturii -a- trebuie sa fie mai mare decat grosimea -s- a tablelor

Pentru materialul de baza forta maxima ce poate fi preluata cu incarcarea din figura este

F1 = ls ∙ s ∙ σa (53)

Forta maxima preluata de cordonul de sudura

F2 = l ∙ a ∙ σas (54)

Dar F1 = F2 deci l ∙ a ∙ σas = ls ∙ s ∙ σa

Se obtine

(55)

Deoarece ls gt l si σa gt σas intr-adevar a gt s

Practica recomanda pentru a

a = (12125) s (56)

Rezistentele admise ale cordonului - σas - comparativ cu materialul de baza - σa - sunt

- pentru tractiune σas = (0609) σa

- pentru compresiune σas = (0751) σa

Daca (fig54) sudura este solicitata si de moment un momentul incovoietor Mi atunci efortul unitar in cursatura va fi

Daca cordonul va fi supus simultan si fortei F si momentului Mi efortul unitar va fi

Pentru solicitarea la forfecare a sectiunii

528 Deformatii si tensiuni remanente

5281 Originea deformatiilor si tensiunilor remanente

Tensiunile remanente ce apar in piesele sudate se datoreaza variatiilor de temperatura la care este supusa piesa in timpul sudarii

Daca incalzirea si racirea se fac uniform in tot corpul piesei iar dilatarea si contractia sunt libere starile de eforturi si modificarile de volum cauzate de incalzire sunt reversibile la racire Conditiile de mai sus nu pot insa sa fie asigurate

Efectele incalzirii locale produse in timpul sudarii pot fi reversibile in situatia in care tensiunile provocate de incalzirea locala si neuniforma nu ar depasi limita de elasticitate a metalului

Trecandu-se in domeniul plastic metalul ramane dupa racire cu deformatii si tensiuni remanente

La asamblarea prin sudare a doua table din cauza aportului mare de caldura concentrata intr-o zona restransa se produc dilatari Dupa racire metalul depus se contracta antrenand si metalul de baza din vecinatate

Deformatiile care apar sunt insotite si de o stare tensionala de tensiuni remanente Daca grosimea tablelor este suficient de mica se pot neglija tensiunile perpendiculare pe

planul acestora ramanand tensiunile in lungul cusaturii- - si cele perpendicular pe

cusatura ndash -Aceste tensiuni sunt in echilibru deoarece nu sunt generate de forta exterioara

5282 Masuri pentru combaterea deformatiilor si tensiunilor remanente

Pentru ca piesa sa fie folosita in bune conditii in urma operatiei de sudare deformatiile si tensiunile trebuiesc inlaturate intr-o masura cat mai mare

Se prezinta cateva masuri ce au ca efect mentinerea deformatiilor si tensiunilor remanente la valori relativ mici nesuparatoare

-succesiunea corecta a executarii cusaturilor

Elementele ce se sudeaza se recomanda sa fie asezate astfel incat deplasarea acestora in timpul incalzirii si racirii sa se faca liber Astfel in cazul cusaturilor cap la cap tablele se vor aseza ca in fig 517

Fig 517

-Deformarea in sens opus

Pentru ca piesele ce se sudeaza sa revina la forma initiala acestea primesc o deformatie initiala corespunzatoare de sens contrar care se obtine mecanic cu ajutorul unor dispozitive ca cel din figura 518 sau prin incalzire cu flacara

1-Ghiare de deformare

2-Surub de actionare

3-Piesa de deformat

Fig 518

-Fixarea rigida a pieselor ce se imbina

Fixarea in dispozitive este folosita pentru impiedicarea deformatiilor la sudarea in serie mare

Dupa racire piesele isi pastreaza forma dar raman cu tensiuni remanente de valori mari Acestea se diminueaza cu unul din procedeele prezentate in continuare

-Preincalzirea

Determinarea temperaturii de preincalzire a pieselor ce se sudeaza se face de regula in functie de continutul de carbon

-Detensionarea

Detensionarea se recomanda cu precadere la sudarea otelurilor aliate sau a otelurilor carbon de dimensiuni mari

Diagrama de detensionare se prezinta in fig 519

Fig 519

529 Consideratii generale privind proiectarea constructiilor sudate

Proiectarea corecta a constructiilor sudate solicita pe de o parte stapanirea tuturor parametrilor procedeelor de sudare iar pe de alta parte acceptarea ca metoda de realizare a pieselor si a sudurii pe langa procedeele clasice (turnare forjare matritare etc)

Principiul de baza care guverneaza dimensionarea asamblarilor sudate este principiul de egala rezistenta

Se prezinta in continuare si alte principii ce stau la baza proiectarii constructiilor sudate

-asigurarea continuitatii fluxului liniilor de forte prin alegerea unei forme adecvate a pieselor

-marirea rigiditatii constructiilor sudate prin micsorarea lungimii libere a elementelor

-micsorarea tensiunilor datorate constructiei si a efectului de crestatura

-realizarea constructiilor simetrice pentru a minimaliza tensiunile interne

-la cordoanele de sudura solicitate din exterior sa nu existe grosimi sub 4 mm

-constructia sudata sa fie asamblata din parti componente cat mai mari pentru micsorarea numarului de cordoane

5291 Exemple contructive de imbinari sudate

In constructia de masini exista elemente realizate exclusiv prin sudare cum ar fi recipienti grinzi boghiuri etc

In fig 520 se prezinta un arbore cotit realizat prin sudura

In fig 521 este prezentata o roata dintata realizata prin sudura

In fig 522 este prezentata o carcasa de reductor realizata prin sudura

Fig 520 Fig 521

Fig 522

53 Asamblari nituite

531 Generalitati descriere clasificare

Nituirea face parte din categoria asamblarilor nedemontabile Odata cu dezvoltarea procedeelor de sudare nituirea si-a restrans aria de raspandire in momentul de fata utilizandu-se

- la piesele supuse la sarcini variabile unde sudura este inca un procedeu nesigur

- piese din aliaje usoare din domeniul aviatiei

- piese din materiale greu sudabile

Forma generala a unui nit este prezentata in fig523 El se compune din

- tija nitului -1

- capul fix -2

-capul de inchidere -3

Intre nit si piesele ce urmeaza a fi asamblate se lasa un joc de diametru - j -

Formarea capului nitului care se mai numeste si operatie de nituire se poate face

- la rece ndash cand diametrele sunt de maxim 12 mm

- la cald - cand diametrul nitului depaseste 12mm

Din punct de vedere constructiv exista mai multe solutii constructive atat pentru Formarea tijei cat si pentru cap

Tija nitului poate fi plina ndash fig 522 sau tubulara Aceasta se foloseste la diametre cuprinse in game 4 ndash 20 mm si cu o grosime a peretelui de 025- 15 mm fiind foarte utilizate in aviatie mecanica fina si industrie usoara

Dupa Forma capului se intalnesc

a) cap semirotund - fig52 a - sunt cele mai utilizate Este usor de realizat dar este voluminos si citeodata greu de amplasat in imbinare

b)

cap inecat ndash fig52b - necesita prelucrari suplimentare la piesele ce urmeaza a fi imbinate Rezistenta capului este slaba in raport cu tija aceluiasi nit

Fig52

c) cap plat - fig52c - cu o gama restransa de utilizare ndash dogarie

d) cap tronconic - fig52 d - din punct de vedere al rezistentei corespund foarte bine dar cu o tehnologie destul de greoaie

e) cap semiinecat - fig52e - imbina avantajul rezistentei nitului cu cap semirotund cu avantajul ocuparii unui spatiu restrans al capului inecat

f) cap tronconic si semiinecat - fig52f - sunt utilizate ca nituri de rezistenta ndash etansare Aduna dezavantajele de la ambele tipuri ndash cap tronconic si inecat

a

b

c

d

e

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

Fig 10

Mt = Fr x + μFr y + frac12 dFf unde (8)

Fr = frac12 blp p ndash presiunea de contact

l ndash lungimea penei

Daca x = b y = d Ff = μFr atunci

Mt = blp b + μ blp d + dμ blp

Mt = bsup2lp + μ bldp + μ bldp

Mt = bsup2lp + μ blpd

In final Mt = blp (9)

Mt ndash moment de torsiune transmisibil

Deoarece penele sunt standardizate ele se aleg si se verifica nu se dimensioneaza

Verificarea se face in doua moduri

- calculand cu relatia 9 pe Mt care se compara cu momentul transmis in realitate sau

- se verifica presiunea de contact cu relatia

pa (10)

a2) Pana inclinata subtire

In fig 11 se reprezinta repartizarea fortelor

In aceleasi conditii adica

Se obtine relatia de calcul 9

Verificarea la presiunea de contact se face cu relatia 10

Momentul transmisibil reprezinta aprox 40 din momentul pe il poate transmite arborele

a3) Pana inclinata concava

Forta de strangere se repartizeaza uniform pe latimea penei

(11)

Momentul transmisibil se calculeaza cu relatia

(12)

a4) Pene tangentiale

Schema de calcul se reprezinta in fig 12

Daca Ft ndash forta periferica corespunzatoare momentului transmis neglijand forta de stragere initiala Fr valoarea momentului transmisibil va fi

(13)

In relatia 13 l - lungimea penei

b) Indicatii privind pozitia penelor longitudinal cu strangere

In cazul cand o singura pana nu poate transmite momentul dat sau cand lungimea necesara pentru o singura pana ar depasi valorile recomandate 1lt(15-2)d se utilizeaza montarea mai multor pene

Utilizarea a doua sau trei pene cu strangere nu inseamna dublarea sau triplarea momentului de strangere deoarece reactiunea rezultanta intre butuc si arbore nu creste in aceeasi masura (fig 13)

Fig 13

Pozitia cea mai buna atat pentru solidarizarea butucului cu arborele cat si pentru

ovalizare minima este

c) Calculul asamblarilor cu pene paralele

Penele paralele se monteaza in locasul lor cu joc radial (fig 14)

Fig 14

Din acest motiv momentul este preluat si transmis doar de fetele laterale

Schema de solicitare a unei pene paralele in functie de sensul de rotire al arborelului este prezentata in figura 15a

Fig 15a

Momentul transmis se poate calcula cu relatia

Mt=yFt sau daca

Mt= dFt

Aceeasi relatie se poate scrie si in functie de presiunea de contact

Mt=ypA unde y - distanta fata de punctual de aplicare a fortei

P ndash presiunea unitara

A ndash suprafata ce transmite moment

Dar y A hl deci

Mt= hlpd

In fig15b se prezinta repartizarea neuniforma a eforturilor de suprafetele de contact

Neuniformitatea se formeaza pe de o parte datorita tendintei de scoatere a penei din locas iar pe de alta parte datorita existentei fortelor de frecare dintre suprafetele in contact

Fig 15b

Penele paralele se verifica la presiunea de contact si forfecare cu relatiile

Pef= Pa

Ъef= Ъaf

d)Calculul asamblarilor cu pene disc

O asamblare cu pana disc este prezentata in fig16

Momentul Mt transmisibil se calculeaza cu relatia

Pana este solicitata preponderent la presiunea de contact pe suprafata si la forfecarea pe

sectiunea

In tabelul 4 se dau valorile pentru presiunile de contact admisibile pentru calculul asamblarilor cu pene longitudinale

Tabelul 4

Material

Presiunea admisibila - sarcina

statica

N

pulsatorie

N

alternativa

N

Otel forjat

100divide150 70 100 35 50

Otel aliat cu Ni

100 150 70 100 35 50

Fonta 70 80 45 55 22 28

2 Asamblari cu bolturi si stifturi

21 Asamblari cu bolturi

Bolturile sunt organe de masini in forma cilindrica folosite ca elemente de legatura in articulatii Se construiesc in doua variante de baza

-bolturi cu cap in doua variante A si B ndash fig 17

-bolturi fara cap tot in doua variante ndash fig 18

In constructia de masini se folosesc si alte variante constructive de bolturi cateva dintre acestea fiind prezentate in fig 19

Ca materiale se recomanda OL50 OLC35 OLC45 in funtie de solicitari

Bolturile sunt solicitate la strivire inconvoiere si forfecare In calcule se neglijeaza influenta jocurilor si a deformatiilor elastice asupra repartitiei sarcinilor si se adopta schema de calcul din fig 20

a) Solicitare de forfecare

cu A ndash aria sectiunii de forfecare

b) Solicitari de contact

δas pentru strivirea intre bolt si tija

δas pentru strivirea intre bolt si furca

c) Solicitare de inconvoiere cu W ndash modul de rezistenta al boltului

Valorile pentru tensiunile admisibile sunt

22 Asamblari cu stifturi

Stifturile se folosesc in special pentru a fixa pozitia relativa a doua piese

In cazul solicitarilor mici stifturile se pot inlocui cu pene si bolturi care reprezinta solutii mai economice

Formele de baza utilizate sunt

- stifturi cilindrice

- stifturi conice

Fiecare din cele doua categorii pot fi netede sectionate tubulare sau filetate Formele constructive se prezinta in fig21 ndash cilindrice si fig22 ndash conice

Stifturile de centrare se folosesc perechi montate cat mai departe unul de altul Stifturile conice spre deosebire de cele cilindrice nu isi pierd efectul de strangere in urma unor montari si demontari repetate si se executa cu autofranare In anexa (A3) se prezinta exemple de utilizare a stifturilor conice si cilindrice

Materialele recomandate sunt OL50 OLC45 OLC17 OSC 8

Stifturile tubulare si cele spintecate se confectioneaza din otel de arc

cu

Stifturile sunt solicitate cu precadere la forfecare si solicitare de contact calculele fiind generate de relatiile deja cunoscute Astfel

-solicitare de forfecare cu

Se va tine seama de numarul sectiunilor de forfecare ndash solicitare de contact

pentru strivire intre stift si manson si

pentru strivire intre stift si arbore

In relatiile de mai sus cu

d ndash diametrul stiftului

In tabelul 5 se indica valorile admisibile pentru eforturile unitare Pa in ipoteza sarcinilor statice Pentru sarcini variabile valorile se caracterizeaza cu un coeficient k=07 ndash sarcini pulsatorii sau k=05 ndash sarcini alternant simetrice

Tabel 5

Material OL37 OL60 OL70 OLT Fonta100 150 180 825 675

85 125 150 - -

55 85 100 - -

3 Asamblari conice prin presare

Schema de principiu pentru o asamblare de acest gen este prezentata in fig 4 23

Forta radiala necesara pentru asigurarea transmiterii momentului de torsiune fara patinare este realizata fie prin exercitarea unei forte axiale cu ajutorul unei piulite in cazul imbinarilor fara autoblocare (2 Lgtρ) fie prin strangere proprie prin crearea unui ajustaj conic cu strangere

Fig 23

In tabelul 6 se fac recomandari pentru conicitati in functie de cuplul de materiale din asamblare

Pentru un element de portiune conica forta normal elementara se va calcula cu relatia

(27)

Tabelul 6

Cuplu de materiale

Asamblare cu autoblocare

Asamblare fara autoblocare

Conicitate Unghi inclinare

Conicitate Unghi inclinare

Otel otel

Otelfonta

Fontafonta

11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

5deg4238

2deg5145

20

30

50

1deg2556

5717

3423Otelbronz 11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

20

30

50

5deg4238

2deg5145

5717

3423

Otelaliaje aluminiu

15

1866

1666

1207

5deg4238

15deg

16deg42

22deg30

110

20

30

50

2deg5145

1deg2558

5717

3423

iar momentul de frecare elementar

(28)

In cazul unei presiuni constante pe suprafata de contact

(29)

Dar deci

Semnificatiile notatiilor din relatiile 27 28 si 29 se gasesc in fig 2

Pentru ca imbinarea sa transmita momentul Mt trebuie sa fie indeplinita conditia

sau

unde c ndash coeficient de siguranta

Se poate scrie

Din relatia de mai sus se poate obtine presiunea superficial minima

Aceasta presiune se realizeaza datorita unei forte axiale de presare care este conform fig 25

sau

Se poate usor deduce relatia fortei de deplasare

Avantajul principal al asamblarii conice prin presare este ca se pot realiza diferentele de diametre ale celor doua piese (butuc-arbore) la o cursa mica prin deplasarea axiala

Dezavantejele sunt

- dificultatea calcularii exacte a tensiunilor axiale radiale si tangentiale la ajustajele conice

- necesitatea realizarii unei conicitati riguros exacte la butuc si arbore

515 Sudabilitatea metalelor

Sudabilitatea este caracteristica ce determina aptitudinea metalelorin conditii de sudare datede a realize asamblari

Sudabilitatea este determinata de

- proprietatile metalului de baza

- tehnologia de sudare

- conceptia constructiva a elementelor constructiei

- caracterul si nivelul solicitarilor in timpul exploatarii

Referitor la sudabilitate se mai folosesc si alte notiuni derivateca siguranta la sudare si comportarea la sudare

Compozitia chimica este elemental ce influenteaza determinant comportarea la sudare Este motivul pentru carerespectarea retetei chimice devine obligatorie

In cazul laminatelor din oteluri carbon obisnuitese considera ca se asigura o comportare la sudare bunafara masuri specialedaca se respecta limitele din tabelul 52

Tabel 52

elem

val

C Mn MnSi Si P S

[] lt 025 lt 05 21 lt 02 lt 006 le 006

Elementul cu cea mai mare influenta asupra comportarii la sudareeste carbonulOdata cu cresterea continutului in carbon creste posibilitatea de calire fapt care se evidentiaza prin aparitia in zona de sudare a unor zone de duritate mare

In fig52 se prezinta variatia duritatii de-a lungul unei liniiintr-o sectiune perpendiculara pe directia de depunere a unui strat de sudura

Fig52

O variatie a duritatii ca cea din figura 52 este caracteristica pentru sudurile realizate pe material laminat la caldsau normalizat

Se observa ca valorile maxime ale duritatiicresc odata cu cresterea continutului de carbon De asemenease remarca marirea diferentei dintre duritatea maxima atinsa si duritatea materialului de baza

Cresterea continutului de carbon creste si pericolul formarii porilor in cusaturadatorita cresterii probabilitatii arderii carbonuluisi deci a formarii de compusi gazosi in baia de metal topit

Pentru a putea tine cont si de influenta cumulata a carbonului si a elementelor de aliereasupra sudabilitatiia fost necesara stabilirea unei metode cantitative de evidentiere a efectului studiat

S-a introdus astfelnotiunuea de carbon echivalent C exprimata printr-o relatie liniara intre concentratiile diferitelor elemente

In tabelul 53 sunt datedupa HARDEN si VOLDRICH limitele uzuale admise pentru Ce pentru care sudarea se face fara preincalzire

In afara de C si grosimea pieselor de studiatduritatea maxima admisa in zona influentata termicdepinde si de parametrii tehnologici

Astfel exista posibilitatea caprin adaptarea acestorala specificul otelului sudatsa se realizezeo micsorare a duritatii maxime

Tabel 53

Ce = C + Mn6 + (Cr + Mo + V)5 + (Ni + Cu)15Conditia satisfacuta Duritate

maxima

HV

Ce

Grosimea placii (mm)

6 12 25 50

Fara fisuri la sudare

350 060 050 045 045

Siguranta in exploatare

250 045 040 035 030

In figura 53 se observa influenta grosimii pieselor si avitezei de sudare asupra duritatii maxime din zona influentata termic

In functie de valoarea carbonului echivalent si de tipul electrodului folosi(acid sau basic) se determina cu ajutorul tabelului 5 un indice conventional de subunitate notat I

Tabel 54

Electrod acid Electrod basic I020 025 A

021 ndash 023 026 ndash 029 B024 ndash 027 030 ndash 035 C028 ndash 032 036 ndash 040 D033 ndash 038 041 ndash 045 E039 ndash 044 046 ndash 049 F

045 050 G

516 Clasificarea asamblarilor sudate

Asamblarile sudate pot fi realizate prin

- cusaturi cap la capsau

- cusaturi in colt

Simbolizarea asamblarilor sudate este prezentata in tabelul55

Tabel 55

Nr

Tipul

sudurii

Denumirea sudurii

Simbol Reprezentare Reprezentare simplificata

0 1 2 3 4 5 1 Sudura

cap la cap

Sudura in V

2 Sudura in V pe support

3

Sudura in U

4

Sudura in Y pe ambele parti

5

Sudura in U pe ambele parti

6

Sudura in colt

Sudura in colt

pe ambele parti

7 Sudura in colt

pe o parte

8 Sudura prin

suprapunere

Sudura in gaura

9 Sudura prin puncte

10

Sudura in linie

Reprezentareacotarea si notarea completa a sudurilor pe deseneeste reglementata de STAS 735-87

52Calculul imbinarilor sudate

In calculul imbinarilor sudate se folosesc aceleasi principii si metode ca in rezistenta materialelorConditia initiala care se pune este principiul de egala rezistentaadica imbinarile sudate sa aiba aceeasi rezistenta ca si restul constructiei

In acest modse evita supradimensionarile

521 Sudurile cap la cap

In figura 5 se prezinta o imbinare sudata cap la cap ce constituie sectiunea de calcul

Fig5

Lungimea cordonului de sudura -1- este determinata de lungimea tablelor care se studiaza

Datorita imperfectiunii cordoanelor de sudura la capete se considera ca lungime de calcul

l = ls ndash 2∙s (52)

Grosimea cusaturii -a- trebuie sa fie mai mare decat grosimea -s- a tablelor

Pentru materialul de baza forta maxima ce poate fi preluata cu incarcarea din figura este

F1 = ls ∙ s ∙ σa (53)

Forta maxima preluata de cordonul de sudura

F2 = l ∙ a ∙ σas (54)

Dar F1 = F2 deci l ∙ a ∙ σas = ls ∙ s ∙ σa

Se obtine

(55)

Deoarece ls gt l si σa gt σas intr-adevar a gt s

Practica recomanda pentru a

a = (12125) s (56)

Rezistentele admise ale cordonului - σas - comparativ cu materialul de baza - σa - sunt

- pentru tractiune σas = (0609) σa

- pentru compresiune σas = (0751) σa

Daca (fig54) sudura este solicitata si de moment un momentul incovoietor Mi atunci efortul unitar in cursatura va fi

Daca cordonul va fi supus simultan si fortei F si momentului Mi efortul unitar va fi

Pentru solicitarea la forfecare a sectiunii

528 Deformatii si tensiuni remanente

5281 Originea deformatiilor si tensiunilor remanente

Tensiunile remanente ce apar in piesele sudate se datoreaza variatiilor de temperatura la care este supusa piesa in timpul sudarii

Daca incalzirea si racirea se fac uniform in tot corpul piesei iar dilatarea si contractia sunt libere starile de eforturi si modificarile de volum cauzate de incalzire sunt reversibile la racire Conditiile de mai sus nu pot insa sa fie asigurate

Efectele incalzirii locale produse in timpul sudarii pot fi reversibile in situatia in care tensiunile provocate de incalzirea locala si neuniforma nu ar depasi limita de elasticitate a metalului

Trecandu-se in domeniul plastic metalul ramane dupa racire cu deformatii si tensiuni remanente

La asamblarea prin sudare a doua table din cauza aportului mare de caldura concentrata intr-o zona restransa se produc dilatari Dupa racire metalul depus se contracta antrenand si metalul de baza din vecinatate

Deformatiile care apar sunt insotite si de o stare tensionala de tensiuni remanente Daca grosimea tablelor este suficient de mica se pot neglija tensiunile perpendiculare pe

planul acestora ramanand tensiunile in lungul cusaturii- - si cele perpendicular pe

cusatura ndash -Aceste tensiuni sunt in echilibru deoarece nu sunt generate de forta exterioara

5282 Masuri pentru combaterea deformatiilor si tensiunilor remanente

Pentru ca piesa sa fie folosita in bune conditii in urma operatiei de sudare deformatiile si tensiunile trebuiesc inlaturate intr-o masura cat mai mare

Se prezinta cateva masuri ce au ca efect mentinerea deformatiilor si tensiunilor remanente la valori relativ mici nesuparatoare

-succesiunea corecta a executarii cusaturilor

Elementele ce se sudeaza se recomanda sa fie asezate astfel incat deplasarea acestora in timpul incalzirii si racirii sa se faca liber Astfel in cazul cusaturilor cap la cap tablele se vor aseza ca in fig 517

Fig 517

-Deformarea in sens opus

Pentru ca piesele ce se sudeaza sa revina la forma initiala acestea primesc o deformatie initiala corespunzatoare de sens contrar care se obtine mecanic cu ajutorul unor dispozitive ca cel din figura 518 sau prin incalzire cu flacara

1-Ghiare de deformare

2-Surub de actionare

3-Piesa de deformat

Fig 518

-Fixarea rigida a pieselor ce se imbina

Fixarea in dispozitive este folosita pentru impiedicarea deformatiilor la sudarea in serie mare

Dupa racire piesele isi pastreaza forma dar raman cu tensiuni remanente de valori mari Acestea se diminueaza cu unul din procedeele prezentate in continuare

-Preincalzirea

Determinarea temperaturii de preincalzire a pieselor ce se sudeaza se face de regula in functie de continutul de carbon

-Detensionarea

Detensionarea se recomanda cu precadere la sudarea otelurilor aliate sau a otelurilor carbon de dimensiuni mari

Diagrama de detensionare se prezinta in fig 519

Fig 519

529 Consideratii generale privind proiectarea constructiilor sudate

Proiectarea corecta a constructiilor sudate solicita pe de o parte stapanirea tuturor parametrilor procedeelor de sudare iar pe de alta parte acceptarea ca metoda de realizare a pieselor si a sudurii pe langa procedeele clasice (turnare forjare matritare etc)

Principiul de baza care guverneaza dimensionarea asamblarilor sudate este principiul de egala rezistenta

Se prezinta in continuare si alte principii ce stau la baza proiectarii constructiilor sudate

-asigurarea continuitatii fluxului liniilor de forte prin alegerea unei forme adecvate a pieselor

-marirea rigiditatii constructiilor sudate prin micsorarea lungimii libere a elementelor

-micsorarea tensiunilor datorate constructiei si a efectului de crestatura

-realizarea constructiilor simetrice pentru a minimaliza tensiunile interne

-la cordoanele de sudura solicitate din exterior sa nu existe grosimi sub 4 mm

-constructia sudata sa fie asamblata din parti componente cat mai mari pentru micsorarea numarului de cordoane

5291 Exemple contructive de imbinari sudate

In constructia de masini exista elemente realizate exclusiv prin sudare cum ar fi recipienti grinzi boghiuri etc

In fig 520 se prezinta un arbore cotit realizat prin sudura

In fig 521 este prezentata o roata dintata realizata prin sudura

In fig 522 este prezentata o carcasa de reductor realizata prin sudura

Fig 520 Fig 521

Fig 522

53 Asamblari nituite

531 Generalitati descriere clasificare

Nituirea face parte din categoria asamblarilor nedemontabile Odata cu dezvoltarea procedeelor de sudare nituirea si-a restrans aria de raspandire in momentul de fata utilizandu-se

- la piesele supuse la sarcini variabile unde sudura este inca un procedeu nesigur

- piese din aliaje usoare din domeniul aviatiei

- piese din materiale greu sudabile

Forma generala a unui nit este prezentata in fig523 El se compune din

- tija nitului -1

- capul fix -2

-capul de inchidere -3

Intre nit si piesele ce urmeaza a fi asamblate se lasa un joc de diametru - j -

Formarea capului nitului care se mai numeste si operatie de nituire se poate face

- la rece ndash cand diametrele sunt de maxim 12 mm

- la cald - cand diametrul nitului depaseste 12mm

Din punct de vedere constructiv exista mai multe solutii constructive atat pentru Formarea tijei cat si pentru cap

Tija nitului poate fi plina ndash fig 522 sau tubulara Aceasta se foloseste la diametre cuprinse in game 4 ndash 20 mm si cu o grosime a peretelui de 025- 15 mm fiind foarte utilizate in aviatie mecanica fina si industrie usoara

Dupa Forma capului se intalnesc

a) cap semirotund - fig52 a - sunt cele mai utilizate Este usor de realizat dar este voluminos si citeodata greu de amplasat in imbinare

b)

cap inecat ndash fig52b - necesita prelucrari suplimentare la piesele ce urmeaza a fi imbinate Rezistenta capului este slaba in raport cu tija aceluiasi nit

Fig52

c) cap plat - fig52c - cu o gama restransa de utilizare ndash dogarie

d) cap tronconic - fig52 d - din punct de vedere al rezistentei corespund foarte bine dar cu o tehnologie destul de greoaie

e) cap semiinecat - fig52e - imbina avantajul rezistentei nitului cu cap semirotund cu avantajul ocuparii unui spatiu restrans al capului inecat

f) cap tronconic si semiinecat - fig52f - sunt utilizate ca nituri de rezistenta ndash etansare Aduna dezavantajele de la ambele tipuri ndash cap tronconic si inecat

a

b

c

d

e

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

In aceleasi conditii adica

Se obtine relatia de calcul 9

Verificarea la presiunea de contact se face cu relatia 10

Momentul transmisibil reprezinta aprox 40 din momentul pe il poate transmite arborele

a3) Pana inclinata concava

Forta de strangere se repartizeaza uniform pe latimea penei

(11)

Momentul transmisibil se calculeaza cu relatia

(12)

a4) Pene tangentiale

Schema de calcul se reprezinta in fig 12

Daca Ft ndash forta periferica corespunzatoare momentului transmis neglijand forta de stragere initiala Fr valoarea momentului transmisibil va fi

(13)

In relatia 13 l - lungimea penei

b) Indicatii privind pozitia penelor longitudinal cu strangere

In cazul cand o singura pana nu poate transmite momentul dat sau cand lungimea necesara pentru o singura pana ar depasi valorile recomandate 1lt(15-2)d se utilizeaza montarea mai multor pene

Utilizarea a doua sau trei pene cu strangere nu inseamna dublarea sau triplarea momentului de strangere deoarece reactiunea rezultanta intre butuc si arbore nu creste in aceeasi masura (fig 13)

Fig 13

Pozitia cea mai buna atat pentru solidarizarea butucului cu arborele cat si pentru

ovalizare minima este

c) Calculul asamblarilor cu pene paralele

Penele paralele se monteaza in locasul lor cu joc radial (fig 14)

Fig 14

Din acest motiv momentul este preluat si transmis doar de fetele laterale

Schema de solicitare a unei pene paralele in functie de sensul de rotire al arborelului este prezentata in figura 15a

Fig 15a

Momentul transmis se poate calcula cu relatia

Mt=yFt sau daca

Mt= dFt

Aceeasi relatie se poate scrie si in functie de presiunea de contact

Mt=ypA unde y - distanta fata de punctual de aplicare a fortei

P ndash presiunea unitara

A ndash suprafata ce transmite moment

Dar y A hl deci

Mt= hlpd

In fig15b se prezinta repartizarea neuniforma a eforturilor de suprafetele de contact

Neuniformitatea se formeaza pe de o parte datorita tendintei de scoatere a penei din locas iar pe de alta parte datorita existentei fortelor de frecare dintre suprafetele in contact

Fig 15b

Penele paralele se verifica la presiunea de contact si forfecare cu relatiile

Pef= Pa

Ъef= Ъaf

d)Calculul asamblarilor cu pene disc

O asamblare cu pana disc este prezentata in fig16

Momentul Mt transmisibil se calculeaza cu relatia

Pana este solicitata preponderent la presiunea de contact pe suprafata si la forfecarea pe

sectiunea

In tabelul 4 se dau valorile pentru presiunile de contact admisibile pentru calculul asamblarilor cu pene longitudinale

Tabelul 4

Material

Presiunea admisibila - sarcina

statica

N

pulsatorie

N

alternativa

N

Otel forjat

100divide150 70 100 35 50

Otel aliat cu Ni

100 150 70 100 35 50

Fonta 70 80 45 55 22 28

2 Asamblari cu bolturi si stifturi

21 Asamblari cu bolturi

Bolturile sunt organe de masini in forma cilindrica folosite ca elemente de legatura in articulatii Se construiesc in doua variante de baza

-bolturi cu cap in doua variante A si B ndash fig 17

-bolturi fara cap tot in doua variante ndash fig 18

In constructia de masini se folosesc si alte variante constructive de bolturi cateva dintre acestea fiind prezentate in fig 19

Ca materiale se recomanda OL50 OLC35 OLC45 in funtie de solicitari

Bolturile sunt solicitate la strivire inconvoiere si forfecare In calcule se neglijeaza influenta jocurilor si a deformatiilor elastice asupra repartitiei sarcinilor si se adopta schema de calcul din fig 20

a) Solicitare de forfecare

cu A ndash aria sectiunii de forfecare

b) Solicitari de contact

δas pentru strivirea intre bolt si tija

δas pentru strivirea intre bolt si furca

c) Solicitare de inconvoiere cu W ndash modul de rezistenta al boltului

Valorile pentru tensiunile admisibile sunt

22 Asamblari cu stifturi

Stifturile se folosesc in special pentru a fixa pozitia relativa a doua piese

In cazul solicitarilor mici stifturile se pot inlocui cu pene si bolturi care reprezinta solutii mai economice

Formele de baza utilizate sunt

- stifturi cilindrice

- stifturi conice

Fiecare din cele doua categorii pot fi netede sectionate tubulare sau filetate Formele constructive se prezinta in fig21 ndash cilindrice si fig22 ndash conice

Stifturile de centrare se folosesc perechi montate cat mai departe unul de altul Stifturile conice spre deosebire de cele cilindrice nu isi pierd efectul de strangere in urma unor montari si demontari repetate si se executa cu autofranare In anexa (A3) se prezinta exemple de utilizare a stifturilor conice si cilindrice

Materialele recomandate sunt OL50 OLC45 OLC17 OSC 8

Stifturile tubulare si cele spintecate se confectioneaza din otel de arc

cu

Stifturile sunt solicitate cu precadere la forfecare si solicitare de contact calculele fiind generate de relatiile deja cunoscute Astfel

-solicitare de forfecare cu

Se va tine seama de numarul sectiunilor de forfecare ndash solicitare de contact

pentru strivire intre stift si manson si

pentru strivire intre stift si arbore

In relatiile de mai sus cu

d ndash diametrul stiftului

In tabelul 5 se indica valorile admisibile pentru eforturile unitare Pa in ipoteza sarcinilor statice Pentru sarcini variabile valorile se caracterizeaza cu un coeficient k=07 ndash sarcini pulsatorii sau k=05 ndash sarcini alternant simetrice

Tabel 5

Material OL37 OL60 OL70 OLT Fonta100 150 180 825 675

85 125 150 - -

55 85 100 - -

3 Asamblari conice prin presare

Schema de principiu pentru o asamblare de acest gen este prezentata in fig 4 23

Forta radiala necesara pentru asigurarea transmiterii momentului de torsiune fara patinare este realizata fie prin exercitarea unei forte axiale cu ajutorul unei piulite in cazul imbinarilor fara autoblocare (2 Lgtρ) fie prin strangere proprie prin crearea unui ajustaj conic cu strangere

Fig 23

In tabelul 6 se fac recomandari pentru conicitati in functie de cuplul de materiale din asamblare

Pentru un element de portiune conica forta normal elementara se va calcula cu relatia

(27)

Tabelul 6

Cuplu de materiale

Asamblare cu autoblocare

Asamblare fara autoblocare

Conicitate Unghi inclinare

Conicitate Unghi inclinare

Otel otel

Otelfonta

Fontafonta

11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

5deg4238

2deg5145

20

30

50

1deg2556

5717

3423Otelbronz 11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

20

30

50

5deg4238

2deg5145

5717

3423

Otelaliaje aluminiu

15

1866

1666

1207

5deg4238

15deg

16deg42

22deg30

110

20

30

50

2deg5145

1deg2558

5717

3423

iar momentul de frecare elementar

(28)

In cazul unei presiuni constante pe suprafata de contact

(29)

Dar deci

Semnificatiile notatiilor din relatiile 27 28 si 29 se gasesc in fig 2

Pentru ca imbinarea sa transmita momentul Mt trebuie sa fie indeplinita conditia

sau

unde c ndash coeficient de siguranta

Se poate scrie

Din relatia de mai sus se poate obtine presiunea superficial minima

Aceasta presiune se realizeaza datorita unei forte axiale de presare care este conform fig 25

sau

Se poate usor deduce relatia fortei de deplasare

Avantajul principal al asamblarii conice prin presare este ca se pot realiza diferentele de diametre ale celor doua piese (butuc-arbore) la o cursa mica prin deplasarea axiala

Dezavantejele sunt

- dificultatea calcularii exacte a tensiunilor axiale radiale si tangentiale la ajustajele conice

- necesitatea realizarii unei conicitati riguros exacte la butuc si arbore

515 Sudabilitatea metalelor

Sudabilitatea este caracteristica ce determina aptitudinea metalelorin conditii de sudare datede a realize asamblari

Sudabilitatea este determinata de

- proprietatile metalului de baza

- tehnologia de sudare

- conceptia constructiva a elementelor constructiei

- caracterul si nivelul solicitarilor in timpul exploatarii

Referitor la sudabilitate se mai folosesc si alte notiuni derivateca siguranta la sudare si comportarea la sudare

Compozitia chimica este elemental ce influenteaza determinant comportarea la sudare Este motivul pentru carerespectarea retetei chimice devine obligatorie

In cazul laminatelor din oteluri carbon obisnuitese considera ca se asigura o comportare la sudare bunafara masuri specialedaca se respecta limitele din tabelul 52

Tabel 52

elem

val

C Mn MnSi Si P S

[] lt 025 lt 05 21 lt 02 lt 006 le 006

Elementul cu cea mai mare influenta asupra comportarii la sudareeste carbonulOdata cu cresterea continutului in carbon creste posibilitatea de calire fapt care se evidentiaza prin aparitia in zona de sudare a unor zone de duritate mare

In fig52 se prezinta variatia duritatii de-a lungul unei liniiintr-o sectiune perpendiculara pe directia de depunere a unui strat de sudura

Fig52

O variatie a duritatii ca cea din figura 52 este caracteristica pentru sudurile realizate pe material laminat la caldsau normalizat

Se observa ca valorile maxime ale duritatiicresc odata cu cresterea continutului de carbon De asemenease remarca marirea diferentei dintre duritatea maxima atinsa si duritatea materialului de baza

Cresterea continutului de carbon creste si pericolul formarii porilor in cusaturadatorita cresterii probabilitatii arderii carbonuluisi deci a formarii de compusi gazosi in baia de metal topit

Pentru a putea tine cont si de influenta cumulata a carbonului si a elementelor de aliereasupra sudabilitatiia fost necesara stabilirea unei metode cantitative de evidentiere a efectului studiat

S-a introdus astfelnotiunuea de carbon echivalent C exprimata printr-o relatie liniara intre concentratiile diferitelor elemente

In tabelul 53 sunt datedupa HARDEN si VOLDRICH limitele uzuale admise pentru Ce pentru care sudarea se face fara preincalzire

In afara de C si grosimea pieselor de studiatduritatea maxima admisa in zona influentata termicdepinde si de parametrii tehnologici

Astfel exista posibilitatea caprin adaptarea acestorala specificul otelului sudatsa se realizezeo micsorare a duritatii maxime

Tabel 53

Ce = C + Mn6 + (Cr + Mo + V)5 + (Ni + Cu)15Conditia satisfacuta Duritate

maxima

HV

Ce

Grosimea placii (mm)

6 12 25 50

Fara fisuri la sudare

350 060 050 045 045

Siguranta in exploatare

250 045 040 035 030

In figura 53 se observa influenta grosimii pieselor si avitezei de sudare asupra duritatii maxime din zona influentata termic

In functie de valoarea carbonului echivalent si de tipul electrodului folosi(acid sau basic) se determina cu ajutorul tabelului 5 un indice conventional de subunitate notat I

Tabel 54

Electrod acid Electrod basic I020 025 A

021 ndash 023 026 ndash 029 B024 ndash 027 030 ndash 035 C028 ndash 032 036 ndash 040 D033 ndash 038 041 ndash 045 E039 ndash 044 046 ndash 049 F

045 050 G

516 Clasificarea asamblarilor sudate

Asamblarile sudate pot fi realizate prin

- cusaturi cap la capsau

- cusaturi in colt

Simbolizarea asamblarilor sudate este prezentata in tabelul55

Tabel 55

Nr

Tipul

sudurii

Denumirea sudurii

Simbol Reprezentare Reprezentare simplificata

0 1 2 3 4 5 1 Sudura

cap la cap

Sudura in V

2 Sudura in V pe support

3

Sudura in U

4

Sudura in Y pe ambele parti

5

Sudura in U pe ambele parti

6

Sudura in colt

Sudura in colt

pe ambele parti

7 Sudura in colt

pe o parte

8 Sudura prin

suprapunere

Sudura in gaura

9 Sudura prin puncte

10

Sudura in linie

Reprezentareacotarea si notarea completa a sudurilor pe deseneeste reglementata de STAS 735-87

52Calculul imbinarilor sudate

In calculul imbinarilor sudate se folosesc aceleasi principii si metode ca in rezistenta materialelorConditia initiala care se pune este principiul de egala rezistentaadica imbinarile sudate sa aiba aceeasi rezistenta ca si restul constructiei

In acest modse evita supradimensionarile

521 Sudurile cap la cap

In figura 5 se prezinta o imbinare sudata cap la cap ce constituie sectiunea de calcul

Fig5

Lungimea cordonului de sudura -1- este determinata de lungimea tablelor care se studiaza

Datorita imperfectiunii cordoanelor de sudura la capete se considera ca lungime de calcul

l = ls ndash 2∙s (52)

Grosimea cusaturii -a- trebuie sa fie mai mare decat grosimea -s- a tablelor

Pentru materialul de baza forta maxima ce poate fi preluata cu incarcarea din figura este

F1 = ls ∙ s ∙ σa (53)

Forta maxima preluata de cordonul de sudura

F2 = l ∙ a ∙ σas (54)

Dar F1 = F2 deci l ∙ a ∙ σas = ls ∙ s ∙ σa

Se obtine

(55)

Deoarece ls gt l si σa gt σas intr-adevar a gt s

Practica recomanda pentru a

a = (12125) s (56)

Rezistentele admise ale cordonului - σas - comparativ cu materialul de baza - σa - sunt

- pentru tractiune σas = (0609) σa

- pentru compresiune σas = (0751) σa

Daca (fig54) sudura este solicitata si de moment un momentul incovoietor Mi atunci efortul unitar in cursatura va fi

Daca cordonul va fi supus simultan si fortei F si momentului Mi efortul unitar va fi

Pentru solicitarea la forfecare a sectiunii

528 Deformatii si tensiuni remanente

5281 Originea deformatiilor si tensiunilor remanente

Tensiunile remanente ce apar in piesele sudate se datoreaza variatiilor de temperatura la care este supusa piesa in timpul sudarii

Daca incalzirea si racirea se fac uniform in tot corpul piesei iar dilatarea si contractia sunt libere starile de eforturi si modificarile de volum cauzate de incalzire sunt reversibile la racire Conditiile de mai sus nu pot insa sa fie asigurate

Efectele incalzirii locale produse in timpul sudarii pot fi reversibile in situatia in care tensiunile provocate de incalzirea locala si neuniforma nu ar depasi limita de elasticitate a metalului

Trecandu-se in domeniul plastic metalul ramane dupa racire cu deformatii si tensiuni remanente

La asamblarea prin sudare a doua table din cauza aportului mare de caldura concentrata intr-o zona restransa se produc dilatari Dupa racire metalul depus se contracta antrenand si metalul de baza din vecinatate

Deformatiile care apar sunt insotite si de o stare tensionala de tensiuni remanente Daca grosimea tablelor este suficient de mica se pot neglija tensiunile perpendiculare pe

planul acestora ramanand tensiunile in lungul cusaturii- - si cele perpendicular pe

cusatura ndash -Aceste tensiuni sunt in echilibru deoarece nu sunt generate de forta exterioara

5282 Masuri pentru combaterea deformatiilor si tensiunilor remanente

Pentru ca piesa sa fie folosita in bune conditii in urma operatiei de sudare deformatiile si tensiunile trebuiesc inlaturate intr-o masura cat mai mare

Se prezinta cateva masuri ce au ca efect mentinerea deformatiilor si tensiunilor remanente la valori relativ mici nesuparatoare

-succesiunea corecta a executarii cusaturilor

Elementele ce se sudeaza se recomanda sa fie asezate astfel incat deplasarea acestora in timpul incalzirii si racirii sa se faca liber Astfel in cazul cusaturilor cap la cap tablele se vor aseza ca in fig 517

Fig 517

-Deformarea in sens opus

Pentru ca piesele ce se sudeaza sa revina la forma initiala acestea primesc o deformatie initiala corespunzatoare de sens contrar care se obtine mecanic cu ajutorul unor dispozitive ca cel din figura 518 sau prin incalzire cu flacara

1-Ghiare de deformare

2-Surub de actionare

3-Piesa de deformat

Fig 518

-Fixarea rigida a pieselor ce se imbina

Fixarea in dispozitive este folosita pentru impiedicarea deformatiilor la sudarea in serie mare

Dupa racire piesele isi pastreaza forma dar raman cu tensiuni remanente de valori mari Acestea se diminueaza cu unul din procedeele prezentate in continuare

-Preincalzirea

Determinarea temperaturii de preincalzire a pieselor ce se sudeaza se face de regula in functie de continutul de carbon

-Detensionarea

Detensionarea se recomanda cu precadere la sudarea otelurilor aliate sau a otelurilor carbon de dimensiuni mari

Diagrama de detensionare se prezinta in fig 519

Fig 519

529 Consideratii generale privind proiectarea constructiilor sudate

Proiectarea corecta a constructiilor sudate solicita pe de o parte stapanirea tuturor parametrilor procedeelor de sudare iar pe de alta parte acceptarea ca metoda de realizare a pieselor si a sudurii pe langa procedeele clasice (turnare forjare matritare etc)

Principiul de baza care guverneaza dimensionarea asamblarilor sudate este principiul de egala rezistenta

Se prezinta in continuare si alte principii ce stau la baza proiectarii constructiilor sudate

-asigurarea continuitatii fluxului liniilor de forte prin alegerea unei forme adecvate a pieselor

-marirea rigiditatii constructiilor sudate prin micsorarea lungimii libere a elementelor

-micsorarea tensiunilor datorate constructiei si a efectului de crestatura

-realizarea constructiilor simetrice pentru a minimaliza tensiunile interne

-la cordoanele de sudura solicitate din exterior sa nu existe grosimi sub 4 mm

-constructia sudata sa fie asamblata din parti componente cat mai mari pentru micsorarea numarului de cordoane

5291 Exemple contructive de imbinari sudate

In constructia de masini exista elemente realizate exclusiv prin sudare cum ar fi recipienti grinzi boghiuri etc

In fig 520 se prezinta un arbore cotit realizat prin sudura

In fig 521 este prezentata o roata dintata realizata prin sudura

In fig 522 este prezentata o carcasa de reductor realizata prin sudura

Fig 520 Fig 521

Fig 522

53 Asamblari nituite

531 Generalitati descriere clasificare

Nituirea face parte din categoria asamblarilor nedemontabile Odata cu dezvoltarea procedeelor de sudare nituirea si-a restrans aria de raspandire in momentul de fata utilizandu-se

- la piesele supuse la sarcini variabile unde sudura este inca un procedeu nesigur

- piese din aliaje usoare din domeniul aviatiei

- piese din materiale greu sudabile

Forma generala a unui nit este prezentata in fig523 El se compune din

- tija nitului -1

- capul fix -2

-capul de inchidere -3

Intre nit si piesele ce urmeaza a fi asamblate se lasa un joc de diametru - j -

Formarea capului nitului care se mai numeste si operatie de nituire se poate face

- la rece ndash cand diametrele sunt de maxim 12 mm

- la cald - cand diametrul nitului depaseste 12mm

Din punct de vedere constructiv exista mai multe solutii constructive atat pentru Formarea tijei cat si pentru cap

Tija nitului poate fi plina ndash fig 522 sau tubulara Aceasta se foloseste la diametre cuprinse in game 4 ndash 20 mm si cu o grosime a peretelui de 025- 15 mm fiind foarte utilizate in aviatie mecanica fina si industrie usoara

Dupa Forma capului se intalnesc

a) cap semirotund - fig52 a - sunt cele mai utilizate Este usor de realizat dar este voluminos si citeodata greu de amplasat in imbinare

b)

cap inecat ndash fig52b - necesita prelucrari suplimentare la piesele ce urmeaza a fi imbinate Rezistenta capului este slaba in raport cu tija aceluiasi nit

Fig52

c) cap plat - fig52c - cu o gama restransa de utilizare ndash dogarie

d) cap tronconic - fig52 d - din punct de vedere al rezistentei corespund foarte bine dar cu o tehnologie destul de greoaie

e) cap semiinecat - fig52e - imbina avantajul rezistentei nitului cu cap semirotund cu avantajul ocuparii unui spatiu restrans al capului inecat

f) cap tronconic si semiinecat - fig52f - sunt utilizate ca nituri de rezistenta ndash etansare Aduna dezavantajele de la ambele tipuri ndash cap tronconic si inecat

a

b

c

d

e

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

Daca Ft ndash forta periferica corespunzatoare momentului transmis neglijand forta de stragere initiala Fr valoarea momentului transmisibil va fi

(13)

In relatia 13 l - lungimea penei

b) Indicatii privind pozitia penelor longitudinal cu strangere

In cazul cand o singura pana nu poate transmite momentul dat sau cand lungimea necesara pentru o singura pana ar depasi valorile recomandate 1lt(15-2)d se utilizeaza montarea mai multor pene

Utilizarea a doua sau trei pene cu strangere nu inseamna dublarea sau triplarea momentului de strangere deoarece reactiunea rezultanta intre butuc si arbore nu creste in aceeasi masura (fig 13)

Fig 13

Pozitia cea mai buna atat pentru solidarizarea butucului cu arborele cat si pentru

ovalizare minima este

c) Calculul asamblarilor cu pene paralele

Penele paralele se monteaza in locasul lor cu joc radial (fig 14)

Fig 14

Din acest motiv momentul este preluat si transmis doar de fetele laterale

Schema de solicitare a unei pene paralele in functie de sensul de rotire al arborelului este prezentata in figura 15a

Fig 15a

Momentul transmis se poate calcula cu relatia

Mt=yFt sau daca

Mt= dFt

Aceeasi relatie se poate scrie si in functie de presiunea de contact

Mt=ypA unde y - distanta fata de punctual de aplicare a fortei

P ndash presiunea unitara

A ndash suprafata ce transmite moment

Dar y A hl deci

Mt= hlpd

In fig15b se prezinta repartizarea neuniforma a eforturilor de suprafetele de contact

Neuniformitatea se formeaza pe de o parte datorita tendintei de scoatere a penei din locas iar pe de alta parte datorita existentei fortelor de frecare dintre suprafetele in contact

Fig 15b

Penele paralele se verifica la presiunea de contact si forfecare cu relatiile

Pef= Pa

Ъef= Ъaf

d)Calculul asamblarilor cu pene disc

O asamblare cu pana disc este prezentata in fig16

Momentul Mt transmisibil se calculeaza cu relatia

Pana este solicitata preponderent la presiunea de contact pe suprafata si la forfecarea pe

sectiunea

In tabelul 4 se dau valorile pentru presiunile de contact admisibile pentru calculul asamblarilor cu pene longitudinale

Tabelul 4

Material

Presiunea admisibila - sarcina

statica

N

pulsatorie

N

alternativa

N

Otel forjat

100divide150 70 100 35 50

Otel aliat cu Ni

100 150 70 100 35 50

Fonta 70 80 45 55 22 28

2 Asamblari cu bolturi si stifturi

21 Asamblari cu bolturi

Bolturile sunt organe de masini in forma cilindrica folosite ca elemente de legatura in articulatii Se construiesc in doua variante de baza

-bolturi cu cap in doua variante A si B ndash fig 17

-bolturi fara cap tot in doua variante ndash fig 18

In constructia de masini se folosesc si alte variante constructive de bolturi cateva dintre acestea fiind prezentate in fig 19

Ca materiale se recomanda OL50 OLC35 OLC45 in funtie de solicitari

Bolturile sunt solicitate la strivire inconvoiere si forfecare In calcule se neglijeaza influenta jocurilor si a deformatiilor elastice asupra repartitiei sarcinilor si se adopta schema de calcul din fig 20

a) Solicitare de forfecare

cu A ndash aria sectiunii de forfecare

b) Solicitari de contact

δas pentru strivirea intre bolt si tija

δas pentru strivirea intre bolt si furca

c) Solicitare de inconvoiere cu W ndash modul de rezistenta al boltului

Valorile pentru tensiunile admisibile sunt

22 Asamblari cu stifturi

Stifturile se folosesc in special pentru a fixa pozitia relativa a doua piese

In cazul solicitarilor mici stifturile se pot inlocui cu pene si bolturi care reprezinta solutii mai economice

Formele de baza utilizate sunt

- stifturi cilindrice

- stifturi conice

Fiecare din cele doua categorii pot fi netede sectionate tubulare sau filetate Formele constructive se prezinta in fig21 ndash cilindrice si fig22 ndash conice

Stifturile de centrare se folosesc perechi montate cat mai departe unul de altul Stifturile conice spre deosebire de cele cilindrice nu isi pierd efectul de strangere in urma unor montari si demontari repetate si se executa cu autofranare In anexa (A3) se prezinta exemple de utilizare a stifturilor conice si cilindrice

Materialele recomandate sunt OL50 OLC45 OLC17 OSC 8

Stifturile tubulare si cele spintecate se confectioneaza din otel de arc

cu

Stifturile sunt solicitate cu precadere la forfecare si solicitare de contact calculele fiind generate de relatiile deja cunoscute Astfel

-solicitare de forfecare cu

Se va tine seama de numarul sectiunilor de forfecare ndash solicitare de contact

pentru strivire intre stift si manson si

pentru strivire intre stift si arbore

In relatiile de mai sus cu

d ndash diametrul stiftului

In tabelul 5 se indica valorile admisibile pentru eforturile unitare Pa in ipoteza sarcinilor statice Pentru sarcini variabile valorile se caracterizeaza cu un coeficient k=07 ndash sarcini pulsatorii sau k=05 ndash sarcini alternant simetrice

Tabel 5

Material OL37 OL60 OL70 OLT Fonta100 150 180 825 675

85 125 150 - -

55 85 100 - -

3 Asamblari conice prin presare

Schema de principiu pentru o asamblare de acest gen este prezentata in fig 4 23

Forta radiala necesara pentru asigurarea transmiterii momentului de torsiune fara patinare este realizata fie prin exercitarea unei forte axiale cu ajutorul unei piulite in cazul imbinarilor fara autoblocare (2 Lgtρ) fie prin strangere proprie prin crearea unui ajustaj conic cu strangere

Fig 23

In tabelul 6 se fac recomandari pentru conicitati in functie de cuplul de materiale din asamblare

Pentru un element de portiune conica forta normal elementara se va calcula cu relatia

(27)

Tabelul 6

Cuplu de materiale

Asamblare cu autoblocare

Asamblare fara autoblocare

Conicitate Unghi inclinare

Conicitate Unghi inclinare

Otel otel

Otelfonta

Fontafonta

11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

5deg4238

2deg5145

20

30

50

1deg2556

5717

3423Otelbronz 11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

20

30

50

5deg4238

2deg5145

5717

3423

Otelaliaje aluminiu

15

1866

1666

1207

5deg4238

15deg

16deg42

22deg30

110

20

30

50

2deg5145

1deg2558

5717

3423

iar momentul de frecare elementar

(28)

In cazul unei presiuni constante pe suprafata de contact

(29)

Dar deci

Semnificatiile notatiilor din relatiile 27 28 si 29 se gasesc in fig 2

Pentru ca imbinarea sa transmita momentul Mt trebuie sa fie indeplinita conditia

sau

unde c ndash coeficient de siguranta

Se poate scrie

Din relatia de mai sus se poate obtine presiunea superficial minima

Aceasta presiune se realizeaza datorita unei forte axiale de presare care este conform fig 25

sau

Se poate usor deduce relatia fortei de deplasare

Avantajul principal al asamblarii conice prin presare este ca se pot realiza diferentele de diametre ale celor doua piese (butuc-arbore) la o cursa mica prin deplasarea axiala

Dezavantejele sunt

- dificultatea calcularii exacte a tensiunilor axiale radiale si tangentiale la ajustajele conice

- necesitatea realizarii unei conicitati riguros exacte la butuc si arbore

515 Sudabilitatea metalelor

Sudabilitatea este caracteristica ce determina aptitudinea metalelorin conditii de sudare datede a realize asamblari

Sudabilitatea este determinata de

- proprietatile metalului de baza

- tehnologia de sudare

- conceptia constructiva a elementelor constructiei

- caracterul si nivelul solicitarilor in timpul exploatarii

Referitor la sudabilitate se mai folosesc si alte notiuni derivateca siguranta la sudare si comportarea la sudare

Compozitia chimica este elemental ce influenteaza determinant comportarea la sudare Este motivul pentru carerespectarea retetei chimice devine obligatorie

In cazul laminatelor din oteluri carbon obisnuitese considera ca se asigura o comportare la sudare bunafara masuri specialedaca se respecta limitele din tabelul 52

Tabel 52

elem

val

C Mn MnSi Si P S

[] lt 025 lt 05 21 lt 02 lt 006 le 006

Elementul cu cea mai mare influenta asupra comportarii la sudareeste carbonulOdata cu cresterea continutului in carbon creste posibilitatea de calire fapt care se evidentiaza prin aparitia in zona de sudare a unor zone de duritate mare

In fig52 se prezinta variatia duritatii de-a lungul unei liniiintr-o sectiune perpendiculara pe directia de depunere a unui strat de sudura

Fig52

O variatie a duritatii ca cea din figura 52 este caracteristica pentru sudurile realizate pe material laminat la caldsau normalizat

Se observa ca valorile maxime ale duritatiicresc odata cu cresterea continutului de carbon De asemenease remarca marirea diferentei dintre duritatea maxima atinsa si duritatea materialului de baza

Cresterea continutului de carbon creste si pericolul formarii porilor in cusaturadatorita cresterii probabilitatii arderii carbonuluisi deci a formarii de compusi gazosi in baia de metal topit

Pentru a putea tine cont si de influenta cumulata a carbonului si a elementelor de aliereasupra sudabilitatiia fost necesara stabilirea unei metode cantitative de evidentiere a efectului studiat

S-a introdus astfelnotiunuea de carbon echivalent C exprimata printr-o relatie liniara intre concentratiile diferitelor elemente

In tabelul 53 sunt datedupa HARDEN si VOLDRICH limitele uzuale admise pentru Ce pentru care sudarea se face fara preincalzire

In afara de C si grosimea pieselor de studiatduritatea maxima admisa in zona influentata termicdepinde si de parametrii tehnologici

Astfel exista posibilitatea caprin adaptarea acestorala specificul otelului sudatsa se realizezeo micsorare a duritatii maxime

Tabel 53

Ce = C + Mn6 + (Cr + Mo + V)5 + (Ni + Cu)15Conditia satisfacuta Duritate

maxima

HV

Ce

Grosimea placii (mm)

6 12 25 50

Fara fisuri la sudare

350 060 050 045 045

Siguranta in exploatare

250 045 040 035 030

In figura 53 se observa influenta grosimii pieselor si avitezei de sudare asupra duritatii maxime din zona influentata termic

In functie de valoarea carbonului echivalent si de tipul electrodului folosi(acid sau basic) se determina cu ajutorul tabelului 5 un indice conventional de subunitate notat I

Tabel 54

Electrod acid Electrod basic I020 025 A

021 ndash 023 026 ndash 029 B024 ndash 027 030 ndash 035 C028 ndash 032 036 ndash 040 D033 ndash 038 041 ndash 045 E039 ndash 044 046 ndash 049 F

045 050 G

516 Clasificarea asamblarilor sudate

Asamblarile sudate pot fi realizate prin

- cusaturi cap la capsau

- cusaturi in colt

Simbolizarea asamblarilor sudate este prezentata in tabelul55

Tabel 55

Nr

Tipul

sudurii

Denumirea sudurii

Simbol Reprezentare Reprezentare simplificata

0 1 2 3 4 5 1 Sudura

cap la cap

Sudura in V

2 Sudura in V pe support

3

Sudura in U

4

Sudura in Y pe ambele parti

5

Sudura in U pe ambele parti

6

Sudura in colt

Sudura in colt

pe ambele parti

7 Sudura in colt

pe o parte

8 Sudura prin

suprapunere

Sudura in gaura

9 Sudura prin puncte

10

Sudura in linie

Reprezentareacotarea si notarea completa a sudurilor pe deseneeste reglementata de STAS 735-87

52Calculul imbinarilor sudate

In calculul imbinarilor sudate se folosesc aceleasi principii si metode ca in rezistenta materialelorConditia initiala care se pune este principiul de egala rezistentaadica imbinarile sudate sa aiba aceeasi rezistenta ca si restul constructiei

In acest modse evita supradimensionarile

521 Sudurile cap la cap

In figura 5 se prezinta o imbinare sudata cap la cap ce constituie sectiunea de calcul

Fig5

Lungimea cordonului de sudura -1- este determinata de lungimea tablelor care se studiaza

Datorita imperfectiunii cordoanelor de sudura la capete se considera ca lungime de calcul

l = ls ndash 2∙s (52)

Grosimea cusaturii -a- trebuie sa fie mai mare decat grosimea -s- a tablelor

Pentru materialul de baza forta maxima ce poate fi preluata cu incarcarea din figura este

F1 = ls ∙ s ∙ σa (53)

Forta maxima preluata de cordonul de sudura

F2 = l ∙ a ∙ σas (54)

Dar F1 = F2 deci l ∙ a ∙ σas = ls ∙ s ∙ σa

Se obtine

(55)

Deoarece ls gt l si σa gt σas intr-adevar a gt s

Practica recomanda pentru a

a = (12125) s (56)

Rezistentele admise ale cordonului - σas - comparativ cu materialul de baza - σa - sunt

- pentru tractiune σas = (0609) σa

- pentru compresiune σas = (0751) σa

Daca (fig54) sudura este solicitata si de moment un momentul incovoietor Mi atunci efortul unitar in cursatura va fi

Daca cordonul va fi supus simultan si fortei F si momentului Mi efortul unitar va fi

Pentru solicitarea la forfecare a sectiunii

528 Deformatii si tensiuni remanente

5281 Originea deformatiilor si tensiunilor remanente

Tensiunile remanente ce apar in piesele sudate se datoreaza variatiilor de temperatura la care este supusa piesa in timpul sudarii

Daca incalzirea si racirea se fac uniform in tot corpul piesei iar dilatarea si contractia sunt libere starile de eforturi si modificarile de volum cauzate de incalzire sunt reversibile la racire Conditiile de mai sus nu pot insa sa fie asigurate

Efectele incalzirii locale produse in timpul sudarii pot fi reversibile in situatia in care tensiunile provocate de incalzirea locala si neuniforma nu ar depasi limita de elasticitate a metalului

Trecandu-se in domeniul plastic metalul ramane dupa racire cu deformatii si tensiuni remanente

La asamblarea prin sudare a doua table din cauza aportului mare de caldura concentrata intr-o zona restransa se produc dilatari Dupa racire metalul depus se contracta antrenand si metalul de baza din vecinatate

Deformatiile care apar sunt insotite si de o stare tensionala de tensiuni remanente Daca grosimea tablelor este suficient de mica se pot neglija tensiunile perpendiculare pe

planul acestora ramanand tensiunile in lungul cusaturii- - si cele perpendicular pe

cusatura ndash -Aceste tensiuni sunt in echilibru deoarece nu sunt generate de forta exterioara

5282 Masuri pentru combaterea deformatiilor si tensiunilor remanente

Pentru ca piesa sa fie folosita in bune conditii in urma operatiei de sudare deformatiile si tensiunile trebuiesc inlaturate intr-o masura cat mai mare

Se prezinta cateva masuri ce au ca efect mentinerea deformatiilor si tensiunilor remanente la valori relativ mici nesuparatoare

-succesiunea corecta a executarii cusaturilor

Elementele ce se sudeaza se recomanda sa fie asezate astfel incat deplasarea acestora in timpul incalzirii si racirii sa se faca liber Astfel in cazul cusaturilor cap la cap tablele se vor aseza ca in fig 517

Fig 517

-Deformarea in sens opus

Pentru ca piesele ce se sudeaza sa revina la forma initiala acestea primesc o deformatie initiala corespunzatoare de sens contrar care se obtine mecanic cu ajutorul unor dispozitive ca cel din figura 518 sau prin incalzire cu flacara

1-Ghiare de deformare

2-Surub de actionare

3-Piesa de deformat

Fig 518

-Fixarea rigida a pieselor ce se imbina

Fixarea in dispozitive este folosita pentru impiedicarea deformatiilor la sudarea in serie mare

Dupa racire piesele isi pastreaza forma dar raman cu tensiuni remanente de valori mari Acestea se diminueaza cu unul din procedeele prezentate in continuare

-Preincalzirea

Determinarea temperaturii de preincalzire a pieselor ce se sudeaza se face de regula in functie de continutul de carbon

-Detensionarea

Detensionarea se recomanda cu precadere la sudarea otelurilor aliate sau a otelurilor carbon de dimensiuni mari

Diagrama de detensionare se prezinta in fig 519

Fig 519

529 Consideratii generale privind proiectarea constructiilor sudate

Proiectarea corecta a constructiilor sudate solicita pe de o parte stapanirea tuturor parametrilor procedeelor de sudare iar pe de alta parte acceptarea ca metoda de realizare a pieselor si a sudurii pe langa procedeele clasice (turnare forjare matritare etc)

Principiul de baza care guverneaza dimensionarea asamblarilor sudate este principiul de egala rezistenta

Se prezinta in continuare si alte principii ce stau la baza proiectarii constructiilor sudate

-asigurarea continuitatii fluxului liniilor de forte prin alegerea unei forme adecvate a pieselor

-marirea rigiditatii constructiilor sudate prin micsorarea lungimii libere a elementelor

-micsorarea tensiunilor datorate constructiei si a efectului de crestatura

-realizarea constructiilor simetrice pentru a minimaliza tensiunile interne

-la cordoanele de sudura solicitate din exterior sa nu existe grosimi sub 4 mm

-constructia sudata sa fie asamblata din parti componente cat mai mari pentru micsorarea numarului de cordoane

5291 Exemple contructive de imbinari sudate

In constructia de masini exista elemente realizate exclusiv prin sudare cum ar fi recipienti grinzi boghiuri etc

In fig 520 se prezinta un arbore cotit realizat prin sudura

In fig 521 este prezentata o roata dintata realizata prin sudura

In fig 522 este prezentata o carcasa de reductor realizata prin sudura

Fig 520 Fig 521

Fig 522

53 Asamblari nituite

531 Generalitati descriere clasificare

Nituirea face parte din categoria asamblarilor nedemontabile Odata cu dezvoltarea procedeelor de sudare nituirea si-a restrans aria de raspandire in momentul de fata utilizandu-se

- la piesele supuse la sarcini variabile unde sudura este inca un procedeu nesigur

- piese din aliaje usoare din domeniul aviatiei

- piese din materiale greu sudabile

Forma generala a unui nit este prezentata in fig523 El se compune din

- tija nitului -1

- capul fix -2

-capul de inchidere -3

Intre nit si piesele ce urmeaza a fi asamblate se lasa un joc de diametru - j -

Formarea capului nitului care se mai numeste si operatie de nituire se poate face

- la rece ndash cand diametrele sunt de maxim 12 mm

- la cald - cand diametrul nitului depaseste 12mm

Din punct de vedere constructiv exista mai multe solutii constructive atat pentru Formarea tijei cat si pentru cap

Tija nitului poate fi plina ndash fig 522 sau tubulara Aceasta se foloseste la diametre cuprinse in game 4 ndash 20 mm si cu o grosime a peretelui de 025- 15 mm fiind foarte utilizate in aviatie mecanica fina si industrie usoara

Dupa Forma capului se intalnesc

a) cap semirotund - fig52 a - sunt cele mai utilizate Este usor de realizat dar este voluminos si citeodata greu de amplasat in imbinare

b)

cap inecat ndash fig52b - necesita prelucrari suplimentare la piesele ce urmeaza a fi imbinate Rezistenta capului este slaba in raport cu tija aceluiasi nit

Fig52

c) cap plat - fig52c - cu o gama restransa de utilizare ndash dogarie

d) cap tronconic - fig52 d - din punct de vedere al rezistentei corespund foarte bine dar cu o tehnologie destul de greoaie

e) cap semiinecat - fig52e - imbina avantajul rezistentei nitului cu cap semirotund cu avantajul ocuparii unui spatiu restrans al capului inecat

f) cap tronconic si semiinecat - fig52f - sunt utilizate ca nituri de rezistenta ndash etansare Aduna dezavantajele de la ambele tipuri ndash cap tronconic si inecat

a

b

c

d

e

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

c) Calculul asamblarilor cu pene paralele

Penele paralele se monteaza in locasul lor cu joc radial (fig 14)

Fig 14

Din acest motiv momentul este preluat si transmis doar de fetele laterale

Schema de solicitare a unei pene paralele in functie de sensul de rotire al arborelului este prezentata in figura 15a

Fig 15a

Momentul transmis se poate calcula cu relatia

Mt=yFt sau daca

Mt= dFt

Aceeasi relatie se poate scrie si in functie de presiunea de contact

Mt=ypA unde y - distanta fata de punctual de aplicare a fortei

P ndash presiunea unitara

A ndash suprafata ce transmite moment

Dar y A hl deci

Mt= hlpd

In fig15b se prezinta repartizarea neuniforma a eforturilor de suprafetele de contact

Neuniformitatea se formeaza pe de o parte datorita tendintei de scoatere a penei din locas iar pe de alta parte datorita existentei fortelor de frecare dintre suprafetele in contact

Fig 15b

Penele paralele se verifica la presiunea de contact si forfecare cu relatiile

Pef= Pa

Ъef= Ъaf

d)Calculul asamblarilor cu pene disc

O asamblare cu pana disc este prezentata in fig16

Momentul Mt transmisibil se calculeaza cu relatia

Pana este solicitata preponderent la presiunea de contact pe suprafata si la forfecarea pe

sectiunea

In tabelul 4 se dau valorile pentru presiunile de contact admisibile pentru calculul asamblarilor cu pene longitudinale

Tabelul 4

Material

Presiunea admisibila - sarcina

statica

N

pulsatorie

N

alternativa

N

Otel forjat

100divide150 70 100 35 50

Otel aliat cu Ni

100 150 70 100 35 50

Fonta 70 80 45 55 22 28

2 Asamblari cu bolturi si stifturi

21 Asamblari cu bolturi

Bolturile sunt organe de masini in forma cilindrica folosite ca elemente de legatura in articulatii Se construiesc in doua variante de baza

-bolturi cu cap in doua variante A si B ndash fig 17

-bolturi fara cap tot in doua variante ndash fig 18

In constructia de masini se folosesc si alte variante constructive de bolturi cateva dintre acestea fiind prezentate in fig 19

Ca materiale se recomanda OL50 OLC35 OLC45 in funtie de solicitari

Bolturile sunt solicitate la strivire inconvoiere si forfecare In calcule se neglijeaza influenta jocurilor si a deformatiilor elastice asupra repartitiei sarcinilor si se adopta schema de calcul din fig 20

a) Solicitare de forfecare

cu A ndash aria sectiunii de forfecare

b) Solicitari de contact

δas pentru strivirea intre bolt si tija

δas pentru strivirea intre bolt si furca

c) Solicitare de inconvoiere cu W ndash modul de rezistenta al boltului

Valorile pentru tensiunile admisibile sunt

22 Asamblari cu stifturi

Stifturile se folosesc in special pentru a fixa pozitia relativa a doua piese

In cazul solicitarilor mici stifturile se pot inlocui cu pene si bolturi care reprezinta solutii mai economice

Formele de baza utilizate sunt

- stifturi cilindrice

- stifturi conice

Fiecare din cele doua categorii pot fi netede sectionate tubulare sau filetate Formele constructive se prezinta in fig21 ndash cilindrice si fig22 ndash conice

Stifturile de centrare se folosesc perechi montate cat mai departe unul de altul Stifturile conice spre deosebire de cele cilindrice nu isi pierd efectul de strangere in urma unor montari si demontari repetate si se executa cu autofranare In anexa (A3) se prezinta exemple de utilizare a stifturilor conice si cilindrice

Materialele recomandate sunt OL50 OLC45 OLC17 OSC 8

Stifturile tubulare si cele spintecate se confectioneaza din otel de arc

cu

Stifturile sunt solicitate cu precadere la forfecare si solicitare de contact calculele fiind generate de relatiile deja cunoscute Astfel

-solicitare de forfecare cu

Se va tine seama de numarul sectiunilor de forfecare ndash solicitare de contact

pentru strivire intre stift si manson si

pentru strivire intre stift si arbore

In relatiile de mai sus cu

d ndash diametrul stiftului

In tabelul 5 se indica valorile admisibile pentru eforturile unitare Pa in ipoteza sarcinilor statice Pentru sarcini variabile valorile se caracterizeaza cu un coeficient k=07 ndash sarcini pulsatorii sau k=05 ndash sarcini alternant simetrice

Tabel 5

Material OL37 OL60 OL70 OLT Fonta100 150 180 825 675

85 125 150 - -

55 85 100 - -

3 Asamblari conice prin presare

Schema de principiu pentru o asamblare de acest gen este prezentata in fig 4 23

Forta radiala necesara pentru asigurarea transmiterii momentului de torsiune fara patinare este realizata fie prin exercitarea unei forte axiale cu ajutorul unei piulite in cazul imbinarilor fara autoblocare (2 Lgtρ) fie prin strangere proprie prin crearea unui ajustaj conic cu strangere

Fig 23

In tabelul 6 se fac recomandari pentru conicitati in functie de cuplul de materiale din asamblare

Pentru un element de portiune conica forta normal elementara se va calcula cu relatia

(27)

Tabelul 6

Cuplu de materiale

Asamblare cu autoblocare

Asamblare fara autoblocare

Conicitate Unghi inclinare

Conicitate Unghi inclinare

Otel otel

Otelfonta

Fontafonta

11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

5deg4238

2deg5145

20

30

50

1deg2556

5717

3423Otelbronz 11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

20

30

50

5deg4238

2deg5145

5717

3423

Otelaliaje aluminiu

15

1866

1666

1207

5deg4238

15deg

16deg42

22deg30

110

20

30

50

2deg5145

1deg2558

5717

3423

iar momentul de frecare elementar

(28)

In cazul unei presiuni constante pe suprafata de contact

(29)

Dar deci

Semnificatiile notatiilor din relatiile 27 28 si 29 se gasesc in fig 2

Pentru ca imbinarea sa transmita momentul Mt trebuie sa fie indeplinita conditia

sau

unde c ndash coeficient de siguranta

Se poate scrie

Din relatia de mai sus se poate obtine presiunea superficial minima

Aceasta presiune se realizeaza datorita unei forte axiale de presare care este conform fig 25

sau

Se poate usor deduce relatia fortei de deplasare

Avantajul principal al asamblarii conice prin presare este ca se pot realiza diferentele de diametre ale celor doua piese (butuc-arbore) la o cursa mica prin deplasarea axiala

Dezavantejele sunt

- dificultatea calcularii exacte a tensiunilor axiale radiale si tangentiale la ajustajele conice

- necesitatea realizarii unei conicitati riguros exacte la butuc si arbore

515 Sudabilitatea metalelor

Sudabilitatea este caracteristica ce determina aptitudinea metalelorin conditii de sudare datede a realize asamblari

Sudabilitatea este determinata de

- proprietatile metalului de baza

- tehnologia de sudare

- conceptia constructiva a elementelor constructiei

- caracterul si nivelul solicitarilor in timpul exploatarii

Referitor la sudabilitate se mai folosesc si alte notiuni derivateca siguranta la sudare si comportarea la sudare

Compozitia chimica este elemental ce influenteaza determinant comportarea la sudare Este motivul pentru carerespectarea retetei chimice devine obligatorie

In cazul laminatelor din oteluri carbon obisnuitese considera ca se asigura o comportare la sudare bunafara masuri specialedaca se respecta limitele din tabelul 52

Tabel 52

elem

val

C Mn MnSi Si P S

[] lt 025 lt 05 21 lt 02 lt 006 le 006

Elementul cu cea mai mare influenta asupra comportarii la sudareeste carbonulOdata cu cresterea continutului in carbon creste posibilitatea de calire fapt care se evidentiaza prin aparitia in zona de sudare a unor zone de duritate mare

In fig52 se prezinta variatia duritatii de-a lungul unei liniiintr-o sectiune perpendiculara pe directia de depunere a unui strat de sudura

Fig52

O variatie a duritatii ca cea din figura 52 este caracteristica pentru sudurile realizate pe material laminat la caldsau normalizat

Se observa ca valorile maxime ale duritatiicresc odata cu cresterea continutului de carbon De asemenease remarca marirea diferentei dintre duritatea maxima atinsa si duritatea materialului de baza

Cresterea continutului de carbon creste si pericolul formarii porilor in cusaturadatorita cresterii probabilitatii arderii carbonuluisi deci a formarii de compusi gazosi in baia de metal topit

Pentru a putea tine cont si de influenta cumulata a carbonului si a elementelor de aliereasupra sudabilitatiia fost necesara stabilirea unei metode cantitative de evidentiere a efectului studiat

S-a introdus astfelnotiunuea de carbon echivalent C exprimata printr-o relatie liniara intre concentratiile diferitelor elemente

In tabelul 53 sunt datedupa HARDEN si VOLDRICH limitele uzuale admise pentru Ce pentru care sudarea se face fara preincalzire

In afara de C si grosimea pieselor de studiatduritatea maxima admisa in zona influentata termicdepinde si de parametrii tehnologici

Astfel exista posibilitatea caprin adaptarea acestorala specificul otelului sudatsa se realizezeo micsorare a duritatii maxime

Tabel 53

Ce = C + Mn6 + (Cr + Mo + V)5 + (Ni + Cu)15Conditia satisfacuta Duritate

maxima

HV

Ce

Grosimea placii (mm)

6 12 25 50

Fara fisuri la sudare

350 060 050 045 045

Siguranta in exploatare

250 045 040 035 030

In figura 53 se observa influenta grosimii pieselor si avitezei de sudare asupra duritatii maxime din zona influentata termic

In functie de valoarea carbonului echivalent si de tipul electrodului folosi(acid sau basic) se determina cu ajutorul tabelului 5 un indice conventional de subunitate notat I

Tabel 54

Electrod acid Electrod basic I020 025 A

021 ndash 023 026 ndash 029 B024 ndash 027 030 ndash 035 C028 ndash 032 036 ndash 040 D033 ndash 038 041 ndash 045 E039 ndash 044 046 ndash 049 F

045 050 G

516 Clasificarea asamblarilor sudate

Asamblarile sudate pot fi realizate prin

- cusaturi cap la capsau

- cusaturi in colt

Simbolizarea asamblarilor sudate este prezentata in tabelul55

Tabel 55

Nr

Tipul

sudurii

Denumirea sudurii

Simbol Reprezentare Reprezentare simplificata

0 1 2 3 4 5 1 Sudura

cap la cap

Sudura in V

2 Sudura in V pe support

3

Sudura in U

4

Sudura in Y pe ambele parti

5

Sudura in U pe ambele parti

6

Sudura in colt

Sudura in colt

pe ambele parti

7 Sudura in colt

pe o parte

8 Sudura prin

suprapunere

Sudura in gaura

9 Sudura prin puncte

10

Sudura in linie

Reprezentareacotarea si notarea completa a sudurilor pe deseneeste reglementata de STAS 735-87

52Calculul imbinarilor sudate

In calculul imbinarilor sudate se folosesc aceleasi principii si metode ca in rezistenta materialelorConditia initiala care se pune este principiul de egala rezistentaadica imbinarile sudate sa aiba aceeasi rezistenta ca si restul constructiei

In acest modse evita supradimensionarile

521 Sudurile cap la cap

In figura 5 se prezinta o imbinare sudata cap la cap ce constituie sectiunea de calcul

Fig5

Lungimea cordonului de sudura -1- este determinata de lungimea tablelor care se studiaza

Datorita imperfectiunii cordoanelor de sudura la capete se considera ca lungime de calcul

l = ls ndash 2∙s (52)

Grosimea cusaturii -a- trebuie sa fie mai mare decat grosimea -s- a tablelor

Pentru materialul de baza forta maxima ce poate fi preluata cu incarcarea din figura este

F1 = ls ∙ s ∙ σa (53)

Forta maxima preluata de cordonul de sudura

F2 = l ∙ a ∙ σas (54)

Dar F1 = F2 deci l ∙ a ∙ σas = ls ∙ s ∙ σa

Se obtine

(55)

Deoarece ls gt l si σa gt σas intr-adevar a gt s

Practica recomanda pentru a

a = (12125) s (56)

Rezistentele admise ale cordonului - σas - comparativ cu materialul de baza - σa - sunt

- pentru tractiune σas = (0609) σa

- pentru compresiune σas = (0751) σa

Daca (fig54) sudura este solicitata si de moment un momentul incovoietor Mi atunci efortul unitar in cursatura va fi

Daca cordonul va fi supus simultan si fortei F si momentului Mi efortul unitar va fi

Pentru solicitarea la forfecare a sectiunii

528 Deformatii si tensiuni remanente

5281 Originea deformatiilor si tensiunilor remanente

Tensiunile remanente ce apar in piesele sudate se datoreaza variatiilor de temperatura la care este supusa piesa in timpul sudarii

Daca incalzirea si racirea se fac uniform in tot corpul piesei iar dilatarea si contractia sunt libere starile de eforturi si modificarile de volum cauzate de incalzire sunt reversibile la racire Conditiile de mai sus nu pot insa sa fie asigurate

Efectele incalzirii locale produse in timpul sudarii pot fi reversibile in situatia in care tensiunile provocate de incalzirea locala si neuniforma nu ar depasi limita de elasticitate a metalului

Trecandu-se in domeniul plastic metalul ramane dupa racire cu deformatii si tensiuni remanente

La asamblarea prin sudare a doua table din cauza aportului mare de caldura concentrata intr-o zona restransa se produc dilatari Dupa racire metalul depus se contracta antrenand si metalul de baza din vecinatate

Deformatiile care apar sunt insotite si de o stare tensionala de tensiuni remanente Daca grosimea tablelor este suficient de mica se pot neglija tensiunile perpendiculare pe

planul acestora ramanand tensiunile in lungul cusaturii- - si cele perpendicular pe

cusatura ndash -Aceste tensiuni sunt in echilibru deoarece nu sunt generate de forta exterioara

5282 Masuri pentru combaterea deformatiilor si tensiunilor remanente

Pentru ca piesa sa fie folosita in bune conditii in urma operatiei de sudare deformatiile si tensiunile trebuiesc inlaturate intr-o masura cat mai mare

Se prezinta cateva masuri ce au ca efect mentinerea deformatiilor si tensiunilor remanente la valori relativ mici nesuparatoare

-succesiunea corecta a executarii cusaturilor

Elementele ce se sudeaza se recomanda sa fie asezate astfel incat deplasarea acestora in timpul incalzirii si racirii sa se faca liber Astfel in cazul cusaturilor cap la cap tablele se vor aseza ca in fig 517

Fig 517

-Deformarea in sens opus

Pentru ca piesele ce se sudeaza sa revina la forma initiala acestea primesc o deformatie initiala corespunzatoare de sens contrar care se obtine mecanic cu ajutorul unor dispozitive ca cel din figura 518 sau prin incalzire cu flacara

1-Ghiare de deformare

2-Surub de actionare

3-Piesa de deformat

Fig 518

-Fixarea rigida a pieselor ce se imbina

Fixarea in dispozitive este folosita pentru impiedicarea deformatiilor la sudarea in serie mare

Dupa racire piesele isi pastreaza forma dar raman cu tensiuni remanente de valori mari Acestea se diminueaza cu unul din procedeele prezentate in continuare

-Preincalzirea

Determinarea temperaturii de preincalzire a pieselor ce se sudeaza se face de regula in functie de continutul de carbon

-Detensionarea

Detensionarea se recomanda cu precadere la sudarea otelurilor aliate sau a otelurilor carbon de dimensiuni mari

Diagrama de detensionare se prezinta in fig 519

Fig 519

529 Consideratii generale privind proiectarea constructiilor sudate

Proiectarea corecta a constructiilor sudate solicita pe de o parte stapanirea tuturor parametrilor procedeelor de sudare iar pe de alta parte acceptarea ca metoda de realizare a pieselor si a sudurii pe langa procedeele clasice (turnare forjare matritare etc)

Principiul de baza care guverneaza dimensionarea asamblarilor sudate este principiul de egala rezistenta

Se prezinta in continuare si alte principii ce stau la baza proiectarii constructiilor sudate

-asigurarea continuitatii fluxului liniilor de forte prin alegerea unei forme adecvate a pieselor

-marirea rigiditatii constructiilor sudate prin micsorarea lungimii libere a elementelor

-micsorarea tensiunilor datorate constructiei si a efectului de crestatura

-realizarea constructiilor simetrice pentru a minimaliza tensiunile interne

-la cordoanele de sudura solicitate din exterior sa nu existe grosimi sub 4 mm

-constructia sudata sa fie asamblata din parti componente cat mai mari pentru micsorarea numarului de cordoane

5291 Exemple contructive de imbinari sudate

In constructia de masini exista elemente realizate exclusiv prin sudare cum ar fi recipienti grinzi boghiuri etc

In fig 520 se prezinta un arbore cotit realizat prin sudura

In fig 521 este prezentata o roata dintata realizata prin sudura

In fig 522 este prezentata o carcasa de reductor realizata prin sudura

Fig 520 Fig 521

Fig 522

53 Asamblari nituite

531 Generalitati descriere clasificare

Nituirea face parte din categoria asamblarilor nedemontabile Odata cu dezvoltarea procedeelor de sudare nituirea si-a restrans aria de raspandire in momentul de fata utilizandu-se

- la piesele supuse la sarcini variabile unde sudura este inca un procedeu nesigur

- piese din aliaje usoare din domeniul aviatiei

- piese din materiale greu sudabile

Forma generala a unui nit este prezentata in fig523 El se compune din

- tija nitului -1

- capul fix -2

-capul de inchidere -3

Intre nit si piesele ce urmeaza a fi asamblate se lasa un joc de diametru - j -

Formarea capului nitului care se mai numeste si operatie de nituire se poate face

- la rece ndash cand diametrele sunt de maxim 12 mm

- la cald - cand diametrul nitului depaseste 12mm

Din punct de vedere constructiv exista mai multe solutii constructive atat pentru Formarea tijei cat si pentru cap

Tija nitului poate fi plina ndash fig 522 sau tubulara Aceasta se foloseste la diametre cuprinse in game 4 ndash 20 mm si cu o grosime a peretelui de 025- 15 mm fiind foarte utilizate in aviatie mecanica fina si industrie usoara

Dupa Forma capului se intalnesc

a) cap semirotund - fig52 a - sunt cele mai utilizate Este usor de realizat dar este voluminos si citeodata greu de amplasat in imbinare

b)

cap inecat ndash fig52b - necesita prelucrari suplimentare la piesele ce urmeaza a fi imbinate Rezistenta capului este slaba in raport cu tija aceluiasi nit

Fig52

c) cap plat - fig52c - cu o gama restransa de utilizare ndash dogarie

d) cap tronconic - fig52 d - din punct de vedere al rezistentei corespund foarte bine dar cu o tehnologie destul de greoaie

e) cap semiinecat - fig52e - imbina avantajul rezistentei nitului cu cap semirotund cu avantajul ocuparii unui spatiu restrans al capului inecat

f) cap tronconic si semiinecat - fig52f - sunt utilizate ca nituri de rezistenta ndash etansare Aduna dezavantajele de la ambele tipuri ndash cap tronconic si inecat

a

b

c

d

e

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

Dar y A hl deci

Mt= hlpd

In fig15b se prezinta repartizarea neuniforma a eforturilor de suprafetele de contact

Neuniformitatea se formeaza pe de o parte datorita tendintei de scoatere a penei din locas iar pe de alta parte datorita existentei fortelor de frecare dintre suprafetele in contact

Fig 15b

Penele paralele se verifica la presiunea de contact si forfecare cu relatiile

Pef= Pa

Ъef= Ъaf

d)Calculul asamblarilor cu pene disc

O asamblare cu pana disc este prezentata in fig16

Momentul Mt transmisibil se calculeaza cu relatia

Pana este solicitata preponderent la presiunea de contact pe suprafata si la forfecarea pe

sectiunea

In tabelul 4 se dau valorile pentru presiunile de contact admisibile pentru calculul asamblarilor cu pene longitudinale

Tabelul 4

Material

Presiunea admisibila - sarcina

statica

N

pulsatorie

N

alternativa

N

Otel forjat

100divide150 70 100 35 50

Otel aliat cu Ni

100 150 70 100 35 50

Fonta 70 80 45 55 22 28

2 Asamblari cu bolturi si stifturi

21 Asamblari cu bolturi

Bolturile sunt organe de masini in forma cilindrica folosite ca elemente de legatura in articulatii Se construiesc in doua variante de baza

-bolturi cu cap in doua variante A si B ndash fig 17

-bolturi fara cap tot in doua variante ndash fig 18

In constructia de masini se folosesc si alte variante constructive de bolturi cateva dintre acestea fiind prezentate in fig 19

Ca materiale se recomanda OL50 OLC35 OLC45 in funtie de solicitari

Bolturile sunt solicitate la strivire inconvoiere si forfecare In calcule se neglijeaza influenta jocurilor si a deformatiilor elastice asupra repartitiei sarcinilor si se adopta schema de calcul din fig 20

a) Solicitare de forfecare

cu A ndash aria sectiunii de forfecare

b) Solicitari de contact

δas pentru strivirea intre bolt si tija

δas pentru strivirea intre bolt si furca

c) Solicitare de inconvoiere cu W ndash modul de rezistenta al boltului

Valorile pentru tensiunile admisibile sunt

22 Asamblari cu stifturi

Stifturile se folosesc in special pentru a fixa pozitia relativa a doua piese

In cazul solicitarilor mici stifturile se pot inlocui cu pene si bolturi care reprezinta solutii mai economice

Formele de baza utilizate sunt

- stifturi cilindrice

- stifturi conice

Fiecare din cele doua categorii pot fi netede sectionate tubulare sau filetate Formele constructive se prezinta in fig21 ndash cilindrice si fig22 ndash conice

Stifturile de centrare se folosesc perechi montate cat mai departe unul de altul Stifturile conice spre deosebire de cele cilindrice nu isi pierd efectul de strangere in urma unor montari si demontari repetate si se executa cu autofranare In anexa (A3) se prezinta exemple de utilizare a stifturilor conice si cilindrice

Materialele recomandate sunt OL50 OLC45 OLC17 OSC 8

Stifturile tubulare si cele spintecate se confectioneaza din otel de arc

cu

Stifturile sunt solicitate cu precadere la forfecare si solicitare de contact calculele fiind generate de relatiile deja cunoscute Astfel

-solicitare de forfecare cu

Se va tine seama de numarul sectiunilor de forfecare ndash solicitare de contact

pentru strivire intre stift si manson si

pentru strivire intre stift si arbore

In relatiile de mai sus cu

d ndash diametrul stiftului

In tabelul 5 se indica valorile admisibile pentru eforturile unitare Pa in ipoteza sarcinilor statice Pentru sarcini variabile valorile se caracterizeaza cu un coeficient k=07 ndash sarcini pulsatorii sau k=05 ndash sarcini alternant simetrice

Tabel 5

Material OL37 OL60 OL70 OLT Fonta100 150 180 825 675

85 125 150 - -

55 85 100 - -

3 Asamblari conice prin presare

Schema de principiu pentru o asamblare de acest gen este prezentata in fig 4 23

Forta radiala necesara pentru asigurarea transmiterii momentului de torsiune fara patinare este realizata fie prin exercitarea unei forte axiale cu ajutorul unei piulite in cazul imbinarilor fara autoblocare (2 Lgtρ) fie prin strangere proprie prin crearea unui ajustaj conic cu strangere

Fig 23

In tabelul 6 se fac recomandari pentru conicitati in functie de cuplul de materiale din asamblare

Pentru un element de portiune conica forta normal elementara se va calcula cu relatia

(27)

Tabelul 6

Cuplu de materiale

Asamblare cu autoblocare

Asamblare fara autoblocare

Conicitate Unghi inclinare

Conicitate Unghi inclinare

Otel otel

Otelfonta

Fontafonta

11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

5deg4238

2deg5145

20

30

50

1deg2556

5717

3423Otelbronz 11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

20

30

50

5deg4238

2deg5145

5717

3423

Otelaliaje aluminiu

15

1866

1666

1207

5deg4238

15deg

16deg42

22deg30

110

20

30

50

2deg5145

1deg2558

5717

3423

iar momentul de frecare elementar

(28)

In cazul unei presiuni constante pe suprafata de contact

(29)

Dar deci

Semnificatiile notatiilor din relatiile 27 28 si 29 se gasesc in fig 2

Pentru ca imbinarea sa transmita momentul Mt trebuie sa fie indeplinita conditia

sau

unde c ndash coeficient de siguranta

Se poate scrie

Din relatia de mai sus se poate obtine presiunea superficial minima

Aceasta presiune se realizeaza datorita unei forte axiale de presare care este conform fig 25

sau

Se poate usor deduce relatia fortei de deplasare

Avantajul principal al asamblarii conice prin presare este ca se pot realiza diferentele de diametre ale celor doua piese (butuc-arbore) la o cursa mica prin deplasarea axiala

Dezavantejele sunt

- dificultatea calcularii exacte a tensiunilor axiale radiale si tangentiale la ajustajele conice

- necesitatea realizarii unei conicitati riguros exacte la butuc si arbore

515 Sudabilitatea metalelor

Sudabilitatea este caracteristica ce determina aptitudinea metalelorin conditii de sudare datede a realize asamblari

Sudabilitatea este determinata de

- proprietatile metalului de baza

- tehnologia de sudare

- conceptia constructiva a elementelor constructiei

- caracterul si nivelul solicitarilor in timpul exploatarii

Referitor la sudabilitate se mai folosesc si alte notiuni derivateca siguranta la sudare si comportarea la sudare

Compozitia chimica este elemental ce influenteaza determinant comportarea la sudare Este motivul pentru carerespectarea retetei chimice devine obligatorie

In cazul laminatelor din oteluri carbon obisnuitese considera ca se asigura o comportare la sudare bunafara masuri specialedaca se respecta limitele din tabelul 52

Tabel 52

elem

val

C Mn MnSi Si P S

[] lt 025 lt 05 21 lt 02 lt 006 le 006

Elementul cu cea mai mare influenta asupra comportarii la sudareeste carbonulOdata cu cresterea continutului in carbon creste posibilitatea de calire fapt care se evidentiaza prin aparitia in zona de sudare a unor zone de duritate mare

In fig52 se prezinta variatia duritatii de-a lungul unei liniiintr-o sectiune perpendiculara pe directia de depunere a unui strat de sudura

Fig52

O variatie a duritatii ca cea din figura 52 este caracteristica pentru sudurile realizate pe material laminat la caldsau normalizat

Se observa ca valorile maxime ale duritatiicresc odata cu cresterea continutului de carbon De asemenease remarca marirea diferentei dintre duritatea maxima atinsa si duritatea materialului de baza

Cresterea continutului de carbon creste si pericolul formarii porilor in cusaturadatorita cresterii probabilitatii arderii carbonuluisi deci a formarii de compusi gazosi in baia de metal topit

Pentru a putea tine cont si de influenta cumulata a carbonului si a elementelor de aliereasupra sudabilitatiia fost necesara stabilirea unei metode cantitative de evidentiere a efectului studiat

S-a introdus astfelnotiunuea de carbon echivalent C exprimata printr-o relatie liniara intre concentratiile diferitelor elemente

In tabelul 53 sunt datedupa HARDEN si VOLDRICH limitele uzuale admise pentru Ce pentru care sudarea se face fara preincalzire

In afara de C si grosimea pieselor de studiatduritatea maxima admisa in zona influentata termicdepinde si de parametrii tehnologici

Astfel exista posibilitatea caprin adaptarea acestorala specificul otelului sudatsa se realizezeo micsorare a duritatii maxime

Tabel 53

Ce = C + Mn6 + (Cr + Mo + V)5 + (Ni + Cu)15Conditia satisfacuta Duritate

maxima

HV

Ce

Grosimea placii (mm)

6 12 25 50

Fara fisuri la sudare

350 060 050 045 045

Siguranta in exploatare

250 045 040 035 030

In figura 53 se observa influenta grosimii pieselor si avitezei de sudare asupra duritatii maxime din zona influentata termic

In functie de valoarea carbonului echivalent si de tipul electrodului folosi(acid sau basic) se determina cu ajutorul tabelului 5 un indice conventional de subunitate notat I

Tabel 54

Electrod acid Electrod basic I020 025 A

021 ndash 023 026 ndash 029 B024 ndash 027 030 ndash 035 C028 ndash 032 036 ndash 040 D033 ndash 038 041 ndash 045 E039 ndash 044 046 ndash 049 F

045 050 G

516 Clasificarea asamblarilor sudate

Asamblarile sudate pot fi realizate prin

- cusaturi cap la capsau

- cusaturi in colt

Simbolizarea asamblarilor sudate este prezentata in tabelul55

Tabel 55

Nr

Tipul

sudurii

Denumirea sudurii

Simbol Reprezentare Reprezentare simplificata

0 1 2 3 4 5 1 Sudura

cap la cap

Sudura in V

2 Sudura in V pe support

3

Sudura in U

4

Sudura in Y pe ambele parti

5

Sudura in U pe ambele parti

6

Sudura in colt

Sudura in colt

pe ambele parti

7 Sudura in colt

pe o parte

8 Sudura prin

suprapunere

Sudura in gaura

9 Sudura prin puncte

10

Sudura in linie

Reprezentareacotarea si notarea completa a sudurilor pe deseneeste reglementata de STAS 735-87

52Calculul imbinarilor sudate

In calculul imbinarilor sudate se folosesc aceleasi principii si metode ca in rezistenta materialelorConditia initiala care se pune este principiul de egala rezistentaadica imbinarile sudate sa aiba aceeasi rezistenta ca si restul constructiei

In acest modse evita supradimensionarile

521 Sudurile cap la cap

In figura 5 se prezinta o imbinare sudata cap la cap ce constituie sectiunea de calcul

Fig5

Lungimea cordonului de sudura -1- este determinata de lungimea tablelor care se studiaza

Datorita imperfectiunii cordoanelor de sudura la capete se considera ca lungime de calcul

l = ls ndash 2∙s (52)

Grosimea cusaturii -a- trebuie sa fie mai mare decat grosimea -s- a tablelor

Pentru materialul de baza forta maxima ce poate fi preluata cu incarcarea din figura este

F1 = ls ∙ s ∙ σa (53)

Forta maxima preluata de cordonul de sudura

F2 = l ∙ a ∙ σas (54)

Dar F1 = F2 deci l ∙ a ∙ σas = ls ∙ s ∙ σa

Se obtine

(55)

Deoarece ls gt l si σa gt σas intr-adevar a gt s

Practica recomanda pentru a

a = (12125) s (56)

Rezistentele admise ale cordonului - σas - comparativ cu materialul de baza - σa - sunt

- pentru tractiune σas = (0609) σa

- pentru compresiune σas = (0751) σa

Daca (fig54) sudura este solicitata si de moment un momentul incovoietor Mi atunci efortul unitar in cursatura va fi

Daca cordonul va fi supus simultan si fortei F si momentului Mi efortul unitar va fi

Pentru solicitarea la forfecare a sectiunii

528 Deformatii si tensiuni remanente

5281 Originea deformatiilor si tensiunilor remanente

Tensiunile remanente ce apar in piesele sudate se datoreaza variatiilor de temperatura la care este supusa piesa in timpul sudarii

Daca incalzirea si racirea se fac uniform in tot corpul piesei iar dilatarea si contractia sunt libere starile de eforturi si modificarile de volum cauzate de incalzire sunt reversibile la racire Conditiile de mai sus nu pot insa sa fie asigurate

Efectele incalzirii locale produse in timpul sudarii pot fi reversibile in situatia in care tensiunile provocate de incalzirea locala si neuniforma nu ar depasi limita de elasticitate a metalului

Trecandu-se in domeniul plastic metalul ramane dupa racire cu deformatii si tensiuni remanente

La asamblarea prin sudare a doua table din cauza aportului mare de caldura concentrata intr-o zona restransa se produc dilatari Dupa racire metalul depus se contracta antrenand si metalul de baza din vecinatate

Deformatiile care apar sunt insotite si de o stare tensionala de tensiuni remanente Daca grosimea tablelor este suficient de mica se pot neglija tensiunile perpendiculare pe

planul acestora ramanand tensiunile in lungul cusaturii- - si cele perpendicular pe

cusatura ndash -Aceste tensiuni sunt in echilibru deoarece nu sunt generate de forta exterioara

5282 Masuri pentru combaterea deformatiilor si tensiunilor remanente

Pentru ca piesa sa fie folosita in bune conditii in urma operatiei de sudare deformatiile si tensiunile trebuiesc inlaturate intr-o masura cat mai mare

Se prezinta cateva masuri ce au ca efect mentinerea deformatiilor si tensiunilor remanente la valori relativ mici nesuparatoare

-succesiunea corecta a executarii cusaturilor

Elementele ce se sudeaza se recomanda sa fie asezate astfel incat deplasarea acestora in timpul incalzirii si racirii sa se faca liber Astfel in cazul cusaturilor cap la cap tablele se vor aseza ca in fig 517

Fig 517

-Deformarea in sens opus

Pentru ca piesele ce se sudeaza sa revina la forma initiala acestea primesc o deformatie initiala corespunzatoare de sens contrar care se obtine mecanic cu ajutorul unor dispozitive ca cel din figura 518 sau prin incalzire cu flacara

1-Ghiare de deformare

2-Surub de actionare

3-Piesa de deformat

Fig 518

-Fixarea rigida a pieselor ce se imbina

Fixarea in dispozitive este folosita pentru impiedicarea deformatiilor la sudarea in serie mare

Dupa racire piesele isi pastreaza forma dar raman cu tensiuni remanente de valori mari Acestea se diminueaza cu unul din procedeele prezentate in continuare

-Preincalzirea

Determinarea temperaturii de preincalzire a pieselor ce se sudeaza se face de regula in functie de continutul de carbon

-Detensionarea

Detensionarea se recomanda cu precadere la sudarea otelurilor aliate sau a otelurilor carbon de dimensiuni mari

Diagrama de detensionare se prezinta in fig 519

Fig 519

529 Consideratii generale privind proiectarea constructiilor sudate

Proiectarea corecta a constructiilor sudate solicita pe de o parte stapanirea tuturor parametrilor procedeelor de sudare iar pe de alta parte acceptarea ca metoda de realizare a pieselor si a sudurii pe langa procedeele clasice (turnare forjare matritare etc)

Principiul de baza care guverneaza dimensionarea asamblarilor sudate este principiul de egala rezistenta

Se prezinta in continuare si alte principii ce stau la baza proiectarii constructiilor sudate

-asigurarea continuitatii fluxului liniilor de forte prin alegerea unei forme adecvate a pieselor

-marirea rigiditatii constructiilor sudate prin micsorarea lungimii libere a elementelor

-micsorarea tensiunilor datorate constructiei si a efectului de crestatura

-realizarea constructiilor simetrice pentru a minimaliza tensiunile interne

-la cordoanele de sudura solicitate din exterior sa nu existe grosimi sub 4 mm

-constructia sudata sa fie asamblata din parti componente cat mai mari pentru micsorarea numarului de cordoane

5291 Exemple contructive de imbinari sudate

In constructia de masini exista elemente realizate exclusiv prin sudare cum ar fi recipienti grinzi boghiuri etc

In fig 520 se prezinta un arbore cotit realizat prin sudura

In fig 521 este prezentata o roata dintata realizata prin sudura

In fig 522 este prezentata o carcasa de reductor realizata prin sudura

Fig 520 Fig 521

Fig 522

53 Asamblari nituite

531 Generalitati descriere clasificare

Nituirea face parte din categoria asamblarilor nedemontabile Odata cu dezvoltarea procedeelor de sudare nituirea si-a restrans aria de raspandire in momentul de fata utilizandu-se

- la piesele supuse la sarcini variabile unde sudura este inca un procedeu nesigur

- piese din aliaje usoare din domeniul aviatiei

- piese din materiale greu sudabile

Forma generala a unui nit este prezentata in fig523 El se compune din

- tija nitului -1

- capul fix -2

-capul de inchidere -3

Intre nit si piesele ce urmeaza a fi asamblate se lasa un joc de diametru - j -

Formarea capului nitului care se mai numeste si operatie de nituire se poate face

- la rece ndash cand diametrele sunt de maxim 12 mm

- la cald - cand diametrul nitului depaseste 12mm

Din punct de vedere constructiv exista mai multe solutii constructive atat pentru Formarea tijei cat si pentru cap

Tija nitului poate fi plina ndash fig 522 sau tubulara Aceasta se foloseste la diametre cuprinse in game 4 ndash 20 mm si cu o grosime a peretelui de 025- 15 mm fiind foarte utilizate in aviatie mecanica fina si industrie usoara

Dupa Forma capului se intalnesc

a) cap semirotund - fig52 a - sunt cele mai utilizate Este usor de realizat dar este voluminos si citeodata greu de amplasat in imbinare

b)

cap inecat ndash fig52b - necesita prelucrari suplimentare la piesele ce urmeaza a fi imbinate Rezistenta capului este slaba in raport cu tija aceluiasi nit

Fig52

c) cap plat - fig52c - cu o gama restransa de utilizare ndash dogarie

d) cap tronconic - fig52 d - din punct de vedere al rezistentei corespund foarte bine dar cu o tehnologie destul de greoaie

e) cap semiinecat - fig52e - imbina avantajul rezistentei nitului cu cap semirotund cu avantajul ocuparii unui spatiu restrans al capului inecat

f) cap tronconic si semiinecat - fig52f - sunt utilizate ca nituri de rezistenta ndash etansare Aduna dezavantajele de la ambele tipuri ndash cap tronconic si inecat

a

b

c

d

e

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

Pana este solicitata preponderent la presiunea de contact pe suprafata si la forfecarea pe

sectiunea

In tabelul 4 se dau valorile pentru presiunile de contact admisibile pentru calculul asamblarilor cu pene longitudinale

Tabelul 4

Material

Presiunea admisibila - sarcina

statica

N

pulsatorie

N

alternativa

N

Otel forjat

100divide150 70 100 35 50

Otel aliat cu Ni

100 150 70 100 35 50

Fonta 70 80 45 55 22 28

2 Asamblari cu bolturi si stifturi

21 Asamblari cu bolturi

Bolturile sunt organe de masini in forma cilindrica folosite ca elemente de legatura in articulatii Se construiesc in doua variante de baza

-bolturi cu cap in doua variante A si B ndash fig 17

-bolturi fara cap tot in doua variante ndash fig 18

In constructia de masini se folosesc si alte variante constructive de bolturi cateva dintre acestea fiind prezentate in fig 19

Ca materiale se recomanda OL50 OLC35 OLC45 in funtie de solicitari

Bolturile sunt solicitate la strivire inconvoiere si forfecare In calcule se neglijeaza influenta jocurilor si a deformatiilor elastice asupra repartitiei sarcinilor si se adopta schema de calcul din fig 20

a) Solicitare de forfecare

cu A ndash aria sectiunii de forfecare

b) Solicitari de contact

δas pentru strivirea intre bolt si tija

δas pentru strivirea intre bolt si furca

c) Solicitare de inconvoiere cu W ndash modul de rezistenta al boltului

Valorile pentru tensiunile admisibile sunt

22 Asamblari cu stifturi

Stifturile se folosesc in special pentru a fixa pozitia relativa a doua piese

In cazul solicitarilor mici stifturile se pot inlocui cu pene si bolturi care reprezinta solutii mai economice

Formele de baza utilizate sunt

- stifturi cilindrice

- stifturi conice

Fiecare din cele doua categorii pot fi netede sectionate tubulare sau filetate Formele constructive se prezinta in fig21 ndash cilindrice si fig22 ndash conice

Stifturile de centrare se folosesc perechi montate cat mai departe unul de altul Stifturile conice spre deosebire de cele cilindrice nu isi pierd efectul de strangere in urma unor montari si demontari repetate si se executa cu autofranare In anexa (A3) se prezinta exemple de utilizare a stifturilor conice si cilindrice

Materialele recomandate sunt OL50 OLC45 OLC17 OSC 8

Stifturile tubulare si cele spintecate se confectioneaza din otel de arc

cu

Stifturile sunt solicitate cu precadere la forfecare si solicitare de contact calculele fiind generate de relatiile deja cunoscute Astfel

-solicitare de forfecare cu

Se va tine seama de numarul sectiunilor de forfecare ndash solicitare de contact

pentru strivire intre stift si manson si

pentru strivire intre stift si arbore

In relatiile de mai sus cu

d ndash diametrul stiftului

In tabelul 5 se indica valorile admisibile pentru eforturile unitare Pa in ipoteza sarcinilor statice Pentru sarcini variabile valorile se caracterizeaza cu un coeficient k=07 ndash sarcini pulsatorii sau k=05 ndash sarcini alternant simetrice

Tabel 5

Material OL37 OL60 OL70 OLT Fonta100 150 180 825 675

85 125 150 - -

55 85 100 - -

3 Asamblari conice prin presare

Schema de principiu pentru o asamblare de acest gen este prezentata in fig 4 23

Forta radiala necesara pentru asigurarea transmiterii momentului de torsiune fara patinare este realizata fie prin exercitarea unei forte axiale cu ajutorul unei piulite in cazul imbinarilor fara autoblocare (2 Lgtρ) fie prin strangere proprie prin crearea unui ajustaj conic cu strangere

Fig 23

In tabelul 6 se fac recomandari pentru conicitati in functie de cuplul de materiale din asamblare

Pentru un element de portiune conica forta normal elementara se va calcula cu relatia

(27)

Tabelul 6

Cuplu de materiale

Asamblare cu autoblocare

Asamblare fara autoblocare

Conicitate Unghi inclinare

Conicitate Unghi inclinare

Otel otel

Otelfonta

Fontafonta

11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

5deg4238

2deg5145

20

30

50

1deg2556

5717

3423Otelbronz 11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

20

30

50

5deg4238

2deg5145

5717

3423

Otelaliaje aluminiu

15

1866

1666

1207

5deg4238

15deg

16deg42

22deg30

110

20

30

50

2deg5145

1deg2558

5717

3423

iar momentul de frecare elementar

(28)

In cazul unei presiuni constante pe suprafata de contact

(29)

Dar deci

Semnificatiile notatiilor din relatiile 27 28 si 29 se gasesc in fig 2

Pentru ca imbinarea sa transmita momentul Mt trebuie sa fie indeplinita conditia

sau

unde c ndash coeficient de siguranta

Se poate scrie

Din relatia de mai sus se poate obtine presiunea superficial minima

Aceasta presiune se realizeaza datorita unei forte axiale de presare care este conform fig 25

sau

Se poate usor deduce relatia fortei de deplasare

Avantajul principal al asamblarii conice prin presare este ca se pot realiza diferentele de diametre ale celor doua piese (butuc-arbore) la o cursa mica prin deplasarea axiala

Dezavantejele sunt

- dificultatea calcularii exacte a tensiunilor axiale radiale si tangentiale la ajustajele conice

- necesitatea realizarii unei conicitati riguros exacte la butuc si arbore

515 Sudabilitatea metalelor

Sudabilitatea este caracteristica ce determina aptitudinea metalelorin conditii de sudare datede a realize asamblari

Sudabilitatea este determinata de

- proprietatile metalului de baza

- tehnologia de sudare

- conceptia constructiva a elementelor constructiei

- caracterul si nivelul solicitarilor in timpul exploatarii

Referitor la sudabilitate se mai folosesc si alte notiuni derivateca siguranta la sudare si comportarea la sudare

Compozitia chimica este elemental ce influenteaza determinant comportarea la sudare Este motivul pentru carerespectarea retetei chimice devine obligatorie

In cazul laminatelor din oteluri carbon obisnuitese considera ca se asigura o comportare la sudare bunafara masuri specialedaca se respecta limitele din tabelul 52

Tabel 52

elem

val

C Mn MnSi Si P S

[] lt 025 lt 05 21 lt 02 lt 006 le 006

Elementul cu cea mai mare influenta asupra comportarii la sudareeste carbonulOdata cu cresterea continutului in carbon creste posibilitatea de calire fapt care se evidentiaza prin aparitia in zona de sudare a unor zone de duritate mare

In fig52 se prezinta variatia duritatii de-a lungul unei liniiintr-o sectiune perpendiculara pe directia de depunere a unui strat de sudura

Fig52

O variatie a duritatii ca cea din figura 52 este caracteristica pentru sudurile realizate pe material laminat la caldsau normalizat

Se observa ca valorile maxime ale duritatiicresc odata cu cresterea continutului de carbon De asemenease remarca marirea diferentei dintre duritatea maxima atinsa si duritatea materialului de baza

Cresterea continutului de carbon creste si pericolul formarii porilor in cusaturadatorita cresterii probabilitatii arderii carbonuluisi deci a formarii de compusi gazosi in baia de metal topit

Pentru a putea tine cont si de influenta cumulata a carbonului si a elementelor de aliereasupra sudabilitatiia fost necesara stabilirea unei metode cantitative de evidentiere a efectului studiat

S-a introdus astfelnotiunuea de carbon echivalent C exprimata printr-o relatie liniara intre concentratiile diferitelor elemente

In tabelul 53 sunt datedupa HARDEN si VOLDRICH limitele uzuale admise pentru Ce pentru care sudarea se face fara preincalzire

In afara de C si grosimea pieselor de studiatduritatea maxima admisa in zona influentata termicdepinde si de parametrii tehnologici

Astfel exista posibilitatea caprin adaptarea acestorala specificul otelului sudatsa se realizezeo micsorare a duritatii maxime

Tabel 53

Ce = C + Mn6 + (Cr + Mo + V)5 + (Ni + Cu)15Conditia satisfacuta Duritate

maxima

HV

Ce

Grosimea placii (mm)

6 12 25 50

Fara fisuri la sudare

350 060 050 045 045

Siguranta in exploatare

250 045 040 035 030

In figura 53 se observa influenta grosimii pieselor si avitezei de sudare asupra duritatii maxime din zona influentata termic

In functie de valoarea carbonului echivalent si de tipul electrodului folosi(acid sau basic) se determina cu ajutorul tabelului 5 un indice conventional de subunitate notat I

Tabel 54

Electrod acid Electrod basic I020 025 A

021 ndash 023 026 ndash 029 B024 ndash 027 030 ndash 035 C028 ndash 032 036 ndash 040 D033 ndash 038 041 ndash 045 E039 ndash 044 046 ndash 049 F

045 050 G

516 Clasificarea asamblarilor sudate

Asamblarile sudate pot fi realizate prin

- cusaturi cap la capsau

- cusaturi in colt

Simbolizarea asamblarilor sudate este prezentata in tabelul55

Tabel 55

Nr

Tipul

sudurii

Denumirea sudurii

Simbol Reprezentare Reprezentare simplificata

0 1 2 3 4 5 1 Sudura

cap la cap

Sudura in V

2 Sudura in V pe support

3

Sudura in U

4

Sudura in Y pe ambele parti

5

Sudura in U pe ambele parti

6

Sudura in colt

Sudura in colt

pe ambele parti

7 Sudura in colt

pe o parte

8 Sudura prin

suprapunere

Sudura in gaura

9 Sudura prin puncte

10

Sudura in linie

Reprezentareacotarea si notarea completa a sudurilor pe deseneeste reglementata de STAS 735-87

52Calculul imbinarilor sudate

In calculul imbinarilor sudate se folosesc aceleasi principii si metode ca in rezistenta materialelorConditia initiala care se pune este principiul de egala rezistentaadica imbinarile sudate sa aiba aceeasi rezistenta ca si restul constructiei

In acest modse evita supradimensionarile

521 Sudurile cap la cap

In figura 5 se prezinta o imbinare sudata cap la cap ce constituie sectiunea de calcul

Fig5

Lungimea cordonului de sudura -1- este determinata de lungimea tablelor care se studiaza

Datorita imperfectiunii cordoanelor de sudura la capete se considera ca lungime de calcul

l = ls ndash 2∙s (52)

Grosimea cusaturii -a- trebuie sa fie mai mare decat grosimea -s- a tablelor

Pentru materialul de baza forta maxima ce poate fi preluata cu incarcarea din figura este

F1 = ls ∙ s ∙ σa (53)

Forta maxima preluata de cordonul de sudura

F2 = l ∙ a ∙ σas (54)

Dar F1 = F2 deci l ∙ a ∙ σas = ls ∙ s ∙ σa

Se obtine

(55)

Deoarece ls gt l si σa gt σas intr-adevar a gt s

Practica recomanda pentru a

a = (12125) s (56)

Rezistentele admise ale cordonului - σas - comparativ cu materialul de baza - σa - sunt

- pentru tractiune σas = (0609) σa

- pentru compresiune σas = (0751) σa

Daca (fig54) sudura este solicitata si de moment un momentul incovoietor Mi atunci efortul unitar in cursatura va fi

Daca cordonul va fi supus simultan si fortei F si momentului Mi efortul unitar va fi

Pentru solicitarea la forfecare a sectiunii

528 Deformatii si tensiuni remanente

5281 Originea deformatiilor si tensiunilor remanente

Tensiunile remanente ce apar in piesele sudate se datoreaza variatiilor de temperatura la care este supusa piesa in timpul sudarii

Daca incalzirea si racirea se fac uniform in tot corpul piesei iar dilatarea si contractia sunt libere starile de eforturi si modificarile de volum cauzate de incalzire sunt reversibile la racire Conditiile de mai sus nu pot insa sa fie asigurate

Efectele incalzirii locale produse in timpul sudarii pot fi reversibile in situatia in care tensiunile provocate de incalzirea locala si neuniforma nu ar depasi limita de elasticitate a metalului

Trecandu-se in domeniul plastic metalul ramane dupa racire cu deformatii si tensiuni remanente

La asamblarea prin sudare a doua table din cauza aportului mare de caldura concentrata intr-o zona restransa se produc dilatari Dupa racire metalul depus se contracta antrenand si metalul de baza din vecinatate

Deformatiile care apar sunt insotite si de o stare tensionala de tensiuni remanente Daca grosimea tablelor este suficient de mica se pot neglija tensiunile perpendiculare pe

planul acestora ramanand tensiunile in lungul cusaturii- - si cele perpendicular pe

cusatura ndash -Aceste tensiuni sunt in echilibru deoarece nu sunt generate de forta exterioara

5282 Masuri pentru combaterea deformatiilor si tensiunilor remanente

Pentru ca piesa sa fie folosita in bune conditii in urma operatiei de sudare deformatiile si tensiunile trebuiesc inlaturate intr-o masura cat mai mare

Se prezinta cateva masuri ce au ca efect mentinerea deformatiilor si tensiunilor remanente la valori relativ mici nesuparatoare

-succesiunea corecta a executarii cusaturilor

Elementele ce se sudeaza se recomanda sa fie asezate astfel incat deplasarea acestora in timpul incalzirii si racirii sa se faca liber Astfel in cazul cusaturilor cap la cap tablele se vor aseza ca in fig 517

Fig 517

-Deformarea in sens opus

Pentru ca piesele ce se sudeaza sa revina la forma initiala acestea primesc o deformatie initiala corespunzatoare de sens contrar care se obtine mecanic cu ajutorul unor dispozitive ca cel din figura 518 sau prin incalzire cu flacara

1-Ghiare de deformare

2-Surub de actionare

3-Piesa de deformat

Fig 518

-Fixarea rigida a pieselor ce se imbina

Fixarea in dispozitive este folosita pentru impiedicarea deformatiilor la sudarea in serie mare

Dupa racire piesele isi pastreaza forma dar raman cu tensiuni remanente de valori mari Acestea se diminueaza cu unul din procedeele prezentate in continuare

-Preincalzirea

Determinarea temperaturii de preincalzire a pieselor ce se sudeaza se face de regula in functie de continutul de carbon

-Detensionarea

Detensionarea se recomanda cu precadere la sudarea otelurilor aliate sau a otelurilor carbon de dimensiuni mari

Diagrama de detensionare se prezinta in fig 519

Fig 519

529 Consideratii generale privind proiectarea constructiilor sudate

Proiectarea corecta a constructiilor sudate solicita pe de o parte stapanirea tuturor parametrilor procedeelor de sudare iar pe de alta parte acceptarea ca metoda de realizare a pieselor si a sudurii pe langa procedeele clasice (turnare forjare matritare etc)

Principiul de baza care guverneaza dimensionarea asamblarilor sudate este principiul de egala rezistenta

Se prezinta in continuare si alte principii ce stau la baza proiectarii constructiilor sudate

-asigurarea continuitatii fluxului liniilor de forte prin alegerea unei forme adecvate a pieselor

-marirea rigiditatii constructiilor sudate prin micsorarea lungimii libere a elementelor

-micsorarea tensiunilor datorate constructiei si a efectului de crestatura

-realizarea constructiilor simetrice pentru a minimaliza tensiunile interne

-la cordoanele de sudura solicitate din exterior sa nu existe grosimi sub 4 mm

-constructia sudata sa fie asamblata din parti componente cat mai mari pentru micsorarea numarului de cordoane

5291 Exemple contructive de imbinari sudate

In constructia de masini exista elemente realizate exclusiv prin sudare cum ar fi recipienti grinzi boghiuri etc

In fig 520 se prezinta un arbore cotit realizat prin sudura

In fig 521 este prezentata o roata dintata realizata prin sudura

In fig 522 este prezentata o carcasa de reductor realizata prin sudura

Fig 520 Fig 521

Fig 522

53 Asamblari nituite

531 Generalitati descriere clasificare

Nituirea face parte din categoria asamblarilor nedemontabile Odata cu dezvoltarea procedeelor de sudare nituirea si-a restrans aria de raspandire in momentul de fata utilizandu-se

- la piesele supuse la sarcini variabile unde sudura este inca un procedeu nesigur

- piese din aliaje usoare din domeniul aviatiei

- piese din materiale greu sudabile

Forma generala a unui nit este prezentata in fig523 El se compune din

- tija nitului -1

- capul fix -2

-capul de inchidere -3

Intre nit si piesele ce urmeaza a fi asamblate se lasa un joc de diametru - j -

Formarea capului nitului care se mai numeste si operatie de nituire se poate face

- la rece ndash cand diametrele sunt de maxim 12 mm

- la cald - cand diametrul nitului depaseste 12mm

Din punct de vedere constructiv exista mai multe solutii constructive atat pentru Formarea tijei cat si pentru cap

Tija nitului poate fi plina ndash fig 522 sau tubulara Aceasta se foloseste la diametre cuprinse in game 4 ndash 20 mm si cu o grosime a peretelui de 025- 15 mm fiind foarte utilizate in aviatie mecanica fina si industrie usoara

Dupa Forma capului se intalnesc

a) cap semirotund - fig52 a - sunt cele mai utilizate Este usor de realizat dar este voluminos si citeodata greu de amplasat in imbinare

b)

cap inecat ndash fig52b - necesita prelucrari suplimentare la piesele ce urmeaza a fi imbinate Rezistenta capului este slaba in raport cu tija aceluiasi nit

Fig52

c) cap plat - fig52c - cu o gama restransa de utilizare ndash dogarie

d) cap tronconic - fig52 d - din punct de vedere al rezistentei corespund foarte bine dar cu o tehnologie destul de greoaie

e) cap semiinecat - fig52e - imbina avantajul rezistentei nitului cu cap semirotund cu avantajul ocuparii unui spatiu restrans al capului inecat

f) cap tronconic si semiinecat - fig52f - sunt utilizate ca nituri de rezistenta ndash etansare Aduna dezavantajele de la ambele tipuri ndash cap tronconic si inecat

a

b

c

d

e

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

In constructia de masini se folosesc si alte variante constructive de bolturi cateva dintre acestea fiind prezentate in fig 19

Ca materiale se recomanda OL50 OLC35 OLC45 in funtie de solicitari

Bolturile sunt solicitate la strivire inconvoiere si forfecare In calcule se neglijeaza influenta jocurilor si a deformatiilor elastice asupra repartitiei sarcinilor si se adopta schema de calcul din fig 20

a) Solicitare de forfecare

cu A ndash aria sectiunii de forfecare

b) Solicitari de contact

δas pentru strivirea intre bolt si tija

δas pentru strivirea intre bolt si furca

c) Solicitare de inconvoiere cu W ndash modul de rezistenta al boltului

Valorile pentru tensiunile admisibile sunt

22 Asamblari cu stifturi

Stifturile se folosesc in special pentru a fixa pozitia relativa a doua piese

In cazul solicitarilor mici stifturile se pot inlocui cu pene si bolturi care reprezinta solutii mai economice

Formele de baza utilizate sunt

- stifturi cilindrice

- stifturi conice

Fiecare din cele doua categorii pot fi netede sectionate tubulare sau filetate Formele constructive se prezinta in fig21 ndash cilindrice si fig22 ndash conice

Stifturile de centrare se folosesc perechi montate cat mai departe unul de altul Stifturile conice spre deosebire de cele cilindrice nu isi pierd efectul de strangere in urma unor montari si demontari repetate si se executa cu autofranare In anexa (A3) se prezinta exemple de utilizare a stifturilor conice si cilindrice

Materialele recomandate sunt OL50 OLC45 OLC17 OSC 8

Stifturile tubulare si cele spintecate se confectioneaza din otel de arc

cu

Stifturile sunt solicitate cu precadere la forfecare si solicitare de contact calculele fiind generate de relatiile deja cunoscute Astfel

-solicitare de forfecare cu

Se va tine seama de numarul sectiunilor de forfecare ndash solicitare de contact

pentru strivire intre stift si manson si

pentru strivire intre stift si arbore

In relatiile de mai sus cu

d ndash diametrul stiftului

In tabelul 5 se indica valorile admisibile pentru eforturile unitare Pa in ipoteza sarcinilor statice Pentru sarcini variabile valorile se caracterizeaza cu un coeficient k=07 ndash sarcini pulsatorii sau k=05 ndash sarcini alternant simetrice

Tabel 5

Material OL37 OL60 OL70 OLT Fonta100 150 180 825 675

85 125 150 - -

55 85 100 - -

3 Asamblari conice prin presare

Schema de principiu pentru o asamblare de acest gen este prezentata in fig 4 23

Forta radiala necesara pentru asigurarea transmiterii momentului de torsiune fara patinare este realizata fie prin exercitarea unei forte axiale cu ajutorul unei piulite in cazul imbinarilor fara autoblocare (2 Lgtρ) fie prin strangere proprie prin crearea unui ajustaj conic cu strangere

Fig 23

In tabelul 6 se fac recomandari pentru conicitati in functie de cuplul de materiale din asamblare

Pentru un element de portiune conica forta normal elementara se va calcula cu relatia

(27)

Tabelul 6

Cuplu de materiale

Asamblare cu autoblocare

Asamblare fara autoblocare

Conicitate Unghi inclinare

Conicitate Unghi inclinare

Otel otel

Otelfonta

Fontafonta

11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

5deg4238

2deg5145

20

30

50

1deg2556

5717

3423Otelbronz 11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

20

30

50

5deg4238

2deg5145

5717

3423

Otelaliaje aluminiu

15

1866

1666

1207

5deg4238

15deg

16deg42

22deg30

110

20

30

50

2deg5145

1deg2558

5717

3423

iar momentul de frecare elementar

(28)

In cazul unei presiuni constante pe suprafata de contact

(29)

Dar deci

Semnificatiile notatiilor din relatiile 27 28 si 29 se gasesc in fig 2

Pentru ca imbinarea sa transmita momentul Mt trebuie sa fie indeplinita conditia

sau

unde c ndash coeficient de siguranta

Se poate scrie

Din relatia de mai sus se poate obtine presiunea superficial minima

Aceasta presiune se realizeaza datorita unei forte axiale de presare care este conform fig 25

sau

Se poate usor deduce relatia fortei de deplasare

Avantajul principal al asamblarii conice prin presare este ca se pot realiza diferentele de diametre ale celor doua piese (butuc-arbore) la o cursa mica prin deplasarea axiala

Dezavantejele sunt

- dificultatea calcularii exacte a tensiunilor axiale radiale si tangentiale la ajustajele conice

- necesitatea realizarii unei conicitati riguros exacte la butuc si arbore

515 Sudabilitatea metalelor

Sudabilitatea este caracteristica ce determina aptitudinea metalelorin conditii de sudare datede a realize asamblari

Sudabilitatea este determinata de

- proprietatile metalului de baza

- tehnologia de sudare

- conceptia constructiva a elementelor constructiei

- caracterul si nivelul solicitarilor in timpul exploatarii

Referitor la sudabilitate se mai folosesc si alte notiuni derivateca siguranta la sudare si comportarea la sudare

Compozitia chimica este elemental ce influenteaza determinant comportarea la sudare Este motivul pentru carerespectarea retetei chimice devine obligatorie

In cazul laminatelor din oteluri carbon obisnuitese considera ca se asigura o comportare la sudare bunafara masuri specialedaca se respecta limitele din tabelul 52

Tabel 52

elem

val

C Mn MnSi Si P S

[] lt 025 lt 05 21 lt 02 lt 006 le 006

Elementul cu cea mai mare influenta asupra comportarii la sudareeste carbonulOdata cu cresterea continutului in carbon creste posibilitatea de calire fapt care se evidentiaza prin aparitia in zona de sudare a unor zone de duritate mare

In fig52 se prezinta variatia duritatii de-a lungul unei liniiintr-o sectiune perpendiculara pe directia de depunere a unui strat de sudura

Fig52

O variatie a duritatii ca cea din figura 52 este caracteristica pentru sudurile realizate pe material laminat la caldsau normalizat

Se observa ca valorile maxime ale duritatiicresc odata cu cresterea continutului de carbon De asemenease remarca marirea diferentei dintre duritatea maxima atinsa si duritatea materialului de baza

Cresterea continutului de carbon creste si pericolul formarii porilor in cusaturadatorita cresterii probabilitatii arderii carbonuluisi deci a formarii de compusi gazosi in baia de metal topit

Pentru a putea tine cont si de influenta cumulata a carbonului si a elementelor de aliereasupra sudabilitatiia fost necesara stabilirea unei metode cantitative de evidentiere a efectului studiat

S-a introdus astfelnotiunuea de carbon echivalent C exprimata printr-o relatie liniara intre concentratiile diferitelor elemente

In tabelul 53 sunt datedupa HARDEN si VOLDRICH limitele uzuale admise pentru Ce pentru care sudarea se face fara preincalzire

In afara de C si grosimea pieselor de studiatduritatea maxima admisa in zona influentata termicdepinde si de parametrii tehnologici

Astfel exista posibilitatea caprin adaptarea acestorala specificul otelului sudatsa se realizezeo micsorare a duritatii maxime

Tabel 53

Ce = C + Mn6 + (Cr + Mo + V)5 + (Ni + Cu)15Conditia satisfacuta Duritate

maxima

HV

Ce

Grosimea placii (mm)

6 12 25 50

Fara fisuri la sudare

350 060 050 045 045

Siguranta in exploatare

250 045 040 035 030

In figura 53 se observa influenta grosimii pieselor si avitezei de sudare asupra duritatii maxime din zona influentata termic

In functie de valoarea carbonului echivalent si de tipul electrodului folosi(acid sau basic) se determina cu ajutorul tabelului 5 un indice conventional de subunitate notat I

Tabel 54

Electrod acid Electrod basic I020 025 A

021 ndash 023 026 ndash 029 B024 ndash 027 030 ndash 035 C028 ndash 032 036 ndash 040 D033 ndash 038 041 ndash 045 E039 ndash 044 046 ndash 049 F

045 050 G

516 Clasificarea asamblarilor sudate

Asamblarile sudate pot fi realizate prin

- cusaturi cap la capsau

- cusaturi in colt

Simbolizarea asamblarilor sudate este prezentata in tabelul55

Tabel 55

Nr

Tipul

sudurii

Denumirea sudurii

Simbol Reprezentare Reprezentare simplificata

0 1 2 3 4 5 1 Sudura

cap la cap

Sudura in V

2 Sudura in V pe support

3

Sudura in U

4

Sudura in Y pe ambele parti

5

Sudura in U pe ambele parti

6

Sudura in colt

Sudura in colt

pe ambele parti

7 Sudura in colt

pe o parte

8 Sudura prin

suprapunere

Sudura in gaura

9 Sudura prin puncte

10

Sudura in linie

Reprezentareacotarea si notarea completa a sudurilor pe deseneeste reglementata de STAS 735-87

52Calculul imbinarilor sudate

In calculul imbinarilor sudate se folosesc aceleasi principii si metode ca in rezistenta materialelorConditia initiala care se pune este principiul de egala rezistentaadica imbinarile sudate sa aiba aceeasi rezistenta ca si restul constructiei

In acest modse evita supradimensionarile

521 Sudurile cap la cap

In figura 5 se prezinta o imbinare sudata cap la cap ce constituie sectiunea de calcul

Fig5

Lungimea cordonului de sudura -1- este determinata de lungimea tablelor care se studiaza

Datorita imperfectiunii cordoanelor de sudura la capete se considera ca lungime de calcul

l = ls ndash 2∙s (52)

Grosimea cusaturii -a- trebuie sa fie mai mare decat grosimea -s- a tablelor

Pentru materialul de baza forta maxima ce poate fi preluata cu incarcarea din figura este

F1 = ls ∙ s ∙ σa (53)

Forta maxima preluata de cordonul de sudura

F2 = l ∙ a ∙ σas (54)

Dar F1 = F2 deci l ∙ a ∙ σas = ls ∙ s ∙ σa

Se obtine

(55)

Deoarece ls gt l si σa gt σas intr-adevar a gt s

Practica recomanda pentru a

a = (12125) s (56)

Rezistentele admise ale cordonului - σas - comparativ cu materialul de baza - σa - sunt

- pentru tractiune σas = (0609) σa

- pentru compresiune σas = (0751) σa

Daca (fig54) sudura este solicitata si de moment un momentul incovoietor Mi atunci efortul unitar in cursatura va fi

Daca cordonul va fi supus simultan si fortei F si momentului Mi efortul unitar va fi

Pentru solicitarea la forfecare a sectiunii

528 Deformatii si tensiuni remanente

5281 Originea deformatiilor si tensiunilor remanente

Tensiunile remanente ce apar in piesele sudate se datoreaza variatiilor de temperatura la care este supusa piesa in timpul sudarii

Daca incalzirea si racirea se fac uniform in tot corpul piesei iar dilatarea si contractia sunt libere starile de eforturi si modificarile de volum cauzate de incalzire sunt reversibile la racire Conditiile de mai sus nu pot insa sa fie asigurate

Efectele incalzirii locale produse in timpul sudarii pot fi reversibile in situatia in care tensiunile provocate de incalzirea locala si neuniforma nu ar depasi limita de elasticitate a metalului

Trecandu-se in domeniul plastic metalul ramane dupa racire cu deformatii si tensiuni remanente

La asamblarea prin sudare a doua table din cauza aportului mare de caldura concentrata intr-o zona restransa se produc dilatari Dupa racire metalul depus se contracta antrenand si metalul de baza din vecinatate

Deformatiile care apar sunt insotite si de o stare tensionala de tensiuni remanente Daca grosimea tablelor este suficient de mica se pot neglija tensiunile perpendiculare pe

planul acestora ramanand tensiunile in lungul cusaturii- - si cele perpendicular pe

cusatura ndash -Aceste tensiuni sunt in echilibru deoarece nu sunt generate de forta exterioara

5282 Masuri pentru combaterea deformatiilor si tensiunilor remanente

Pentru ca piesa sa fie folosita in bune conditii in urma operatiei de sudare deformatiile si tensiunile trebuiesc inlaturate intr-o masura cat mai mare

Se prezinta cateva masuri ce au ca efect mentinerea deformatiilor si tensiunilor remanente la valori relativ mici nesuparatoare

-succesiunea corecta a executarii cusaturilor

Elementele ce se sudeaza se recomanda sa fie asezate astfel incat deplasarea acestora in timpul incalzirii si racirii sa se faca liber Astfel in cazul cusaturilor cap la cap tablele se vor aseza ca in fig 517

Fig 517

-Deformarea in sens opus

Pentru ca piesele ce se sudeaza sa revina la forma initiala acestea primesc o deformatie initiala corespunzatoare de sens contrar care se obtine mecanic cu ajutorul unor dispozitive ca cel din figura 518 sau prin incalzire cu flacara

1-Ghiare de deformare

2-Surub de actionare

3-Piesa de deformat

Fig 518

-Fixarea rigida a pieselor ce se imbina

Fixarea in dispozitive este folosita pentru impiedicarea deformatiilor la sudarea in serie mare

Dupa racire piesele isi pastreaza forma dar raman cu tensiuni remanente de valori mari Acestea se diminueaza cu unul din procedeele prezentate in continuare

-Preincalzirea

Determinarea temperaturii de preincalzire a pieselor ce se sudeaza se face de regula in functie de continutul de carbon

-Detensionarea

Detensionarea se recomanda cu precadere la sudarea otelurilor aliate sau a otelurilor carbon de dimensiuni mari

Diagrama de detensionare se prezinta in fig 519

Fig 519

529 Consideratii generale privind proiectarea constructiilor sudate

Proiectarea corecta a constructiilor sudate solicita pe de o parte stapanirea tuturor parametrilor procedeelor de sudare iar pe de alta parte acceptarea ca metoda de realizare a pieselor si a sudurii pe langa procedeele clasice (turnare forjare matritare etc)

Principiul de baza care guverneaza dimensionarea asamblarilor sudate este principiul de egala rezistenta

Se prezinta in continuare si alte principii ce stau la baza proiectarii constructiilor sudate

-asigurarea continuitatii fluxului liniilor de forte prin alegerea unei forme adecvate a pieselor

-marirea rigiditatii constructiilor sudate prin micsorarea lungimii libere a elementelor

-micsorarea tensiunilor datorate constructiei si a efectului de crestatura

-realizarea constructiilor simetrice pentru a minimaliza tensiunile interne

-la cordoanele de sudura solicitate din exterior sa nu existe grosimi sub 4 mm

-constructia sudata sa fie asamblata din parti componente cat mai mari pentru micsorarea numarului de cordoane

5291 Exemple contructive de imbinari sudate

In constructia de masini exista elemente realizate exclusiv prin sudare cum ar fi recipienti grinzi boghiuri etc

In fig 520 se prezinta un arbore cotit realizat prin sudura

In fig 521 este prezentata o roata dintata realizata prin sudura

In fig 522 este prezentata o carcasa de reductor realizata prin sudura

Fig 520 Fig 521

Fig 522

53 Asamblari nituite

531 Generalitati descriere clasificare

Nituirea face parte din categoria asamblarilor nedemontabile Odata cu dezvoltarea procedeelor de sudare nituirea si-a restrans aria de raspandire in momentul de fata utilizandu-se

- la piesele supuse la sarcini variabile unde sudura este inca un procedeu nesigur

- piese din aliaje usoare din domeniul aviatiei

- piese din materiale greu sudabile

Forma generala a unui nit este prezentata in fig523 El se compune din

- tija nitului -1

- capul fix -2

-capul de inchidere -3

Intre nit si piesele ce urmeaza a fi asamblate se lasa un joc de diametru - j -

Formarea capului nitului care se mai numeste si operatie de nituire se poate face

- la rece ndash cand diametrele sunt de maxim 12 mm

- la cald - cand diametrul nitului depaseste 12mm

Din punct de vedere constructiv exista mai multe solutii constructive atat pentru Formarea tijei cat si pentru cap

Tija nitului poate fi plina ndash fig 522 sau tubulara Aceasta se foloseste la diametre cuprinse in game 4 ndash 20 mm si cu o grosime a peretelui de 025- 15 mm fiind foarte utilizate in aviatie mecanica fina si industrie usoara

Dupa Forma capului se intalnesc

a) cap semirotund - fig52 a - sunt cele mai utilizate Este usor de realizat dar este voluminos si citeodata greu de amplasat in imbinare

b)

cap inecat ndash fig52b - necesita prelucrari suplimentare la piesele ce urmeaza a fi imbinate Rezistenta capului este slaba in raport cu tija aceluiasi nit

Fig52

c) cap plat - fig52c - cu o gama restransa de utilizare ndash dogarie

d) cap tronconic - fig52 d - din punct de vedere al rezistentei corespund foarte bine dar cu o tehnologie destul de greoaie

e) cap semiinecat - fig52e - imbina avantajul rezistentei nitului cu cap semirotund cu avantajul ocuparii unui spatiu restrans al capului inecat

f) cap tronconic si semiinecat - fig52f - sunt utilizate ca nituri de rezistenta ndash etansare Aduna dezavantajele de la ambele tipuri ndash cap tronconic si inecat

a

b

c

d

e

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

b) Solicitari de contact

δas pentru strivirea intre bolt si tija

δas pentru strivirea intre bolt si furca

c) Solicitare de inconvoiere cu W ndash modul de rezistenta al boltului

Valorile pentru tensiunile admisibile sunt

22 Asamblari cu stifturi

Stifturile se folosesc in special pentru a fixa pozitia relativa a doua piese

In cazul solicitarilor mici stifturile se pot inlocui cu pene si bolturi care reprezinta solutii mai economice

Formele de baza utilizate sunt

- stifturi cilindrice

- stifturi conice

Fiecare din cele doua categorii pot fi netede sectionate tubulare sau filetate Formele constructive se prezinta in fig21 ndash cilindrice si fig22 ndash conice

Stifturile de centrare se folosesc perechi montate cat mai departe unul de altul Stifturile conice spre deosebire de cele cilindrice nu isi pierd efectul de strangere in urma unor montari si demontari repetate si se executa cu autofranare In anexa (A3) se prezinta exemple de utilizare a stifturilor conice si cilindrice

Materialele recomandate sunt OL50 OLC45 OLC17 OSC 8

Stifturile tubulare si cele spintecate se confectioneaza din otel de arc

cu

Stifturile sunt solicitate cu precadere la forfecare si solicitare de contact calculele fiind generate de relatiile deja cunoscute Astfel

-solicitare de forfecare cu

Se va tine seama de numarul sectiunilor de forfecare ndash solicitare de contact

pentru strivire intre stift si manson si

pentru strivire intre stift si arbore

In relatiile de mai sus cu

d ndash diametrul stiftului

In tabelul 5 se indica valorile admisibile pentru eforturile unitare Pa in ipoteza sarcinilor statice Pentru sarcini variabile valorile se caracterizeaza cu un coeficient k=07 ndash sarcini pulsatorii sau k=05 ndash sarcini alternant simetrice

Tabel 5

Material OL37 OL60 OL70 OLT Fonta100 150 180 825 675

85 125 150 - -

55 85 100 - -

3 Asamblari conice prin presare

Schema de principiu pentru o asamblare de acest gen este prezentata in fig 4 23

Forta radiala necesara pentru asigurarea transmiterii momentului de torsiune fara patinare este realizata fie prin exercitarea unei forte axiale cu ajutorul unei piulite in cazul imbinarilor fara autoblocare (2 Lgtρ) fie prin strangere proprie prin crearea unui ajustaj conic cu strangere

Fig 23

In tabelul 6 se fac recomandari pentru conicitati in functie de cuplul de materiale din asamblare

Pentru un element de portiune conica forta normal elementara se va calcula cu relatia

(27)

Tabelul 6

Cuplu de materiale

Asamblare cu autoblocare

Asamblare fara autoblocare

Conicitate Unghi inclinare

Conicitate Unghi inclinare

Otel otel

Otelfonta

Fontafonta

11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

5deg4238

2deg5145

20

30

50

1deg2556

5717

3423Otelbronz 11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

20

30

50

5deg4238

2deg5145

5717

3423

Otelaliaje aluminiu

15

1866

1666

1207

5deg4238

15deg

16deg42

22deg30

110

20

30

50

2deg5145

1deg2558

5717

3423

iar momentul de frecare elementar

(28)

In cazul unei presiuni constante pe suprafata de contact

(29)

Dar deci

Semnificatiile notatiilor din relatiile 27 28 si 29 se gasesc in fig 2

Pentru ca imbinarea sa transmita momentul Mt trebuie sa fie indeplinita conditia

sau

unde c ndash coeficient de siguranta

Se poate scrie

Din relatia de mai sus se poate obtine presiunea superficial minima

Aceasta presiune se realizeaza datorita unei forte axiale de presare care este conform fig 25

sau

Se poate usor deduce relatia fortei de deplasare

Avantajul principal al asamblarii conice prin presare este ca se pot realiza diferentele de diametre ale celor doua piese (butuc-arbore) la o cursa mica prin deplasarea axiala

Dezavantejele sunt

- dificultatea calcularii exacte a tensiunilor axiale radiale si tangentiale la ajustajele conice

- necesitatea realizarii unei conicitati riguros exacte la butuc si arbore

515 Sudabilitatea metalelor

Sudabilitatea este caracteristica ce determina aptitudinea metalelorin conditii de sudare datede a realize asamblari

Sudabilitatea este determinata de

- proprietatile metalului de baza

- tehnologia de sudare

- conceptia constructiva a elementelor constructiei

- caracterul si nivelul solicitarilor in timpul exploatarii

Referitor la sudabilitate se mai folosesc si alte notiuni derivateca siguranta la sudare si comportarea la sudare

Compozitia chimica este elemental ce influenteaza determinant comportarea la sudare Este motivul pentru carerespectarea retetei chimice devine obligatorie

In cazul laminatelor din oteluri carbon obisnuitese considera ca se asigura o comportare la sudare bunafara masuri specialedaca se respecta limitele din tabelul 52

Tabel 52

elem

val

C Mn MnSi Si P S

[] lt 025 lt 05 21 lt 02 lt 006 le 006

Elementul cu cea mai mare influenta asupra comportarii la sudareeste carbonulOdata cu cresterea continutului in carbon creste posibilitatea de calire fapt care se evidentiaza prin aparitia in zona de sudare a unor zone de duritate mare

In fig52 se prezinta variatia duritatii de-a lungul unei liniiintr-o sectiune perpendiculara pe directia de depunere a unui strat de sudura

Fig52

O variatie a duritatii ca cea din figura 52 este caracteristica pentru sudurile realizate pe material laminat la caldsau normalizat

Se observa ca valorile maxime ale duritatiicresc odata cu cresterea continutului de carbon De asemenease remarca marirea diferentei dintre duritatea maxima atinsa si duritatea materialului de baza

Cresterea continutului de carbon creste si pericolul formarii porilor in cusaturadatorita cresterii probabilitatii arderii carbonuluisi deci a formarii de compusi gazosi in baia de metal topit

Pentru a putea tine cont si de influenta cumulata a carbonului si a elementelor de aliereasupra sudabilitatiia fost necesara stabilirea unei metode cantitative de evidentiere a efectului studiat

S-a introdus astfelnotiunuea de carbon echivalent C exprimata printr-o relatie liniara intre concentratiile diferitelor elemente

In tabelul 53 sunt datedupa HARDEN si VOLDRICH limitele uzuale admise pentru Ce pentru care sudarea se face fara preincalzire

In afara de C si grosimea pieselor de studiatduritatea maxima admisa in zona influentata termicdepinde si de parametrii tehnologici

Astfel exista posibilitatea caprin adaptarea acestorala specificul otelului sudatsa se realizezeo micsorare a duritatii maxime

Tabel 53

Ce = C + Mn6 + (Cr + Mo + V)5 + (Ni + Cu)15Conditia satisfacuta Duritate

maxima

HV

Ce

Grosimea placii (mm)

6 12 25 50

Fara fisuri la sudare

350 060 050 045 045

Siguranta in exploatare

250 045 040 035 030

In figura 53 se observa influenta grosimii pieselor si avitezei de sudare asupra duritatii maxime din zona influentata termic

In functie de valoarea carbonului echivalent si de tipul electrodului folosi(acid sau basic) se determina cu ajutorul tabelului 5 un indice conventional de subunitate notat I

Tabel 54

Electrod acid Electrod basic I020 025 A

021 ndash 023 026 ndash 029 B024 ndash 027 030 ndash 035 C028 ndash 032 036 ndash 040 D033 ndash 038 041 ndash 045 E039 ndash 044 046 ndash 049 F

045 050 G

516 Clasificarea asamblarilor sudate

Asamblarile sudate pot fi realizate prin

- cusaturi cap la capsau

- cusaturi in colt

Simbolizarea asamblarilor sudate este prezentata in tabelul55

Tabel 55

Nr

Tipul

sudurii

Denumirea sudurii

Simbol Reprezentare Reprezentare simplificata

0 1 2 3 4 5 1 Sudura

cap la cap

Sudura in V

2 Sudura in V pe support

3

Sudura in U

4

Sudura in Y pe ambele parti

5

Sudura in U pe ambele parti

6

Sudura in colt

Sudura in colt

pe ambele parti

7 Sudura in colt

pe o parte

8 Sudura prin

suprapunere

Sudura in gaura

9 Sudura prin puncte

10

Sudura in linie

Reprezentareacotarea si notarea completa a sudurilor pe deseneeste reglementata de STAS 735-87

52Calculul imbinarilor sudate

In calculul imbinarilor sudate se folosesc aceleasi principii si metode ca in rezistenta materialelorConditia initiala care se pune este principiul de egala rezistentaadica imbinarile sudate sa aiba aceeasi rezistenta ca si restul constructiei

In acest modse evita supradimensionarile

521 Sudurile cap la cap

In figura 5 se prezinta o imbinare sudata cap la cap ce constituie sectiunea de calcul

Fig5

Lungimea cordonului de sudura -1- este determinata de lungimea tablelor care se studiaza

Datorita imperfectiunii cordoanelor de sudura la capete se considera ca lungime de calcul

l = ls ndash 2∙s (52)

Grosimea cusaturii -a- trebuie sa fie mai mare decat grosimea -s- a tablelor

Pentru materialul de baza forta maxima ce poate fi preluata cu incarcarea din figura este

F1 = ls ∙ s ∙ σa (53)

Forta maxima preluata de cordonul de sudura

F2 = l ∙ a ∙ σas (54)

Dar F1 = F2 deci l ∙ a ∙ σas = ls ∙ s ∙ σa

Se obtine

(55)

Deoarece ls gt l si σa gt σas intr-adevar a gt s

Practica recomanda pentru a

a = (12125) s (56)

Rezistentele admise ale cordonului - σas - comparativ cu materialul de baza - σa - sunt

- pentru tractiune σas = (0609) σa

- pentru compresiune σas = (0751) σa

Daca (fig54) sudura este solicitata si de moment un momentul incovoietor Mi atunci efortul unitar in cursatura va fi

Daca cordonul va fi supus simultan si fortei F si momentului Mi efortul unitar va fi

Pentru solicitarea la forfecare a sectiunii

528 Deformatii si tensiuni remanente

5281 Originea deformatiilor si tensiunilor remanente

Tensiunile remanente ce apar in piesele sudate se datoreaza variatiilor de temperatura la care este supusa piesa in timpul sudarii

Daca incalzirea si racirea se fac uniform in tot corpul piesei iar dilatarea si contractia sunt libere starile de eforturi si modificarile de volum cauzate de incalzire sunt reversibile la racire Conditiile de mai sus nu pot insa sa fie asigurate

Efectele incalzirii locale produse in timpul sudarii pot fi reversibile in situatia in care tensiunile provocate de incalzirea locala si neuniforma nu ar depasi limita de elasticitate a metalului

Trecandu-se in domeniul plastic metalul ramane dupa racire cu deformatii si tensiuni remanente

La asamblarea prin sudare a doua table din cauza aportului mare de caldura concentrata intr-o zona restransa se produc dilatari Dupa racire metalul depus se contracta antrenand si metalul de baza din vecinatate

Deformatiile care apar sunt insotite si de o stare tensionala de tensiuni remanente Daca grosimea tablelor este suficient de mica se pot neglija tensiunile perpendiculare pe

planul acestora ramanand tensiunile in lungul cusaturii- - si cele perpendicular pe

cusatura ndash -Aceste tensiuni sunt in echilibru deoarece nu sunt generate de forta exterioara

5282 Masuri pentru combaterea deformatiilor si tensiunilor remanente

Pentru ca piesa sa fie folosita in bune conditii in urma operatiei de sudare deformatiile si tensiunile trebuiesc inlaturate intr-o masura cat mai mare

Se prezinta cateva masuri ce au ca efect mentinerea deformatiilor si tensiunilor remanente la valori relativ mici nesuparatoare

-succesiunea corecta a executarii cusaturilor

Elementele ce se sudeaza se recomanda sa fie asezate astfel incat deplasarea acestora in timpul incalzirii si racirii sa se faca liber Astfel in cazul cusaturilor cap la cap tablele se vor aseza ca in fig 517

Fig 517

-Deformarea in sens opus

Pentru ca piesele ce se sudeaza sa revina la forma initiala acestea primesc o deformatie initiala corespunzatoare de sens contrar care se obtine mecanic cu ajutorul unor dispozitive ca cel din figura 518 sau prin incalzire cu flacara

1-Ghiare de deformare

2-Surub de actionare

3-Piesa de deformat

Fig 518

-Fixarea rigida a pieselor ce se imbina

Fixarea in dispozitive este folosita pentru impiedicarea deformatiilor la sudarea in serie mare

Dupa racire piesele isi pastreaza forma dar raman cu tensiuni remanente de valori mari Acestea se diminueaza cu unul din procedeele prezentate in continuare

-Preincalzirea

Determinarea temperaturii de preincalzire a pieselor ce se sudeaza se face de regula in functie de continutul de carbon

-Detensionarea

Detensionarea se recomanda cu precadere la sudarea otelurilor aliate sau a otelurilor carbon de dimensiuni mari

Diagrama de detensionare se prezinta in fig 519

Fig 519

529 Consideratii generale privind proiectarea constructiilor sudate

Proiectarea corecta a constructiilor sudate solicita pe de o parte stapanirea tuturor parametrilor procedeelor de sudare iar pe de alta parte acceptarea ca metoda de realizare a pieselor si a sudurii pe langa procedeele clasice (turnare forjare matritare etc)

Principiul de baza care guverneaza dimensionarea asamblarilor sudate este principiul de egala rezistenta

Se prezinta in continuare si alte principii ce stau la baza proiectarii constructiilor sudate

-asigurarea continuitatii fluxului liniilor de forte prin alegerea unei forme adecvate a pieselor

-marirea rigiditatii constructiilor sudate prin micsorarea lungimii libere a elementelor

-micsorarea tensiunilor datorate constructiei si a efectului de crestatura

-realizarea constructiilor simetrice pentru a minimaliza tensiunile interne

-la cordoanele de sudura solicitate din exterior sa nu existe grosimi sub 4 mm

-constructia sudata sa fie asamblata din parti componente cat mai mari pentru micsorarea numarului de cordoane

5291 Exemple contructive de imbinari sudate

In constructia de masini exista elemente realizate exclusiv prin sudare cum ar fi recipienti grinzi boghiuri etc

In fig 520 se prezinta un arbore cotit realizat prin sudura

In fig 521 este prezentata o roata dintata realizata prin sudura

In fig 522 este prezentata o carcasa de reductor realizata prin sudura

Fig 520 Fig 521

Fig 522

53 Asamblari nituite

531 Generalitati descriere clasificare

Nituirea face parte din categoria asamblarilor nedemontabile Odata cu dezvoltarea procedeelor de sudare nituirea si-a restrans aria de raspandire in momentul de fata utilizandu-se

- la piesele supuse la sarcini variabile unde sudura este inca un procedeu nesigur

- piese din aliaje usoare din domeniul aviatiei

- piese din materiale greu sudabile

Forma generala a unui nit este prezentata in fig523 El se compune din

- tija nitului -1

- capul fix -2

-capul de inchidere -3

Intre nit si piesele ce urmeaza a fi asamblate se lasa un joc de diametru - j -

Formarea capului nitului care se mai numeste si operatie de nituire se poate face

- la rece ndash cand diametrele sunt de maxim 12 mm

- la cald - cand diametrul nitului depaseste 12mm

Din punct de vedere constructiv exista mai multe solutii constructive atat pentru Formarea tijei cat si pentru cap

Tija nitului poate fi plina ndash fig 522 sau tubulara Aceasta se foloseste la diametre cuprinse in game 4 ndash 20 mm si cu o grosime a peretelui de 025- 15 mm fiind foarte utilizate in aviatie mecanica fina si industrie usoara

Dupa Forma capului se intalnesc

a) cap semirotund - fig52 a - sunt cele mai utilizate Este usor de realizat dar este voluminos si citeodata greu de amplasat in imbinare

b)

cap inecat ndash fig52b - necesita prelucrari suplimentare la piesele ce urmeaza a fi imbinate Rezistenta capului este slaba in raport cu tija aceluiasi nit

Fig52

c) cap plat - fig52c - cu o gama restransa de utilizare ndash dogarie

d) cap tronconic - fig52 d - din punct de vedere al rezistentei corespund foarte bine dar cu o tehnologie destul de greoaie

e) cap semiinecat - fig52e - imbina avantajul rezistentei nitului cu cap semirotund cu avantajul ocuparii unui spatiu restrans al capului inecat

f) cap tronconic si semiinecat - fig52f - sunt utilizate ca nituri de rezistenta ndash etansare Aduna dezavantajele de la ambele tipuri ndash cap tronconic si inecat

a

b

c

d

e

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

Stifturile de centrare se folosesc perechi montate cat mai departe unul de altul Stifturile conice spre deosebire de cele cilindrice nu isi pierd efectul de strangere in urma unor montari si demontari repetate si se executa cu autofranare In anexa (A3) se prezinta exemple de utilizare a stifturilor conice si cilindrice

Materialele recomandate sunt OL50 OLC45 OLC17 OSC 8

Stifturile tubulare si cele spintecate se confectioneaza din otel de arc

cu

Stifturile sunt solicitate cu precadere la forfecare si solicitare de contact calculele fiind generate de relatiile deja cunoscute Astfel

-solicitare de forfecare cu

Se va tine seama de numarul sectiunilor de forfecare ndash solicitare de contact

pentru strivire intre stift si manson si

pentru strivire intre stift si arbore

In relatiile de mai sus cu

d ndash diametrul stiftului

In tabelul 5 se indica valorile admisibile pentru eforturile unitare Pa in ipoteza sarcinilor statice Pentru sarcini variabile valorile se caracterizeaza cu un coeficient k=07 ndash sarcini pulsatorii sau k=05 ndash sarcini alternant simetrice

Tabel 5

Material OL37 OL60 OL70 OLT Fonta100 150 180 825 675

85 125 150 - -

55 85 100 - -

3 Asamblari conice prin presare

Schema de principiu pentru o asamblare de acest gen este prezentata in fig 4 23

Forta radiala necesara pentru asigurarea transmiterii momentului de torsiune fara patinare este realizata fie prin exercitarea unei forte axiale cu ajutorul unei piulite in cazul imbinarilor fara autoblocare (2 Lgtρ) fie prin strangere proprie prin crearea unui ajustaj conic cu strangere

Fig 23

In tabelul 6 se fac recomandari pentru conicitati in functie de cuplul de materiale din asamblare

Pentru un element de portiune conica forta normal elementara se va calcula cu relatia

(27)

Tabelul 6

Cuplu de materiale

Asamblare cu autoblocare

Asamblare fara autoblocare

Conicitate Unghi inclinare

Conicitate Unghi inclinare

Otel otel

Otelfonta

Fontafonta

11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

5deg4238

2deg5145

20

30

50

1deg2556

5717

3423Otelbronz 11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

20

30

50

5deg4238

2deg5145

5717

3423

Otelaliaje aluminiu

15

1866

1666

1207

5deg4238

15deg

16deg42

22deg30

110

20

30

50

2deg5145

1deg2558

5717

3423

iar momentul de frecare elementar

(28)

In cazul unei presiuni constante pe suprafata de contact

(29)

Dar deci

Semnificatiile notatiilor din relatiile 27 28 si 29 se gasesc in fig 2

Pentru ca imbinarea sa transmita momentul Mt trebuie sa fie indeplinita conditia

sau

unde c ndash coeficient de siguranta

Se poate scrie

Din relatia de mai sus se poate obtine presiunea superficial minima

Aceasta presiune se realizeaza datorita unei forte axiale de presare care este conform fig 25

sau

Se poate usor deduce relatia fortei de deplasare

Avantajul principal al asamblarii conice prin presare este ca se pot realiza diferentele de diametre ale celor doua piese (butuc-arbore) la o cursa mica prin deplasarea axiala

Dezavantejele sunt

- dificultatea calcularii exacte a tensiunilor axiale radiale si tangentiale la ajustajele conice

- necesitatea realizarii unei conicitati riguros exacte la butuc si arbore

515 Sudabilitatea metalelor

Sudabilitatea este caracteristica ce determina aptitudinea metalelorin conditii de sudare datede a realize asamblari

Sudabilitatea este determinata de

- proprietatile metalului de baza

- tehnologia de sudare

- conceptia constructiva a elementelor constructiei

- caracterul si nivelul solicitarilor in timpul exploatarii

Referitor la sudabilitate se mai folosesc si alte notiuni derivateca siguranta la sudare si comportarea la sudare

Compozitia chimica este elemental ce influenteaza determinant comportarea la sudare Este motivul pentru carerespectarea retetei chimice devine obligatorie

In cazul laminatelor din oteluri carbon obisnuitese considera ca se asigura o comportare la sudare bunafara masuri specialedaca se respecta limitele din tabelul 52

Tabel 52

elem

val

C Mn MnSi Si P S

[] lt 025 lt 05 21 lt 02 lt 006 le 006

Elementul cu cea mai mare influenta asupra comportarii la sudareeste carbonulOdata cu cresterea continutului in carbon creste posibilitatea de calire fapt care se evidentiaza prin aparitia in zona de sudare a unor zone de duritate mare

In fig52 se prezinta variatia duritatii de-a lungul unei liniiintr-o sectiune perpendiculara pe directia de depunere a unui strat de sudura

Fig52

O variatie a duritatii ca cea din figura 52 este caracteristica pentru sudurile realizate pe material laminat la caldsau normalizat

Se observa ca valorile maxime ale duritatiicresc odata cu cresterea continutului de carbon De asemenease remarca marirea diferentei dintre duritatea maxima atinsa si duritatea materialului de baza

Cresterea continutului de carbon creste si pericolul formarii porilor in cusaturadatorita cresterii probabilitatii arderii carbonuluisi deci a formarii de compusi gazosi in baia de metal topit

Pentru a putea tine cont si de influenta cumulata a carbonului si a elementelor de aliereasupra sudabilitatiia fost necesara stabilirea unei metode cantitative de evidentiere a efectului studiat

S-a introdus astfelnotiunuea de carbon echivalent C exprimata printr-o relatie liniara intre concentratiile diferitelor elemente

In tabelul 53 sunt datedupa HARDEN si VOLDRICH limitele uzuale admise pentru Ce pentru care sudarea se face fara preincalzire

In afara de C si grosimea pieselor de studiatduritatea maxima admisa in zona influentata termicdepinde si de parametrii tehnologici

Astfel exista posibilitatea caprin adaptarea acestorala specificul otelului sudatsa se realizezeo micsorare a duritatii maxime

Tabel 53

Ce = C + Mn6 + (Cr + Mo + V)5 + (Ni + Cu)15Conditia satisfacuta Duritate

maxima

HV

Ce

Grosimea placii (mm)

6 12 25 50

Fara fisuri la sudare

350 060 050 045 045

Siguranta in exploatare

250 045 040 035 030

In figura 53 se observa influenta grosimii pieselor si avitezei de sudare asupra duritatii maxime din zona influentata termic

In functie de valoarea carbonului echivalent si de tipul electrodului folosi(acid sau basic) se determina cu ajutorul tabelului 5 un indice conventional de subunitate notat I

Tabel 54

Electrod acid Electrod basic I020 025 A

021 ndash 023 026 ndash 029 B024 ndash 027 030 ndash 035 C028 ndash 032 036 ndash 040 D033 ndash 038 041 ndash 045 E039 ndash 044 046 ndash 049 F

045 050 G

516 Clasificarea asamblarilor sudate

Asamblarile sudate pot fi realizate prin

- cusaturi cap la capsau

- cusaturi in colt

Simbolizarea asamblarilor sudate este prezentata in tabelul55

Tabel 55

Nr

Tipul

sudurii

Denumirea sudurii

Simbol Reprezentare Reprezentare simplificata

0 1 2 3 4 5 1 Sudura

cap la cap

Sudura in V

2 Sudura in V pe support

3

Sudura in U

4

Sudura in Y pe ambele parti

5

Sudura in U pe ambele parti

6

Sudura in colt

Sudura in colt

pe ambele parti

7 Sudura in colt

pe o parte

8 Sudura prin

suprapunere

Sudura in gaura

9 Sudura prin puncte

10

Sudura in linie

Reprezentareacotarea si notarea completa a sudurilor pe deseneeste reglementata de STAS 735-87

52Calculul imbinarilor sudate

In calculul imbinarilor sudate se folosesc aceleasi principii si metode ca in rezistenta materialelorConditia initiala care se pune este principiul de egala rezistentaadica imbinarile sudate sa aiba aceeasi rezistenta ca si restul constructiei

In acest modse evita supradimensionarile

521 Sudurile cap la cap

In figura 5 se prezinta o imbinare sudata cap la cap ce constituie sectiunea de calcul

Fig5

Lungimea cordonului de sudura -1- este determinata de lungimea tablelor care se studiaza

Datorita imperfectiunii cordoanelor de sudura la capete se considera ca lungime de calcul

l = ls ndash 2∙s (52)

Grosimea cusaturii -a- trebuie sa fie mai mare decat grosimea -s- a tablelor

Pentru materialul de baza forta maxima ce poate fi preluata cu incarcarea din figura este

F1 = ls ∙ s ∙ σa (53)

Forta maxima preluata de cordonul de sudura

F2 = l ∙ a ∙ σas (54)

Dar F1 = F2 deci l ∙ a ∙ σas = ls ∙ s ∙ σa

Se obtine

(55)

Deoarece ls gt l si σa gt σas intr-adevar a gt s

Practica recomanda pentru a

a = (12125) s (56)

Rezistentele admise ale cordonului - σas - comparativ cu materialul de baza - σa - sunt

- pentru tractiune σas = (0609) σa

- pentru compresiune σas = (0751) σa

Daca (fig54) sudura este solicitata si de moment un momentul incovoietor Mi atunci efortul unitar in cursatura va fi

Daca cordonul va fi supus simultan si fortei F si momentului Mi efortul unitar va fi

Pentru solicitarea la forfecare a sectiunii

528 Deformatii si tensiuni remanente

5281 Originea deformatiilor si tensiunilor remanente

Tensiunile remanente ce apar in piesele sudate se datoreaza variatiilor de temperatura la care este supusa piesa in timpul sudarii

Daca incalzirea si racirea se fac uniform in tot corpul piesei iar dilatarea si contractia sunt libere starile de eforturi si modificarile de volum cauzate de incalzire sunt reversibile la racire Conditiile de mai sus nu pot insa sa fie asigurate

Efectele incalzirii locale produse in timpul sudarii pot fi reversibile in situatia in care tensiunile provocate de incalzirea locala si neuniforma nu ar depasi limita de elasticitate a metalului

Trecandu-se in domeniul plastic metalul ramane dupa racire cu deformatii si tensiuni remanente

La asamblarea prin sudare a doua table din cauza aportului mare de caldura concentrata intr-o zona restransa se produc dilatari Dupa racire metalul depus se contracta antrenand si metalul de baza din vecinatate

Deformatiile care apar sunt insotite si de o stare tensionala de tensiuni remanente Daca grosimea tablelor este suficient de mica se pot neglija tensiunile perpendiculare pe

planul acestora ramanand tensiunile in lungul cusaturii- - si cele perpendicular pe

cusatura ndash -Aceste tensiuni sunt in echilibru deoarece nu sunt generate de forta exterioara

5282 Masuri pentru combaterea deformatiilor si tensiunilor remanente

Pentru ca piesa sa fie folosita in bune conditii in urma operatiei de sudare deformatiile si tensiunile trebuiesc inlaturate intr-o masura cat mai mare

Se prezinta cateva masuri ce au ca efect mentinerea deformatiilor si tensiunilor remanente la valori relativ mici nesuparatoare

-succesiunea corecta a executarii cusaturilor

Elementele ce se sudeaza se recomanda sa fie asezate astfel incat deplasarea acestora in timpul incalzirii si racirii sa se faca liber Astfel in cazul cusaturilor cap la cap tablele se vor aseza ca in fig 517

Fig 517

-Deformarea in sens opus

Pentru ca piesele ce se sudeaza sa revina la forma initiala acestea primesc o deformatie initiala corespunzatoare de sens contrar care se obtine mecanic cu ajutorul unor dispozitive ca cel din figura 518 sau prin incalzire cu flacara

1-Ghiare de deformare

2-Surub de actionare

3-Piesa de deformat

Fig 518

-Fixarea rigida a pieselor ce se imbina

Fixarea in dispozitive este folosita pentru impiedicarea deformatiilor la sudarea in serie mare

Dupa racire piesele isi pastreaza forma dar raman cu tensiuni remanente de valori mari Acestea se diminueaza cu unul din procedeele prezentate in continuare

-Preincalzirea

Determinarea temperaturii de preincalzire a pieselor ce se sudeaza se face de regula in functie de continutul de carbon

-Detensionarea

Detensionarea se recomanda cu precadere la sudarea otelurilor aliate sau a otelurilor carbon de dimensiuni mari

Diagrama de detensionare se prezinta in fig 519

Fig 519

529 Consideratii generale privind proiectarea constructiilor sudate

Proiectarea corecta a constructiilor sudate solicita pe de o parte stapanirea tuturor parametrilor procedeelor de sudare iar pe de alta parte acceptarea ca metoda de realizare a pieselor si a sudurii pe langa procedeele clasice (turnare forjare matritare etc)

Principiul de baza care guverneaza dimensionarea asamblarilor sudate este principiul de egala rezistenta

Se prezinta in continuare si alte principii ce stau la baza proiectarii constructiilor sudate

-asigurarea continuitatii fluxului liniilor de forte prin alegerea unei forme adecvate a pieselor

-marirea rigiditatii constructiilor sudate prin micsorarea lungimii libere a elementelor

-micsorarea tensiunilor datorate constructiei si a efectului de crestatura

-realizarea constructiilor simetrice pentru a minimaliza tensiunile interne

-la cordoanele de sudura solicitate din exterior sa nu existe grosimi sub 4 mm

-constructia sudata sa fie asamblata din parti componente cat mai mari pentru micsorarea numarului de cordoane

5291 Exemple contructive de imbinari sudate

In constructia de masini exista elemente realizate exclusiv prin sudare cum ar fi recipienti grinzi boghiuri etc

In fig 520 se prezinta un arbore cotit realizat prin sudura

In fig 521 este prezentata o roata dintata realizata prin sudura

In fig 522 este prezentata o carcasa de reductor realizata prin sudura

Fig 520 Fig 521

Fig 522

53 Asamblari nituite

531 Generalitati descriere clasificare

Nituirea face parte din categoria asamblarilor nedemontabile Odata cu dezvoltarea procedeelor de sudare nituirea si-a restrans aria de raspandire in momentul de fata utilizandu-se

- la piesele supuse la sarcini variabile unde sudura este inca un procedeu nesigur

- piese din aliaje usoare din domeniul aviatiei

- piese din materiale greu sudabile

Forma generala a unui nit este prezentata in fig523 El se compune din

- tija nitului -1

- capul fix -2

-capul de inchidere -3

Intre nit si piesele ce urmeaza a fi asamblate se lasa un joc de diametru - j -

Formarea capului nitului care se mai numeste si operatie de nituire se poate face

- la rece ndash cand diametrele sunt de maxim 12 mm

- la cald - cand diametrul nitului depaseste 12mm

Din punct de vedere constructiv exista mai multe solutii constructive atat pentru Formarea tijei cat si pentru cap

Tija nitului poate fi plina ndash fig 522 sau tubulara Aceasta se foloseste la diametre cuprinse in game 4 ndash 20 mm si cu o grosime a peretelui de 025- 15 mm fiind foarte utilizate in aviatie mecanica fina si industrie usoara

Dupa Forma capului se intalnesc

a) cap semirotund - fig52 a - sunt cele mai utilizate Este usor de realizat dar este voluminos si citeodata greu de amplasat in imbinare

b)

cap inecat ndash fig52b - necesita prelucrari suplimentare la piesele ce urmeaza a fi imbinate Rezistenta capului este slaba in raport cu tija aceluiasi nit

Fig52

c) cap plat - fig52c - cu o gama restransa de utilizare ndash dogarie

d) cap tronconic - fig52 d - din punct de vedere al rezistentei corespund foarte bine dar cu o tehnologie destul de greoaie

e) cap semiinecat - fig52e - imbina avantajul rezistentei nitului cu cap semirotund cu avantajul ocuparii unui spatiu restrans al capului inecat

f) cap tronconic si semiinecat - fig52f - sunt utilizate ca nituri de rezistenta ndash etansare Aduna dezavantajele de la ambele tipuri ndash cap tronconic si inecat

a

b

c

d

e

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

In relatiile de mai sus cu

d ndash diametrul stiftului

In tabelul 5 se indica valorile admisibile pentru eforturile unitare Pa in ipoteza sarcinilor statice Pentru sarcini variabile valorile se caracterizeaza cu un coeficient k=07 ndash sarcini pulsatorii sau k=05 ndash sarcini alternant simetrice

Tabel 5

Material OL37 OL60 OL70 OLT Fonta100 150 180 825 675

85 125 150 - -

55 85 100 - -

3 Asamblari conice prin presare

Schema de principiu pentru o asamblare de acest gen este prezentata in fig 4 23

Forta radiala necesara pentru asigurarea transmiterii momentului de torsiune fara patinare este realizata fie prin exercitarea unei forte axiale cu ajutorul unei piulite in cazul imbinarilor fara autoblocare (2 Lgtρ) fie prin strangere proprie prin crearea unui ajustaj conic cu strangere

Fig 23

In tabelul 6 se fac recomandari pentru conicitati in functie de cuplul de materiale din asamblare

Pentru un element de portiune conica forta normal elementara se va calcula cu relatia

(27)

Tabelul 6

Cuplu de materiale

Asamblare cu autoblocare

Asamblare fara autoblocare

Conicitate Unghi inclinare

Conicitate Unghi inclinare

Otel otel

Otelfonta

Fontafonta

11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

5deg4238

2deg5145

20

30

50

1deg2556

5717

3423Otelbronz 11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

20

30

50

5deg4238

2deg5145

5717

3423

Otelaliaje aluminiu

15

1866

1666

1207

5deg4238

15deg

16deg42

22deg30

110

20

30

50

2deg5145

1deg2558

5717

3423

iar momentul de frecare elementar

(28)

In cazul unei presiuni constante pe suprafata de contact

(29)

Dar deci

Semnificatiile notatiilor din relatiile 27 28 si 29 se gasesc in fig 2

Pentru ca imbinarea sa transmita momentul Mt trebuie sa fie indeplinita conditia

sau

unde c ndash coeficient de siguranta

Se poate scrie

Din relatia de mai sus se poate obtine presiunea superficial minima

Aceasta presiune se realizeaza datorita unei forte axiale de presare care este conform fig 25

sau

Se poate usor deduce relatia fortei de deplasare

Avantajul principal al asamblarii conice prin presare este ca se pot realiza diferentele de diametre ale celor doua piese (butuc-arbore) la o cursa mica prin deplasarea axiala

Dezavantejele sunt

- dificultatea calcularii exacte a tensiunilor axiale radiale si tangentiale la ajustajele conice

- necesitatea realizarii unei conicitati riguros exacte la butuc si arbore

515 Sudabilitatea metalelor

Sudabilitatea este caracteristica ce determina aptitudinea metalelorin conditii de sudare datede a realize asamblari

Sudabilitatea este determinata de

- proprietatile metalului de baza

- tehnologia de sudare

- conceptia constructiva a elementelor constructiei

- caracterul si nivelul solicitarilor in timpul exploatarii

Referitor la sudabilitate se mai folosesc si alte notiuni derivateca siguranta la sudare si comportarea la sudare

Compozitia chimica este elemental ce influenteaza determinant comportarea la sudare Este motivul pentru carerespectarea retetei chimice devine obligatorie

In cazul laminatelor din oteluri carbon obisnuitese considera ca se asigura o comportare la sudare bunafara masuri specialedaca se respecta limitele din tabelul 52

Tabel 52

elem

val

C Mn MnSi Si P S

[] lt 025 lt 05 21 lt 02 lt 006 le 006

Elementul cu cea mai mare influenta asupra comportarii la sudareeste carbonulOdata cu cresterea continutului in carbon creste posibilitatea de calire fapt care se evidentiaza prin aparitia in zona de sudare a unor zone de duritate mare

In fig52 se prezinta variatia duritatii de-a lungul unei liniiintr-o sectiune perpendiculara pe directia de depunere a unui strat de sudura

Fig52

O variatie a duritatii ca cea din figura 52 este caracteristica pentru sudurile realizate pe material laminat la caldsau normalizat

Se observa ca valorile maxime ale duritatiicresc odata cu cresterea continutului de carbon De asemenease remarca marirea diferentei dintre duritatea maxima atinsa si duritatea materialului de baza

Cresterea continutului de carbon creste si pericolul formarii porilor in cusaturadatorita cresterii probabilitatii arderii carbonuluisi deci a formarii de compusi gazosi in baia de metal topit

Pentru a putea tine cont si de influenta cumulata a carbonului si a elementelor de aliereasupra sudabilitatiia fost necesara stabilirea unei metode cantitative de evidentiere a efectului studiat

S-a introdus astfelnotiunuea de carbon echivalent C exprimata printr-o relatie liniara intre concentratiile diferitelor elemente

In tabelul 53 sunt datedupa HARDEN si VOLDRICH limitele uzuale admise pentru Ce pentru care sudarea se face fara preincalzire

In afara de C si grosimea pieselor de studiatduritatea maxima admisa in zona influentata termicdepinde si de parametrii tehnologici

Astfel exista posibilitatea caprin adaptarea acestorala specificul otelului sudatsa se realizezeo micsorare a duritatii maxime

Tabel 53

Ce = C + Mn6 + (Cr + Mo + V)5 + (Ni + Cu)15Conditia satisfacuta Duritate

maxima

HV

Ce

Grosimea placii (mm)

6 12 25 50

Fara fisuri la sudare

350 060 050 045 045

Siguranta in exploatare

250 045 040 035 030

In figura 53 se observa influenta grosimii pieselor si avitezei de sudare asupra duritatii maxime din zona influentata termic

In functie de valoarea carbonului echivalent si de tipul electrodului folosi(acid sau basic) se determina cu ajutorul tabelului 5 un indice conventional de subunitate notat I

Tabel 54

Electrod acid Electrod basic I020 025 A

021 ndash 023 026 ndash 029 B024 ndash 027 030 ndash 035 C028 ndash 032 036 ndash 040 D033 ndash 038 041 ndash 045 E039 ndash 044 046 ndash 049 F

045 050 G

516 Clasificarea asamblarilor sudate

Asamblarile sudate pot fi realizate prin

- cusaturi cap la capsau

- cusaturi in colt

Simbolizarea asamblarilor sudate este prezentata in tabelul55

Tabel 55

Nr

Tipul

sudurii

Denumirea sudurii

Simbol Reprezentare Reprezentare simplificata

0 1 2 3 4 5 1 Sudura

cap la cap

Sudura in V

2 Sudura in V pe support

3

Sudura in U

4

Sudura in Y pe ambele parti

5

Sudura in U pe ambele parti

6

Sudura in colt

Sudura in colt

pe ambele parti

7 Sudura in colt

pe o parte

8 Sudura prin

suprapunere

Sudura in gaura

9 Sudura prin puncte

10

Sudura in linie

Reprezentareacotarea si notarea completa a sudurilor pe deseneeste reglementata de STAS 735-87

52Calculul imbinarilor sudate

In calculul imbinarilor sudate se folosesc aceleasi principii si metode ca in rezistenta materialelorConditia initiala care se pune este principiul de egala rezistentaadica imbinarile sudate sa aiba aceeasi rezistenta ca si restul constructiei

In acest modse evita supradimensionarile

521 Sudurile cap la cap

In figura 5 se prezinta o imbinare sudata cap la cap ce constituie sectiunea de calcul

Fig5

Lungimea cordonului de sudura -1- este determinata de lungimea tablelor care se studiaza

Datorita imperfectiunii cordoanelor de sudura la capete se considera ca lungime de calcul

l = ls ndash 2∙s (52)

Grosimea cusaturii -a- trebuie sa fie mai mare decat grosimea -s- a tablelor

Pentru materialul de baza forta maxima ce poate fi preluata cu incarcarea din figura este

F1 = ls ∙ s ∙ σa (53)

Forta maxima preluata de cordonul de sudura

F2 = l ∙ a ∙ σas (54)

Dar F1 = F2 deci l ∙ a ∙ σas = ls ∙ s ∙ σa

Se obtine

(55)

Deoarece ls gt l si σa gt σas intr-adevar a gt s

Practica recomanda pentru a

a = (12125) s (56)

Rezistentele admise ale cordonului - σas - comparativ cu materialul de baza - σa - sunt

- pentru tractiune σas = (0609) σa

- pentru compresiune σas = (0751) σa

Daca (fig54) sudura este solicitata si de moment un momentul incovoietor Mi atunci efortul unitar in cursatura va fi

Daca cordonul va fi supus simultan si fortei F si momentului Mi efortul unitar va fi

Pentru solicitarea la forfecare a sectiunii

528 Deformatii si tensiuni remanente

5281 Originea deformatiilor si tensiunilor remanente

Tensiunile remanente ce apar in piesele sudate se datoreaza variatiilor de temperatura la care este supusa piesa in timpul sudarii

Daca incalzirea si racirea se fac uniform in tot corpul piesei iar dilatarea si contractia sunt libere starile de eforturi si modificarile de volum cauzate de incalzire sunt reversibile la racire Conditiile de mai sus nu pot insa sa fie asigurate

Efectele incalzirii locale produse in timpul sudarii pot fi reversibile in situatia in care tensiunile provocate de incalzirea locala si neuniforma nu ar depasi limita de elasticitate a metalului

Trecandu-se in domeniul plastic metalul ramane dupa racire cu deformatii si tensiuni remanente

La asamblarea prin sudare a doua table din cauza aportului mare de caldura concentrata intr-o zona restransa se produc dilatari Dupa racire metalul depus se contracta antrenand si metalul de baza din vecinatate

Deformatiile care apar sunt insotite si de o stare tensionala de tensiuni remanente Daca grosimea tablelor este suficient de mica se pot neglija tensiunile perpendiculare pe

planul acestora ramanand tensiunile in lungul cusaturii- - si cele perpendicular pe

cusatura ndash -Aceste tensiuni sunt in echilibru deoarece nu sunt generate de forta exterioara

5282 Masuri pentru combaterea deformatiilor si tensiunilor remanente

Pentru ca piesa sa fie folosita in bune conditii in urma operatiei de sudare deformatiile si tensiunile trebuiesc inlaturate intr-o masura cat mai mare

Se prezinta cateva masuri ce au ca efect mentinerea deformatiilor si tensiunilor remanente la valori relativ mici nesuparatoare

-succesiunea corecta a executarii cusaturilor

Elementele ce se sudeaza se recomanda sa fie asezate astfel incat deplasarea acestora in timpul incalzirii si racirii sa se faca liber Astfel in cazul cusaturilor cap la cap tablele se vor aseza ca in fig 517

Fig 517

-Deformarea in sens opus

Pentru ca piesele ce se sudeaza sa revina la forma initiala acestea primesc o deformatie initiala corespunzatoare de sens contrar care se obtine mecanic cu ajutorul unor dispozitive ca cel din figura 518 sau prin incalzire cu flacara

1-Ghiare de deformare

2-Surub de actionare

3-Piesa de deformat

Fig 518

-Fixarea rigida a pieselor ce se imbina

Fixarea in dispozitive este folosita pentru impiedicarea deformatiilor la sudarea in serie mare

Dupa racire piesele isi pastreaza forma dar raman cu tensiuni remanente de valori mari Acestea se diminueaza cu unul din procedeele prezentate in continuare

-Preincalzirea

Determinarea temperaturii de preincalzire a pieselor ce se sudeaza se face de regula in functie de continutul de carbon

-Detensionarea

Detensionarea se recomanda cu precadere la sudarea otelurilor aliate sau a otelurilor carbon de dimensiuni mari

Diagrama de detensionare se prezinta in fig 519

Fig 519

529 Consideratii generale privind proiectarea constructiilor sudate

Proiectarea corecta a constructiilor sudate solicita pe de o parte stapanirea tuturor parametrilor procedeelor de sudare iar pe de alta parte acceptarea ca metoda de realizare a pieselor si a sudurii pe langa procedeele clasice (turnare forjare matritare etc)

Principiul de baza care guverneaza dimensionarea asamblarilor sudate este principiul de egala rezistenta

Se prezinta in continuare si alte principii ce stau la baza proiectarii constructiilor sudate

-asigurarea continuitatii fluxului liniilor de forte prin alegerea unei forme adecvate a pieselor

-marirea rigiditatii constructiilor sudate prin micsorarea lungimii libere a elementelor

-micsorarea tensiunilor datorate constructiei si a efectului de crestatura

-realizarea constructiilor simetrice pentru a minimaliza tensiunile interne

-la cordoanele de sudura solicitate din exterior sa nu existe grosimi sub 4 mm

-constructia sudata sa fie asamblata din parti componente cat mai mari pentru micsorarea numarului de cordoane

5291 Exemple contructive de imbinari sudate

In constructia de masini exista elemente realizate exclusiv prin sudare cum ar fi recipienti grinzi boghiuri etc

In fig 520 se prezinta un arbore cotit realizat prin sudura

In fig 521 este prezentata o roata dintata realizata prin sudura

In fig 522 este prezentata o carcasa de reductor realizata prin sudura

Fig 520 Fig 521

Fig 522

53 Asamblari nituite

531 Generalitati descriere clasificare

Nituirea face parte din categoria asamblarilor nedemontabile Odata cu dezvoltarea procedeelor de sudare nituirea si-a restrans aria de raspandire in momentul de fata utilizandu-se

- la piesele supuse la sarcini variabile unde sudura este inca un procedeu nesigur

- piese din aliaje usoare din domeniul aviatiei

- piese din materiale greu sudabile

Forma generala a unui nit este prezentata in fig523 El se compune din

- tija nitului -1

- capul fix -2

-capul de inchidere -3

Intre nit si piesele ce urmeaza a fi asamblate se lasa un joc de diametru - j -

Formarea capului nitului care se mai numeste si operatie de nituire se poate face

- la rece ndash cand diametrele sunt de maxim 12 mm

- la cald - cand diametrul nitului depaseste 12mm

Din punct de vedere constructiv exista mai multe solutii constructive atat pentru Formarea tijei cat si pentru cap

Tija nitului poate fi plina ndash fig 522 sau tubulara Aceasta se foloseste la diametre cuprinse in game 4 ndash 20 mm si cu o grosime a peretelui de 025- 15 mm fiind foarte utilizate in aviatie mecanica fina si industrie usoara

Dupa Forma capului se intalnesc

a) cap semirotund - fig52 a - sunt cele mai utilizate Este usor de realizat dar este voluminos si citeodata greu de amplasat in imbinare

b)

cap inecat ndash fig52b - necesita prelucrari suplimentare la piesele ce urmeaza a fi imbinate Rezistenta capului este slaba in raport cu tija aceluiasi nit

Fig52

c) cap plat - fig52c - cu o gama restransa de utilizare ndash dogarie

d) cap tronconic - fig52 d - din punct de vedere al rezistentei corespund foarte bine dar cu o tehnologie destul de greoaie

e) cap semiinecat - fig52e - imbina avantajul rezistentei nitului cu cap semirotund cu avantajul ocuparii unui spatiu restrans al capului inecat

f) cap tronconic si semiinecat - fig52f - sunt utilizate ca nituri de rezistenta ndash etansare Aduna dezavantajele de la ambele tipuri ndash cap tronconic si inecat

a

b

c

d

e

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

20

30

50

1deg2556

5717

3423Otelbronz 11866

1666

1207

15deg

16deg42

22deg30

15

10

20

30

50

5deg4238

2deg5145

5717

3423

Otelaliaje aluminiu

15

1866

1666

1207

5deg4238

15deg

16deg42

22deg30

110

20

30

50

2deg5145

1deg2558

5717

3423

iar momentul de frecare elementar

(28)

In cazul unei presiuni constante pe suprafata de contact

(29)

Dar deci

Semnificatiile notatiilor din relatiile 27 28 si 29 se gasesc in fig 2

Pentru ca imbinarea sa transmita momentul Mt trebuie sa fie indeplinita conditia

sau

unde c ndash coeficient de siguranta

Se poate scrie

Din relatia de mai sus se poate obtine presiunea superficial minima

Aceasta presiune se realizeaza datorita unei forte axiale de presare care este conform fig 25

sau

Se poate usor deduce relatia fortei de deplasare

Avantajul principal al asamblarii conice prin presare este ca se pot realiza diferentele de diametre ale celor doua piese (butuc-arbore) la o cursa mica prin deplasarea axiala

Dezavantejele sunt

- dificultatea calcularii exacte a tensiunilor axiale radiale si tangentiale la ajustajele conice

- necesitatea realizarii unei conicitati riguros exacte la butuc si arbore

515 Sudabilitatea metalelor

Sudabilitatea este caracteristica ce determina aptitudinea metalelorin conditii de sudare datede a realize asamblari

Sudabilitatea este determinata de

- proprietatile metalului de baza

- tehnologia de sudare

- conceptia constructiva a elementelor constructiei

- caracterul si nivelul solicitarilor in timpul exploatarii

Referitor la sudabilitate se mai folosesc si alte notiuni derivateca siguranta la sudare si comportarea la sudare

Compozitia chimica este elemental ce influenteaza determinant comportarea la sudare Este motivul pentru carerespectarea retetei chimice devine obligatorie

In cazul laminatelor din oteluri carbon obisnuitese considera ca se asigura o comportare la sudare bunafara masuri specialedaca se respecta limitele din tabelul 52

Tabel 52

elem

val

C Mn MnSi Si P S

[] lt 025 lt 05 21 lt 02 lt 006 le 006

Elementul cu cea mai mare influenta asupra comportarii la sudareeste carbonulOdata cu cresterea continutului in carbon creste posibilitatea de calire fapt care se evidentiaza prin aparitia in zona de sudare a unor zone de duritate mare

In fig52 se prezinta variatia duritatii de-a lungul unei liniiintr-o sectiune perpendiculara pe directia de depunere a unui strat de sudura

Fig52

O variatie a duritatii ca cea din figura 52 este caracteristica pentru sudurile realizate pe material laminat la caldsau normalizat

Se observa ca valorile maxime ale duritatiicresc odata cu cresterea continutului de carbon De asemenease remarca marirea diferentei dintre duritatea maxima atinsa si duritatea materialului de baza

Cresterea continutului de carbon creste si pericolul formarii porilor in cusaturadatorita cresterii probabilitatii arderii carbonuluisi deci a formarii de compusi gazosi in baia de metal topit

Pentru a putea tine cont si de influenta cumulata a carbonului si a elementelor de aliereasupra sudabilitatiia fost necesara stabilirea unei metode cantitative de evidentiere a efectului studiat

S-a introdus astfelnotiunuea de carbon echivalent C exprimata printr-o relatie liniara intre concentratiile diferitelor elemente

In tabelul 53 sunt datedupa HARDEN si VOLDRICH limitele uzuale admise pentru Ce pentru care sudarea se face fara preincalzire

In afara de C si grosimea pieselor de studiatduritatea maxima admisa in zona influentata termicdepinde si de parametrii tehnologici

Astfel exista posibilitatea caprin adaptarea acestorala specificul otelului sudatsa se realizezeo micsorare a duritatii maxime

Tabel 53

Ce = C + Mn6 + (Cr + Mo + V)5 + (Ni + Cu)15Conditia satisfacuta Duritate

maxima

HV

Ce

Grosimea placii (mm)

6 12 25 50

Fara fisuri la sudare

350 060 050 045 045

Siguranta in exploatare

250 045 040 035 030

In figura 53 se observa influenta grosimii pieselor si avitezei de sudare asupra duritatii maxime din zona influentata termic

In functie de valoarea carbonului echivalent si de tipul electrodului folosi(acid sau basic) se determina cu ajutorul tabelului 5 un indice conventional de subunitate notat I

Tabel 54

Electrod acid Electrod basic I020 025 A

021 ndash 023 026 ndash 029 B024 ndash 027 030 ndash 035 C028 ndash 032 036 ndash 040 D033 ndash 038 041 ndash 045 E039 ndash 044 046 ndash 049 F

045 050 G

516 Clasificarea asamblarilor sudate

Asamblarile sudate pot fi realizate prin

- cusaturi cap la capsau

- cusaturi in colt

Simbolizarea asamblarilor sudate este prezentata in tabelul55

Tabel 55

Nr

Tipul

sudurii

Denumirea sudurii

Simbol Reprezentare Reprezentare simplificata

0 1 2 3 4 5 1 Sudura

cap la cap

Sudura in V

2 Sudura in V pe support

3

Sudura in U

4

Sudura in Y pe ambele parti

5

Sudura in U pe ambele parti

6

Sudura in colt

Sudura in colt

pe ambele parti

7 Sudura in colt

pe o parte

8 Sudura prin

suprapunere

Sudura in gaura

9 Sudura prin puncte

10

Sudura in linie

Reprezentareacotarea si notarea completa a sudurilor pe deseneeste reglementata de STAS 735-87

52Calculul imbinarilor sudate

In calculul imbinarilor sudate se folosesc aceleasi principii si metode ca in rezistenta materialelorConditia initiala care se pune este principiul de egala rezistentaadica imbinarile sudate sa aiba aceeasi rezistenta ca si restul constructiei

In acest modse evita supradimensionarile

521 Sudurile cap la cap

In figura 5 se prezinta o imbinare sudata cap la cap ce constituie sectiunea de calcul

Fig5

Lungimea cordonului de sudura -1- este determinata de lungimea tablelor care se studiaza

Datorita imperfectiunii cordoanelor de sudura la capete se considera ca lungime de calcul

l = ls ndash 2∙s (52)

Grosimea cusaturii -a- trebuie sa fie mai mare decat grosimea -s- a tablelor

Pentru materialul de baza forta maxima ce poate fi preluata cu incarcarea din figura este

F1 = ls ∙ s ∙ σa (53)

Forta maxima preluata de cordonul de sudura

F2 = l ∙ a ∙ σas (54)

Dar F1 = F2 deci l ∙ a ∙ σas = ls ∙ s ∙ σa

Se obtine

(55)

Deoarece ls gt l si σa gt σas intr-adevar a gt s

Practica recomanda pentru a

a = (12125) s (56)

Rezistentele admise ale cordonului - σas - comparativ cu materialul de baza - σa - sunt

- pentru tractiune σas = (0609) σa

- pentru compresiune σas = (0751) σa

Daca (fig54) sudura este solicitata si de moment un momentul incovoietor Mi atunci efortul unitar in cursatura va fi

Daca cordonul va fi supus simultan si fortei F si momentului Mi efortul unitar va fi

Pentru solicitarea la forfecare a sectiunii

528 Deformatii si tensiuni remanente

5281 Originea deformatiilor si tensiunilor remanente

Tensiunile remanente ce apar in piesele sudate se datoreaza variatiilor de temperatura la care este supusa piesa in timpul sudarii

Daca incalzirea si racirea se fac uniform in tot corpul piesei iar dilatarea si contractia sunt libere starile de eforturi si modificarile de volum cauzate de incalzire sunt reversibile la racire Conditiile de mai sus nu pot insa sa fie asigurate

Efectele incalzirii locale produse in timpul sudarii pot fi reversibile in situatia in care tensiunile provocate de incalzirea locala si neuniforma nu ar depasi limita de elasticitate a metalului

Trecandu-se in domeniul plastic metalul ramane dupa racire cu deformatii si tensiuni remanente

La asamblarea prin sudare a doua table din cauza aportului mare de caldura concentrata intr-o zona restransa se produc dilatari Dupa racire metalul depus se contracta antrenand si metalul de baza din vecinatate

Deformatiile care apar sunt insotite si de o stare tensionala de tensiuni remanente Daca grosimea tablelor este suficient de mica se pot neglija tensiunile perpendiculare pe

planul acestora ramanand tensiunile in lungul cusaturii- - si cele perpendicular pe

cusatura ndash -Aceste tensiuni sunt in echilibru deoarece nu sunt generate de forta exterioara

5282 Masuri pentru combaterea deformatiilor si tensiunilor remanente

Pentru ca piesa sa fie folosita in bune conditii in urma operatiei de sudare deformatiile si tensiunile trebuiesc inlaturate intr-o masura cat mai mare

Se prezinta cateva masuri ce au ca efect mentinerea deformatiilor si tensiunilor remanente la valori relativ mici nesuparatoare

-succesiunea corecta a executarii cusaturilor

Elementele ce se sudeaza se recomanda sa fie asezate astfel incat deplasarea acestora in timpul incalzirii si racirii sa se faca liber Astfel in cazul cusaturilor cap la cap tablele se vor aseza ca in fig 517

Fig 517

-Deformarea in sens opus

Pentru ca piesele ce se sudeaza sa revina la forma initiala acestea primesc o deformatie initiala corespunzatoare de sens contrar care se obtine mecanic cu ajutorul unor dispozitive ca cel din figura 518 sau prin incalzire cu flacara

1-Ghiare de deformare

2-Surub de actionare

3-Piesa de deformat

Fig 518

-Fixarea rigida a pieselor ce se imbina

Fixarea in dispozitive este folosita pentru impiedicarea deformatiilor la sudarea in serie mare

Dupa racire piesele isi pastreaza forma dar raman cu tensiuni remanente de valori mari Acestea se diminueaza cu unul din procedeele prezentate in continuare

-Preincalzirea

Determinarea temperaturii de preincalzire a pieselor ce se sudeaza se face de regula in functie de continutul de carbon

-Detensionarea

Detensionarea se recomanda cu precadere la sudarea otelurilor aliate sau a otelurilor carbon de dimensiuni mari

Diagrama de detensionare se prezinta in fig 519

Fig 519

529 Consideratii generale privind proiectarea constructiilor sudate

Proiectarea corecta a constructiilor sudate solicita pe de o parte stapanirea tuturor parametrilor procedeelor de sudare iar pe de alta parte acceptarea ca metoda de realizare a pieselor si a sudurii pe langa procedeele clasice (turnare forjare matritare etc)

Principiul de baza care guverneaza dimensionarea asamblarilor sudate este principiul de egala rezistenta

Se prezinta in continuare si alte principii ce stau la baza proiectarii constructiilor sudate

-asigurarea continuitatii fluxului liniilor de forte prin alegerea unei forme adecvate a pieselor

-marirea rigiditatii constructiilor sudate prin micsorarea lungimii libere a elementelor

-micsorarea tensiunilor datorate constructiei si a efectului de crestatura

-realizarea constructiilor simetrice pentru a minimaliza tensiunile interne

-la cordoanele de sudura solicitate din exterior sa nu existe grosimi sub 4 mm

-constructia sudata sa fie asamblata din parti componente cat mai mari pentru micsorarea numarului de cordoane

5291 Exemple contructive de imbinari sudate

In constructia de masini exista elemente realizate exclusiv prin sudare cum ar fi recipienti grinzi boghiuri etc

In fig 520 se prezinta un arbore cotit realizat prin sudura

In fig 521 este prezentata o roata dintata realizata prin sudura

In fig 522 este prezentata o carcasa de reductor realizata prin sudura

Fig 520 Fig 521

Fig 522

53 Asamblari nituite

531 Generalitati descriere clasificare

Nituirea face parte din categoria asamblarilor nedemontabile Odata cu dezvoltarea procedeelor de sudare nituirea si-a restrans aria de raspandire in momentul de fata utilizandu-se

- la piesele supuse la sarcini variabile unde sudura este inca un procedeu nesigur

- piese din aliaje usoare din domeniul aviatiei

- piese din materiale greu sudabile

Forma generala a unui nit este prezentata in fig523 El se compune din

- tija nitului -1

- capul fix -2

-capul de inchidere -3

Intre nit si piesele ce urmeaza a fi asamblate se lasa un joc de diametru - j -

Formarea capului nitului care se mai numeste si operatie de nituire se poate face

- la rece ndash cand diametrele sunt de maxim 12 mm

- la cald - cand diametrul nitului depaseste 12mm

Din punct de vedere constructiv exista mai multe solutii constructive atat pentru Formarea tijei cat si pentru cap

Tija nitului poate fi plina ndash fig 522 sau tubulara Aceasta se foloseste la diametre cuprinse in game 4 ndash 20 mm si cu o grosime a peretelui de 025- 15 mm fiind foarte utilizate in aviatie mecanica fina si industrie usoara

Dupa Forma capului se intalnesc

a) cap semirotund - fig52 a - sunt cele mai utilizate Este usor de realizat dar este voluminos si citeodata greu de amplasat in imbinare

b)

cap inecat ndash fig52b - necesita prelucrari suplimentare la piesele ce urmeaza a fi imbinate Rezistenta capului este slaba in raport cu tija aceluiasi nit

Fig52

c) cap plat - fig52c - cu o gama restransa de utilizare ndash dogarie

d) cap tronconic - fig52 d - din punct de vedere al rezistentei corespund foarte bine dar cu o tehnologie destul de greoaie

e) cap semiinecat - fig52e - imbina avantajul rezistentei nitului cu cap semirotund cu avantajul ocuparii unui spatiu restrans al capului inecat

f) cap tronconic si semiinecat - fig52f - sunt utilizate ca nituri de rezistenta ndash etansare Aduna dezavantajele de la ambele tipuri ndash cap tronconic si inecat

a

b

c

d

e

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

Pentru ca imbinarea sa transmita momentul Mt trebuie sa fie indeplinita conditia

sau

unde c ndash coeficient de siguranta

Se poate scrie

Din relatia de mai sus se poate obtine presiunea superficial minima

Aceasta presiune se realizeaza datorita unei forte axiale de presare care este conform fig 25

sau

Se poate usor deduce relatia fortei de deplasare

Avantajul principal al asamblarii conice prin presare este ca se pot realiza diferentele de diametre ale celor doua piese (butuc-arbore) la o cursa mica prin deplasarea axiala

Dezavantejele sunt

- dificultatea calcularii exacte a tensiunilor axiale radiale si tangentiale la ajustajele conice

- necesitatea realizarii unei conicitati riguros exacte la butuc si arbore

515 Sudabilitatea metalelor

Sudabilitatea este caracteristica ce determina aptitudinea metalelorin conditii de sudare datede a realize asamblari

Sudabilitatea este determinata de

- proprietatile metalului de baza

- tehnologia de sudare

- conceptia constructiva a elementelor constructiei

- caracterul si nivelul solicitarilor in timpul exploatarii

Referitor la sudabilitate se mai folosesc si alte notiuni derivateca siguranta la sudare si comportarea la sudare

Compozitia chimica este elemental ce influenteaza determinant comportarea la sudare Este motivul pentru carerespectarea retetei chimice devine obligatorie

In cazul laminatelor din oteluri carbon obisnuitese considera ca se asigura o comportare la sudare bunafara masuri specialedaca se respecta limitele din tabelul 52

Tabel 52

elem

val

C Mn MnSi Si P S

[] lt 025 lt 05 21 lt 02 lt 006 le 006

Elementul cu cea mai mare influenta asupra comportarii la sudareeste carbonulOdata cu cresterea continutului in carbon creste posibilitatea de calire fapt care se evidentiaza prin aparitia in zona de sudare a unor zone de duritate mare

In fig52 se prezinta variatia duritatii de-a lungul unei liniiintr-o sectiune perpendiculara pe directia de depunere a unui strat de sudura

Fig52

O variatie a duritatii ca cea din figura 52 este caracteristica pentru sudurile realizate pe material laminat la caldsau normalizat

Se observa ca valorile maxime ale duritatiicresc odata cu cresterea continutului de carbon De asemenease remarca marirea diferentei dintre duritatea maxima atinsa si duritatea materialului de baza

Cresterea continutului de carbon creste si pericolul formarii porilor in cusaturadatorita cresterii probabilitatii arderii carbonuluisi deci a formarii de compusi gazosi in baia de metal topit

Pentru a putea tine cont si de influenta cumulata a carbonului si a elementelor de aliereasupra sudabilitatiia fost necesara stabilirea unei metode cantitative de evidentiere a efectului studiat

S-a introdus astfelnotiunuea de carbon echivalent C exprimata printr-o relatie liniara intre concentratiile diferitelor elemente

In tabelul 53 sunt datedupa HARDEN si VOLDRICH limitele uzuale admise pentru Ce pentru care sudarea se face fara preincalzire

In afara de C si grosimea pieselor de studiatduritatea maxima admisa in zona influentata termicdepinde si de parametrii tehnologici

Astfel exista posibilitatea caprin adaptarea acestorala specificul otelului sudatsa se realizezeo micsorare a duritatii maxime

Tabel 53

Ce = C + Mn6 + (Cr + Mo + V)5 + (Ni + Cu)15Conditia satisfacuta Duritate

maxima

HV

Ce

Grosimea placii (mm)

6 12 25 50

Fara fisuri la sudare

350 060 050 045 045

Siguranta in exploatare

250 045 040 035 030

In figura 53 se observa influenta grosimii pieselor si avitezei de sudare asupra duritatii maxime din zona influentata termic

In functie de valoarea carbonului echivalent si de tipul electrodului folosi(acid sau basic) se determina cu ajutorul tabelului 5 un indice conventional de subunitate notat I

Tabel 54

Electrod acid Electrod basic I020 025 A

021 ndash 023 026 ndash 029 B024 ndash 027 030 ndash 035 C028 ndash 032 036 ndash 040 D033 ndash 038 041 ndash 045 E039 ndash 044 046 ndash 049 F

045 050 G

516 Clasificarea asamblarilor sudate

Asamblarile sudate pot fi realizate prin

- cusaturi cap la capsau

- cusaturi in colt

Simbolizarea asamblarilor sudate este prezentata in tabelul55

Tabel 55

Nr

Tipul

sudurii

Denumirea sudurii

Simbol Reprezentare Reprezentare simplificata

0 1 2 3 4 5 1 Sudura

cap la cap

Sudura in V

2 Sudura in V pe support

3

Sudura in U

4

Sudura in Y pe ambele parti

5

Sudura in U pe ambele parti

6

Sudura in colt

Sudura in colt

pe ambele parti

7 Sudura in colt

pe o parte

8 Sudura prin

suprapunere

Sudura in gaura

9 Sudura prin puncte

10

Sudura in linie

Reprezentareacotarea si notarea completa a sudurilor pe deseneeste reglementata de STAS 735-87

52Calculul imbinarilor sudate

In calculul imbinarilor sudate se folosesc aceleasi principii si metode ca in rezistenta materialelorConditia initiala care se pune este principiul de egala rezistentaadica imbinarile sudate sa aiba aceeasi rezistenta ca si restul constructiei

In acest modse evita supradimensionarile

521 Sudurile cap la cap

In figura 5 se prezinta o imbinare sudata cap la cap ce constituie sectiunea de calcul

Fig5

Lungimea cordonului de sudura -1- este determinata de lungimea tablelor care se studiaza

Datorita imperfectiunii cordoanelor de sudura la capete se considera ca lungime de calcul

l = ls ndash 2∙s (52)

Grosimea cusaturii -a- trebuie sa fie mai mare decat grosimea -s- a tablelor

Pentru materialul de baza forta maxima ce poate fi preluata cu incarcarea din figura este

F1 = ls ∙ s ∙ σa (53)

Forta maxima preluata de cordonul de sudura

F2 = l ∙ a ∙ σas (54)

Dar F1 = F2 deci l ∙ a ∙ σas = ls ∙ s ∙ σa

Se obtine

(55)

Deoarece ls gt l si σa gt σas intr-adevar a gt s

Practica recomanda pentru a

a = (12125) s (56)

Rezistentele admise ale cordonului - σas - comparativ cu materialul de baza - σa - sunt

- pentru tractiune σas = (0609) σa

- pentru compresiune σas = (0751) σa

Daca (fig54) sudura este solicitata si de moment un momentul incovoietor Mi atunci efortul unitar in cursatura va fi

Daca cordonul va fi supus simultan si fortei F si momentului Mi efortul unitar va fi

Pentru solicitarea la forfecare a sectiunii

528 Deformatii si tensiuni remanente

5281 Originea deformatiilor si tensiunilor remanente

Tensiunile remanente ce apar in piesele sudate se datoreaza variatiilor de temperatura la care este supusa piesa in timpul sudarii

Daca incalzirea si racirea se fac uniform in tot corpul piesei iar dilatarea si contractia sunt libere starile de eforturi si modificarile de volum cauzate de incalzire sunt reversibile la racire Conditiile de mai sus nu pot insa sa fie asigurate

Efectele incalzirii locale produse in timpul sudarii pot fi reversibile in situatia in care tensiunile provocate de incalzirea locala si neuniforma nu ar depasi limita de elasticitate a metalului

Trecandu-se in domeniul plastic metalul ramane dupa racire cu deformatii si tensiuni remanente

La asamblarea prin sudare a doua table din cauza aportului mare de caldura concentrata intr-o zona restransa se produc dilatari Dupa racire metalul depus se contracta antrenand si metalul de baza din vecinatate

Deformatiile care apar sunt insotite si de o stare tensionala de tensiuni remanente Daca grosimea tablelor este suficient de mica se pot neglija tensiunile perpendiculare pe

planul acestora ramanand tensiunile in lungul cusaturii- - si cele perpendicular pe

cusatura ndash -Aceste tensiuni sunt in echilibru deoarece nu sunt generate de forta exterioara

5282 Masuri pentru combaterea deformatiilor si tensiunilor remanente

Pentru ca piesa sa fie folosita in bune conditii in urma operatiei de sudare deformatiile si tensiunile trebuiesc inlaturate intr-o masura cat mai mare

Se prezinta cateva masuri ce au ca efect mentinerea deformatiilor si tensiunilor remanente la valori relativ mici nesuparatoare

-succesiunea corecta a executarii cusaturilor

Elementele ce se sudeaza se recomanda sa fie asezate astfel incat deplasarea acestora in timpul incalzirii si racirii sa se faca liber Astfel in cazul cusaturilor cap la cap tablele se vor aseza ca in fig 517

Fig 517

-Deformarea in sens opus

Pentru ca piesele ce se sudeaza sa revina la forma initiala acestea primesc o deformatie initiala corespunzatoare de sens contrar care se obtine mecanic cu ajutorul unor dispozitive ca cel din figura 518 sau prin incalzire cu flacara

1-Ghiare de deformare

2-Surub de actionare

3-Piesa de deformat

Fig 518

-Fixarea rigida a pieselor ce se imbina

Fixarea in dispozitive este folosita pentru impiedicarea deformatiilor la sudarea in serie mare

Dupa racire piesele isi pastreaza forma dar raman cu tensiuni remanente de valori mari Acestea se diminueaza cu unul din procedeele prezentate in continuare

-Preincalzirea

Determinarea temperaturii de preincalzire a pieselor ce se sudeaza se face de regula in functie de continutul de carbon

-Detensionarea

Detensionarea se recomanda cu precadere la sudarea otelurilor aliate sau a otelurilor carbon de dimensiuni mari

Diagrama de detensionare se prezinta in fig 519

Fig 519

529 Consideratii generale privind proiectarea constructiilor sudate

Proiectarea corecta a constructiilor sudate solicita pe de o parte stapanirea tuturor parametrilor procedeelor de sudare iar pe de alta parte acceptarea ca metoda de realizare a pieselor si a sudurii pe langa procedeele clasice (turnare forjare matritare etc)

Principiul de baza care guverneaza dimensionarea asamblarilor sudate este principiul de egala rezistenta

Se prezinta in continuare si alte principii ce stau la baza proiectarii constructiilor sudate

-asigurarea continuitatii fluxului liniilor de forte prin alegerea unei forme adecvate a pieselor

-marirea rigiditatii constructiilor sudate prin micsorarea lungimii libere a elementelor

-micsorarea tensiunilor datorate constructiei si a efectului de crestatura

-realizarea constructiilor simetrice pentru a minimaliza tensiunile interne

-la cordoanele de sudura solicitate din exterior sa nu existe grosimi sub 4 mm

-constructia sudata sa fie asamblata din parti componente cat mai mari pentru micsorarea numarului de cordoane

5291 Exemple contructive de imbinari sudate

In constructia de masini exista elemente realizate exclusiv prin sudare cum ar fi recipienti grinzi boghiuri etc

In fig 520 se prezinta un arbore cotit realizat prin sudura

In fig 521 este prezentata o roata dintata realizata prin sudura

In fig 522 este prezentata o carcasa de reductor realizata prin sudura

Fig 520 Fig 521

Fig 522

53 Asamblari nituite

531 Generalitati descriere clasificare

Nituirea face parte din categoria asamblarilor nedemontabile Odata cu dezvoltarea procedeelor de sudare nituirea si-a restrans aria de raspandire in momentul de fata utilizandu-se

- la piesele supuse la sarcini variabile unde sudura este inca un procedeu nesigur

- piese din aliaje usoare din domeniul aviatiei

- piese din materiale greu sudabile

Forma generala a unui nit este prezentata in fig523 El se compune din

- tija nitului -1

- capul fix -2

-capul de inchidere -3

Intre nit si piesele ce urmeaza a fi asamblate se lasa un joc de diametru - j -

Formarea capului nitului care se mai numeste si operatie de nituire se poate face

- la rece ndash cand diametrele sunt de maxim 12 mm

- la cald - cand diametrul nitului depaseste 12mm

Din punct de vedere constructiv exista mai multe solutii constructive atat pentru Formarea tijei cat si pentru cap

Tija nitului poate fi plina ndash fig 522 sau tubulara Aceasta se foloseste la diametre cuprinse in game 4 ndash 20 mm si cu o grosime a peretelui de 025- 15 mm fiind foarte utilizate in aviatie mecanica fina si industrie usoara

Dupa Forma capului se intalnesc

a) cap semirotund - fig52 a - sunt cele mai utilizate Este usor de realizat dar este voluminos si citeodata greu de amplasat in imbinare

b)

cap inecat ndash fig52b - necesita prelucrari suplimentare la piesele ce urmeaza a fi imbinate Rezistenta capului este slaba in raport cu tija aceluiasi nit

Fig52

c) cap plat - fig52c - cu o gama restransa de utilizare ndash dogarie

d) cap tronconic - fig52 d - din punct de vedere al rezistentei corespund foarte bine dar cu o tehnologie destul de greoaie

e) cap semiinecat - fig52e - imbina avantajul rezistentei nitului cu cap semirotund cu avantajul ocuparii unui spatiu restrans al capului inecat

f) cap tronconic si semiinecat - fig52f - sunt utilizate ca nituri de rezistenta ndash etansare Aduna dezavantajele de la ambele tipuri ndash cap tronconic si inecat

a

b

c

d

e

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

Se poate usor deduce relatia fortei de deplasare

Avantajul principal al asamblarii conice prin presare este ca se pot realiza diferentele de diametre ale celor doua piese (butuc-arbore) la o cursa mica prin deplasarea axiala

Dezavantejele sunt

- dificultatea calcularii exacte a tensiunilor axiale radiale si tangentiale la ajustajele conice

- necesitatea realizarii unei conicitati riguros exacte la butuc si arbore

515 Sudabilitatea metalelor

Sudabilitatea este caracteristica ce determina aptitudinea metalelorin conditii de sudare datede a realize asamblari

Sudabilitatea este determinata de

- proprietatile metalului de baza

- tehnologia de sudare

- conceptia constructiva a elementelor constructiei

- caracterul si nivelul solicitarilor in timpul exploatarii

Referitor la sudabilitate se mai folosesc si alte notiuni derivateca siguranta la sudare si comportarea la sudare

Compozitia chimica este elemental ce influenteaza determinant comportarea la sudare Este motivul pentru carerespectarea retetei chimice devine obligatorie

In cazul laminatelor din oteluri carbon obisnuitese considera ca se asigura o comportare la sudare bunafara masuri specialedaca se respecta limitele din tabelul 52

Tabel 52

elem

val

C Mn MnSi Si P S

[] lt 025 lt 05 21 lt 02 lt 006 le 006

Elementul cu cea mai mare influenta asupra comportarii la sudareeste carbonulOdata cu cresterea continutului in carbon creste posibilitatea de calire fapt care se evidentiaza prin aparitia in zona de sudare a unor zone de duritate mare

In fig52 se prezinta variatia duritatii de-a lungul unei liniiintr-o sectiune perpendiculara pe directia de depunere a unui strat de sudura

Fig52

O variatie a duritatii ca cea din figura 52 este caracteristica pentru sudurile realizate pe material laminat la caldsau normalizat

Se observa ca valorile maxime ale duritatiicresc odata cu cresterea continutului de carbon De asemenease remarca marirea diferentei dintre duritatea maxima atinsa si duritatea materialului de baza

Cresterea continutului de carbon creste si pericolul formarii porilor in cusaturadatorita cresterii probabilitatii arderii carbonuluisi deci a formarii de compusi gazosi in baia de metal topit

Pentru a putea tine cont si de influenta cumulata a carbonului si a elementelor de aliereasupra sudabilitatiia fost necesara stabilirea unei metode cantitative de evidentiere a efectului studiat

S-a introdus astfelnotiunuea de carbon echivalent C exprimata printr-o relatie liniara intre concentratiile diferitelor elemente

In tabelul 53 sunt datedupa HARDEN si VOLDRICH limitele uzuale admise pentru Ce pentru care sudarea se face fara preincalzire

In afara de C si grosimea pieselor de studiatduritatea maxima admisa in zona influentata termicdepinde si de parametrii tehnologici

Astfel exista posibilitatea caprin adaptarea acestorala specificul otelului sudatsa se realizezeo micsorare a duritatii maxime

Tabel 53

Ce = C + Mn6 + (Cr + Mo + V)5 + (Ni + Cu)15Conditia satisfacuta Duritate

maxima

HV

Ce

Grosimea placii (mm)

6 12 25 50

Fara fisuri la sudare

350 060 050 045 045

Siguranta in exploatare

250 045 040 035 030

In figura 53 se observa influenta grosimii pieselor si avitezei de sudare asupra duritatii maxime din zona influentata termic

In functie de valoarea carbonului echivalent si de tipul electrodului folosi(acid sau basic) se determina cu ajutorul tabelului 5 un indice conventional de subunitate notat I

Tabel 54

Electrod acid Electrod basic I020 025 A

021 ndash 023 026 ndash 029 B024 ndash 027 030 ndash 035 C028 ndash 032 036 ndash 040 D033 ndash 038 041 ndash 045 E039 ndash 044 046 ndash 049 F

045 050 G

516 Clasificarea asamblarilor sudate

Asamblarile sudate pot fi realizate prin

- cusaturi cap la capsau

- cusaturi in colt

Simbolizarea asamblarilor sudate este prezentata in tabelul55

Tabel 55

Nr

Tipul

sudurii

Denumirea sudurii

Simbol Reprezentare Reprezentare simplificata

0 1 2 3 4 5 1 Sudura

cap la cap

Sudura in V

2 Sudura in V pe support

3

Sudura in U

4

Sudura in Y pe ambele parti

5

Sudura in U pe ambele parti

6

Sudura in colt

Sudura in colt

pe ambele parti

7 Sudura in colt

pe o parte

8 Sudura prin

suprapunere

Sudura in gaura

9 Sudura prin puncte

10

Sudura in linie

Reprezentareacotarea si notarea completa a sudurilor pe deseneeste reglementata de STAS 735-87

52Calculul imbinarilor sudate

In calculul imbinarilor sudate se folosesc aceleasi principii si metode ca in rezistenta materialelorConditia initiala care se pune este principiul de egala rezistentaadica imbinarile sudate sa aiba aceeasi rezistenta ca si restul constructiei

In acest modse evita supradimensionarile

521 Sudurile cap la cap

In figura 5 se prezinta o imbinare sudata cap la cap ce constituie sectiunea de calcul

Fig5

Lungimea cordonului de sudura -1- este determinata de lungimea tablelor care se studiaza

Datorita imperfectiunii cordoanelor de sudura la capete se considera ca lungime de calcul

l = ls ndash 2∙s (52)

Grosimea cusaturii -a- trebuie sa fie mai mare decat grosimea -s- a tablelor

Pentru materialul de baza forta maxima ce poate fi preluata cu incarcarea din figura este

F1 = ls ∙ s ∙ σa (53)

Forta maxima preluata de cordonul de sudura

F2 = l ∙ a ∙ σas (54)

Dar F1 = F2 deci l ∙ a ∙ σas = ls ∙ s ∙ σa

Se obtine

(55)

Deoarece ls gt l si σa gt σas intr-adevar a gt s

Practica recomanda pentru a

a = (12125) s (56)

Rezistentele admise ale cordonului - σas - comparativ cu materialul de baza - σa - sunt

- pentru tractiune σas = (0609) σa

- pentru compresiune σas = (0751) σa

Daca (fig54) sudura este solicitata si de moment un momentul incovoietor Mi atunci efortul unitar in cursatura va fi

Daca cordonul va fi supus simultan si fortei F si momentului Mi efortul unitar va fi

Pentru solicitarea la forfecare a sectiunii

528 Deformatii si tensiuni remanente

5281 Originea deformatiilor si tensiunilor remanente

Tensiunile remanente ce apar in piesele sudate se datoreaza variatiilor de temperatura la care este supusa piesa in timpul sudarii

Daca incalzirea si racirea se fac uniform in tot corpul piesei iar dilatarea si contractia sunt libere starile de eforturi si modificarile de volum cauzate de incalzire sunt reversibile la racire Conditiile de mai sus nu pot insa sa fie asigurate

Efectele incalzirii locale produse in timpul sudarii pot fi reversibile in situatia in care tensiunile provocate de incalzirea locala si neuniforma nu ar depasi limita de elasticitate a metalului

Trecandu-se in domeniul plastic metalul ramane dupa racire cu deformatii si tensiuni remanente

La asamblarea prin sudare a doua table din cauza aportului mare de caldura concentrata intr-o zona restransa se produc dilatari Dupa racire metalul depus se contracta antrenand si metalul de baza din vecinatate

Deformatiile care apar sunt insotite si de o stare tensionala de tensiuni remanente Daca grosimea tablelor este suficient de mica se pot neglija tensiunile perpendiculare pe

planul acestora ramanand tensiunile in lungul cusaturii- - si cele perpendicular pe

cusatura ndash -Aceste tensiuni sunt in echilibru deoarece nu sunt generate de forta exterioara

5282 Masuri pentru combaterea deformatiilor si tensiunilor remanente

Pentru ca piesa sa fie folosita in bune conditii in urma operatiei de sudare deformatiile si tensiunile trebuiesc inlaturate intr-o masura cat mai mare

Se prezinta cateva masuri ce au ca efect mentinerea deformatiilor si tensiunilor remanente la valori relativ mici nesuparatoare

-succesiunea corecta a executarii cusaturilor

Elementele ce se sudeaza se recomanda sa fie asezate astfel incat deplasarea acestora in timpul incalzirii si racirii sa se faca liber Astfel in cazul cusaturilor cap la cap tablele se vor aseza ca in fig 517

Fig 517

-Deformarea in sens opus

Pentru ca piesele ce se sudeaza sa revina la forma initiala acestea primesc o deformatie initiala corespunzatoare de sens contrar care se obtine mecanic cu ajutorul unor dispozitive ca cel din figura 518 sau prin incalzire cu flacara

1-Ghiare de deformare

2-Surub de actionare

3-Piesa de deformat

Fig 518

-Fixarea rigida a pieselor ce se imbina

Fixarea in dispozitive este folosita pentru impiedicarea deformatiilor la sudarea in serie mare

Dupa racire piesele isi pastreaza forma dar raman cu tensiuni remanente de valori mari Acestea se diminueaza cu unul din procedeele prezentate in continuare

-Preincalzirea

Determinarea temperaturii de preincalzire a pieselor ce se sudeaza se face de regula in functie de continutul de carbon

-Detensionarea

Detensionarea se recomanda cu precadere la sudarea otelurilor aliate sau a otelurilor carbon de dimensiuni mari

Diagrama de detensionare se prezinta in fig 519

Fig 519

529 Consideratii generale privind proiectarea constructiilor sudate

Proiectarea corecta a constructiilor sudate solicita pe de o parte stapanirea tuturor parametrilor procedeelor de sudare iar pe de alta parte acceptarea ca metoda de realizare a pieselor si a sudurii pe langa procedeele clasice (turnare forjare matritare etc)

Principiul de baza care guverneaza dimensionarea asamblarilor sudate este principiul de egala rezistenta

Se prezinta in continuare si alte principii ce stau la baza proiectarii constructiilor sudate

-asigurarea continuitatii fluxului liniilor de forte prin alegerea unei forme adecvate a pieselor

-marirea rigiditatii constructiilor sudate prin micsorarea lungimii libere a elementelor

-micsorarea tensiunilor datorate constructiei si a efectului de crestatura

-realizarea constructiilor simetrice pentru a minimaliza tensiunile interne

-la cordoanele de sudura solicitate din exterior sa nu existe grosimi sub 4 mm

-constructia sudata sa fie asamblata din parti componente cat mai mari pentru micsorarea numarului de cordoane

5291 Exemple contructive de imbinari sudate

In constructia de masini exista elemente realizate exclusiv prin sudare cum ar fi recipienti grinzi boghiuri etc

In fig 520 se prezinta un arbore cotit realizat prin sudura

In fig 521 este prezentata o roata dintata realizata prin sudura

In fig 522 este prezentata o carcasa de reductor realizata prin sudura

Fig 520 Fig 521

Fig 522

53 Asamblari nituite

531 Generalitati descriere clasificare

Nituirea face parte din categoria asamblarilor nedemontabile Odata cu dezvoltarea procedeelor de sudare nituirea si-a restrans aria de raspandire in momentul de fata utilizandu-se

- la piesele supuse la sarcini variabile unde sudura este inca un procedeu nesigur

- piese din aliaje usoare din domeniul aviatiei

- piese din materiale greu sudabile

Forma generala a unui nit este prezentata in fig523 El se compune din

- tija nitului -1

- capul fix -2

-capul de inchidere -3

Intre nit si piesele ce urmeaza a fi asamblate se lasa un joc de diametru - j -

Formarea capului nitului care se mai numeste si operatie de nituire se poate face

- la rece ndash cand diametrele sunt de maxim 12 mm

- la cald - cand diametrul nitului depaseste 12mm

Din punct de vedere constructiv exista mai multe solutii constructive atat pentru Formarea tijei cat si pentru cap

Tija nitului poate fi plina ndash fig 522 sau tubulara Aceasta se foloseste la diametre cuprinse in game 4 ndash 20 mm si cu o grosime a peretelui de 025- 15 mm fiind foarte utilizate in aviatie mecanica fina si industrie usoara

Dupa Forma capului se intalnesc

a) cap semirotund - fig52 a - sunt cele mai utilizate Este usor de realizat dar este voluminos si citeodata greu de amplasat in imbinare

b)

cap inecat ndash fig52b - necesita prelucrari suplimentare la piesele ce urmeaza a fi imbinate Rezistenta capului este slaba in raport cu tija aceluiasi nit

Fig52

c) cap plat - fig52c - cu o gama restransa de utilizare ndash dogarie

d) cap tronconic - fig52 d - din punct de vedere al rezistentei corespund foarte bine dar cu o tehnologie destul de greoaie

e) cap semiinecat - fig52e - imbina avantajul rezistentei nitului cu cap semirotund cu avantajul ocuparii unui spatiu restrans al capului inecat

f) cap tronconic si semiinecat - fig52f - sunt utilizate ca nituri de rezistenta ndash etansare Aduna dezavantajele de la ambele tipuri ndash cap tronconic si inecat

a

b

c

d

e

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

In fig52 se prezinta variatia duritatii de-a lungul unei liniiintr-o sectiune perpendiculara pe directia de depunere a unui strat de sudura

Fig52

O variatie a duritatii ca cea din figura 52 este caracteristica pentru sudurile realizate pe material laminat la caldsau normalizat

Se observa ca valorile maxime ale duritatiicresc odata cu cresterea continutului de carbon De asemenease remarca marirea diferentei dintre duritatea maxima atinsa si duritatea materialului de baza

Cresterea continutului de carbon creste si pericolul formarii porilor in cusaturadatorita cresterii probabilitatii arderii carbonuluisi deci a formarii de compusi gazosi in baia de metal topit

Pentru a putea tine cont si de influenta cumulata a carbonului si a elementelor de aliereasupra sudabilitatiia fost necesara stabilirea unei metode cantitative de evidentiere a efectului studiat

S-a introdus astfelnotiunuea de carbon echivalent C exprimata printr-o relatie liniara intre concentratiile diferitelor elemente

In tabelul 53 sunt datedupa HARDEN si VOLDRICH limitele uzuale admise pentru Ce pentru care sudarea se face fara preincalzire

In afara de C si grosimea pieselor de studiatduritatea maxima admisa in zona influentata termicdepinde si de parametrii tehnologici

Astfel exista posibilitatea caprin adaptarea acestorala specificul otelului sudatsa se realizezeo micsorare a duritatii maxime

Tabel 53

Ce = C + Mn6 + (Cr + Mo + V)5 + (Ni + Cu)15Conditia satisfacuta Duritate

maxima

HV

Ce

Grosimea placii (mm)

6 12 25 50

Fara fisuri la sudare

350 060 050 045 045

Siguranta in exploatare

250 045 040 035 030

In figura 53 se observa influenta grosimii pieselor si avitezei de sudare asupra duritatii maxime din zona influentata termic

In functie de valoarea carbonului echivalent si de tipul electrodului folosi(acid sau basic) se determina cu ajutorul tabelului 5 un indice conventional de subunitate notat I

Tabel 54

Electrod acid Electrod basic I020 025 A

021 ndash 023 026 ndash 029 B024 ndash 027 030 ndash 035 C028 ndash 032 036 ndash 040 D033 ndash 038 041 ndash 045 E039 ndash 044 046 ndash 049 F

045 050 G

516 Clasificarea asamblarilor sudate

Asamblarile sudate pot fi realizate prin

- cusaturi cap la capsau

- cusaturi in colt

Simbolizarea asamblarilor sudate este prezentata in tabelul55

Tabel 55

Nr

Tipul

sudurii

Denumirea sudurii

Simbol Reprezentare Reprezentare simplificata

0 1 2 3 4 5 1 Sudura

cap la cap

Sudura in V

2 Sudura in V pe support

3

Sudura in U

4

Sudura in Y pe ambele parti

5

Sudura in U pe ambele parti

6

Sudura in colt

Sudura in colt

pe ambele parti

7 Sudura in colt

pe o parte

8 Sudura prin

suprapunere

Sudura in gaura

9 Sudura prin puncte

10

Sudura in linie

Reprezentareacotarea si notarea completa a sudurilor pe deseneeste reglementata de STAS 735-87

52Calculul imbinarilor sudate

In calculul imbinarilor sudate se folosesc aceleasi principii si metode ca in rezistenta materialelorConditia initiala care se pune este principiul de egala rezistentaadica imbinarile sudate sa aiba aceeasi rezistenta ca si restul constructiei

In acest modse evita supradimensionarile

521 Sudurile cap la cap

In figura 5 se prezinta o imbinare sudata cap la cap ce constituie sectiunea de calcul

Fig5

Lungimea cordonului de sudura -1- este determinata de lungimea tablelor care se studiaza

Datorita imperfectiunii cordoanelor de sudura la capete se considera ca lungime de calcul

l = ls ndash 2∙s (52)

Grosimea cusaturii -a- trebuie sa fie mai mare decat grosimea -s- a tablelor

Pentru materialul de baza forta maxima ce poate fi preluata cu incarcarea din figura este

F1 = ls ∙ s ∙ σa (53)

Forta maxima preluata de cordonul de sudura

F2 = l ∙ a ∙ σas (54)

Dar F1 = F2 deci l ∙ a ∙ σas = ls ∙ s ∙ σa

Se obtine

(55)

Deoarece ls gt l si σa gt σas intr-adevar a gt s

Practica recomanda pentru a

a = (12125) s (56)

Rezistentele admise ale cordonului - σas - comparativ cu materialul de baza - σa - sunt

- pentru tractiune σas = (0609) σa

- pentru compresiune σas = (0751) σa

Daca (fig54) sudura este solicitata si de moment un momentul incovoietor Mi atunci efortul unitar in cursatura va fi

Daca cordonul va fi supus simultan si fortei F si momentului Mi efortul unitar va fi

Pentru solicitarea la forfecare a sectiunii

528 Deformatii si tensiuni remanente

5281 Originea deformatiilor si tensiunilor remanente

Tensiunile remanente ce apar in piesele sudate se datoreaza variatiilor de temperatura la care este supusa piesa in timpul sudarii

Daca incalzirea si racirea se fac uniform in tot corpul piesei iar dilatarea si contractia sunt libere starile de eforturi si modificarile de volum cauzate de incalzire sunt reversibile la racire Conditiile de mai sus nu pot insa sa fie asigurate

Efectele incalzirii locale produse in timpul sudarii pot fi reversibile in situatia in care tensiunile provocate de incalzirea locala si neuniforma nu ar depasi limita de elasticitate a metalului

Trecandu-se in domeniul plastic metalul ramane dupa racire cu deformatii si tensiuni remanente

La asamblarea prin sudare a doua table din cauza aportului mare de caldura concentrata intr-o zona restransa se produc dilatari Dupa racire metalul depus se contracta antrenand si metalul de baza din vecinatate

Deformatiile care apar sunt insotite si de o stare tensionala de tensiuni remanente Daca grosimea tablelor este suficient de mica se pot neglija tensiunile perpendiculare pe

planul acestora ramanand tensiunile in lungul cusaturii- - si cele perpendicular pe

cusatura ndash -Aceste tensiuni sunt in echilibru deoarece nu sunt generate de forta exterioara

5282 Masuri pentru combaterea deformatiilor si tensiunilor remanente

Pentru ca piesa sa fie folosita in bune conditii in urma operatiei de sudare deformatiile si tensiunile trebuiesc inlaturate intr-o masura cat mai mare

Se prezinta cateva masuri ce au ca efect mentinerea deformatiilor si tensiunilor remanente la valori relativ mici nesuparatoare

-succesiunea corecta a executarii cusaturilor

Elementele ce se sudeaza se recomanda sa fie asezate astfel incat deplasarea acestora in timpul incalzirii si racirii sa se faca liber Astfel in cazul cusaturilor cap la cap tablele se vor aseza ca in fig 517

Fig 517

-Deformarea in sens opus

Pentru ca piesele ce se sudeaza sa revina la forma initiala acestea primesc o deformatie initiala corespunzatoare de sens contrar care se obtine mecanic cu ajutorul unor dispozitive ca cel din figura 518 sau prin incalzire cu flacara

1-Ghiare de deformare

2-Surub de actionare

3-Piesa de deformat

Fig 518

-Fixarea rigida a pieselor ce se imbina

Fixarea in dispozitive este folosita pentru impiedicarea deformatiilor la sudarea in serie mare

Dupa racire piesele isi pastreaza forma dar raman cu tensiuni remanente de valori mari Acestea se diminueaza cu unul din procedeele prezentate in continuare

-Preincalzirea

Determinarea temperaturii de preincalzire a pieselor ce se sudeaza se face de regula in functie de continutul de carbon

-Detensionarea

Detensionarea se recomanda cu precadere la sudarea otelurilor aliate sau a otelurilor carbon de dimensiuni mari

Diagrama de detensionare se prezinta in fig 519

Fig 519

529 Consideratii generale privind proiectarea constructiilor sudate

Proiectarea corecta a constructiilor sudate solicita pe de o parte stapanirea tuturor parametrilor procedeelor de sudare iar pe de alta parte acceptarea ca metoda de realizare a pieselor si a sudurii pe langa procedeele clasice (turnare forjare matritare etc)

Principiul de baza care guverneaza dimensionarea asamblarilor sudate este principiul de egala rezistenta

Se prezinta in continuare si alte principii ce stau la baza proiectarii constructiilor sudate

-asigurarea continuitatii fluxului liniilor de forte prin alegerea unei forme adecvate a pieselor

-marirea rigiditatii constructiilor sudate prin micsorarea lungimii libere a elementelor

-micsorarea tensiunilor datorate constructiei si a efectului de crestatura

-realizarea constructiilor simetrice pentru a minimaliza tensiunile interne

-la cordoanele de sudura solicitate din exterior sa nu existe grosimi sub 4 mm

-constructia sudata sa fie asamblata din parti componente cat mai mari pentru micsorarea numarului de cordoane

5291 Exemple contructive de imbinari sudate

In constructia de masini exista elemente realizate exclusiv prin sudare cum ar fi recipienti grinzi boghiuri etc

In fig 520 se prezinta un arbore cotit realizat prin sudura

In fig 521 este prezentata o roata dintata realizata prin sudura

In fig 522 este prezentata o carcasa de reductor realizata prin sudura

Fig 520 Fig 521

Fig 522

53 Asamblari nituite

531 Generalitati descriere clasificare

Nituirea face parte din categoria asamblarilor nedemontabile Odata cu dezvoltarea procedeelor de sudare nituirea si-a restrans aria de raspandire in momentul de fata utilizandu-se

- la piesele supuse la sarcini variabile unde sudura este inca un procedeu nesigur

- piese din aliaje usoare din domeniul aviatiei

- piese din materiale greu sudabile

Forma generala a unui nit este prezentata in fig523 El se compune din

- tija nitului -1

- capul fix -2

-capul de inchidere -3

Intre nit si piesele ce urmeaza a fi asamblate se lasa un joc de diametru - j -

Formarea capului nitului care se mai numeste si operatie de nituire se poate face

- la rece ndash cand diametrele sunt de maxim 12 mm

- la cald - cand diametrul nitului depaseste 12mm

Din punct de vedere constructiv exista mai multe solutii constructive atat pentru Formarea tijei cat si pentru cap

Tija nitului poate fi plina ndash fig 522 sau tubulara Aceasta se foloseste la diametre cuprinse in game 4 ndash 20 mm si cu o grosime a peretelui de 025- 15 mm fiind foarte utilizate in aviatie mecanica fina si industrie usoara

Dupa Forma capului se intalnesc

a) cap semirotund - fig52 a - sunt cele mai utilizate Este usor de realizat dar este voluminos si citeodata greu de amplasat in imbinare

b)

cap inecat ndash fig52b - necesita prelucrari suplimentare la piesele ce urmeaza a fi imbinate Rezistenta capului este slaba in raport cu tija aceluiasi nit

Fig52

c) cap plat - fig52c - cu o gama restransa de utilizare ndash dogarie

d) cap tronconic - fig52 d - din punct de vedere al rezistentei corespund foarte bine dar cu o tehnologie destul de greoaie

e) cap semiinecat - fig52e - imbina avantajul rezistentei nitului cu cap semirotund cu avantajul ocuparii unui spatiu restrans al capului inecat

f) cap tronconic si semiinecat - fig52f - sunt utilizate ca nituri de rezistenta ndash etansare Aduna dezavantajele de la ambele tipuri ndash cap tronconic si inecat

a

b

c

d

e

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

In afara de C si grosimea pieselor de studiatduritatea maxima admisa in zona influentata termicdepinde si de parametrii tehnologici

Astfel exista posibilitatea caprin adaptarea acestorala specificul otelului sudatsa se realizezeo micsorare a duritatii maxime

Tabel 53

Ce = C + Mn6 + (Cr + Mo + V)5 + (Ni + Cu)15Conditia satisfacuta Duritate

maxima

HV

Ce

Grosimea placii (mm)

6 12 25 50

Fara fisuri la sudare

350 060 050 045 045

Siguranta in exploatare

250 045 040 035 030

In figura 53 se observa influenta grosimii pieselor si avitezei de sudare asupra duritatii maxime din zona influentata termic

In functie de valoarea carbonului echivalent si de tipul electrodului folosi(acid sau basic) se determina cu ajutorul tabelului 5 un indice conventional de subunitate notat I

Tabel 54

Electrod acid Electrod basic I020 025 A

021 ndash 023 026 ndash 029 B024 ndash 027 030 ndash 035 C028 ndash 032 036 ndash 040 D033 ndash 038 041 ndash 045 E039 ndash 044 046 ndash 049 F

045 050 G

516 Clasificarea asamblarilor sudate

Asamblarile sudate pot fi realizate prin

- cusaturi cap la capsau

- cusaturi in colt

Simbolizarea asamblarilor sudate este prezentata in tabelul55

Tabel 55

Nr

Tipul

sudurii

Denumirea sudurii

Simbol Reprezentare Reprezentare simplificata

0 1 2 3 4 5 1 Sudura

cap la cap

Sudura in V

2 Sudura in V pe support

3

Sudura in U

4

Sudura in Y pe ambele parti

5

Sudura in U pe ambele parti

6

Sudura in colt

Sudura in colt

pe ambele parti

7 Sudura in colt

pe o parte

8 Sudura prin

suprapunere

Sudura in gaura

9 Sudura prin puncte

10

Sudura in linie

Reprezentareacotarea si notarea completa a sudurilor pe deseneeste reglementata de STAS 735-87

52Calculul imbinarilor sudate

In calculul imbinarilor sudate se folosesc aceleasi principii si metode ca in rezistenta materialelorConditia initiala care se pune este principiul de egala rezistentaadica imbinarile sudate sa aiba aceeasi rezistenta ca si restul constructiei

In acest modse evita supradimensionarile

521 Sudurile cap la cap

In figura 5 se prezinta o imbinare sudata cap la cap ce constituie sectiunea de calcul

Fig5

Lungimea cordonului de sudura -1- este determinata de lungimea tablelor care se studiaza

Datorita imperfectiunii cordoanelor de sudura la capete se considera ca lungime de calcul

l = ls ndash 2∙s (52)

Grosimea cusaturii -a- trebuie sa fie mai mare decat grosimea -s- a tablelor

Pentru materialul de baza forta maxima ce poate fi preluata cu incarcarea din figura este

F1 = ls ∙ s ∙ σa (53)

Forta maxima preluata de cordonul de sudura

F2 = l ∙ a ∙ σas (54)

Dar F1 = F2 deci l ∙ a ∙ σas = ls ∙ s ∙ σa

Se obtine

(55)

Deoarece ls gt l si σa gt σas intr-adevar a gt s

Practica recomanda pentru a

a = (12125) s (56)

Rezistentele admise ale cordonului - σas - comparativ cu materialul de baza - σa - sunt

- pentru tractiune σas = (0609) σa

- pentru compresiune σas = (0751) σa

Daca (fig54) sudura este solicitata si de moment un momentul incovoietor Mi atunci efortul unitar in cursatura va fi

Daca cordonul va fi supus simultan si fortei F si momentului Mi efortul unitar va fi

Pentru solicitarea la forfecare a sectiunii

528 Deformatii si tensiuni remanente

5281 Originea deformatiilor si tensiunilor remanente

Tensiunile remanente ce apar in piesele sudate se datoreaza variatiilor de temperatura la care este supusa piesa in timpul sudarii

Daca incalzirea si racirea se fac uniform in tot corpul piesei iar dilatarea si contractia sunt libere starile de eforturi si modificarile de volum cauzate de incalzire sunt reversibile la racire Conditiile de mai sus nu pot insa sa fie asigurate

Efectele incalzirii locale produse in timpul sudarii pot fi reversibile in situatia in care tensiunile provocate de incalzirea locala si neuniforma nu ar depasi limita de elasticitate a metalului

Trecandu-se in domeniul plastic metalul ramane dupa racire cu deformatii si tensiuni remanente

La asamblarea prin sudare a doua table din cauza aportului mare de caldura concentrata intr-o zona restransa se produc dilatari Dupa racire metalul depus se contracta antrenand si metalul de baza din vecinatate

Deformatiile care apar sunt insotite si de o stare tensionala de tensiuni remanente Daca grosimea tablelor este suficient de mica se pot neglija tensiunile perpendiculare pe

planul acestora ramanand tensiunile in lungul cusaturii- - si cele perpendicular pe

cusatura ndash -Aceste tensiuni sunt in echilibru deoarece nu sunt generate de forta exterioara

5282 Masuri pentru combaterea deformatiilor si tensiunilor remanente

Pentru ca piesa sa fie folosita in bune conditii in urma operatiei de sudare deformatiile si tensiunile trebuiesc inlaturate intr-o masura cat mai mare

Se prezinta cateva masuri ce au ca efect mentinerea deformatiilor si tensiunilor remanente la valori relativ mici nesuparatoare

-succesiunea corecta a executarii cusaturilor

Elementele ce se sudeaza se recomanda sa fie asezate astfel incat deplasarea acestora in timpul incalzirii si racirii sa se faca liber Astfel in cazul cusaturilor cap la cap tablele se vor aseza ca in fig 517

Fig 517

-Deformarea in sens opus

Pentru ca piesele ce se sudeaza sa revina la forma initiala acestea primesc o deformatie initiala corespunzatoare de sens contrar care se obtine mecanic cu ajutorul unor dispozitive ca cel din figura 518 sau prin incalzire cu flacara

1-Ghiare de deformare

2-Surub de actionare

3-Piesa de deformat

Fig 518

-Fixarea rigida a pieselor ce se imbina

Fixarea in dispozitive este folosita pentru impiedicarea deformatiilor la sudarea in serie mare

Dupa racire piesele isi pastreaza forma dar raman cu tensiuni remanente de valori mari Acestea se diminueaza cu unul din procedeele prezentate in continuare

-Preincalzirea

Determinarea temperaturii de preincalzire a pieselor ce se sudeaza se face de regula in functie de continutul de carbon

-Detensionarea

Detensionarea se recomanda cu precadere la sudarea otelurilor aliate sau a otelurilor carbon de dimensiuni mari

Diagrama de detensionare se prezinta in fig 519

Fig 519

529 Consideratii generale privind proiectarea constructiilor sudate

Proiectarea corecta a constructiilor sudate solicita pe de o parte stapanirea tuturor parametrilor procedeelor de sudare iar pe de alta parte acceptarea ca metoda de realizare a pieselor si a sudurii pe langa procedeele clasice (turnare forjare matritare etc)

Principiul de baza care guverneaza dimensionarea asamblarilor sudate este principiul de egala rezistenta

Se prezinta in continuare si alte principii ce stau la baza proiectarii constructiilor sudate

-asigurarea continuitatii fluxului liniilor de forte prin alegerea unei forme adecvate a pieselor

-marirea rigiditatii constructiilor sudate prin micsorarea lungimii libere a elementelor

-micsorarea tensiunilor datorate constructiei si a efectului de crestatura

-realizarea constructiilor simetrice pentru a minimaliza tensiunile interne

-la cordoanele de sudura solicitate din exterior sa nu existe grosimi sub 4 mm

-constructia sudata sa fie asamblata din parti componente cat mai mari pentru micsorarea numarului de cordoane

5291 Exemple contructive de imbinari sudate

In constructia de masini exista elemente realizate exclusiv prin sudare cum ar fi recipienti grinzi boghiuri etc

In fig 520 se prezinta un arbore cotit realizat prin sudura

In fig 521 este prezentata o roata dintata realizata prin sudura

In fig 522 este prezentata o carcasa de reductor realizata prin sudura

Fig 520 Fig 521

Fig 522

53 Asamblari nituite

531 Generalitati descriere clasificare

Nituirea face parte din categoria asamblarilor nedemontabile Odata cu dezvoltarea procedeelor de sudare nituirea si-a restrans aria de raspandire in momentul de fata utilizandu-se

- la piesele supuse la sarcini variabile unde sudura este inca un procedeu nesigur

- piese din aliaje usoare din domeniul aviatiei

- piese din materiale greu sudabile

Forma generala a unui nit este prezentata in fig523 El se compune din

- tija nitului -1

- capul fix -2

-capul de inchidere -3

Intre nit si piesele ce urmeaza a fi asamblate se lasa un joc de diametru - j -

Formarea capului nitului care se mai numeste si operatie de nituire se poate face

- la rece ndash cand diametrele sunt de maxim 12 mm

- la cald - cand diametrul nitului depaseste 12mm

Din punct de vedere constructiv exista mai multe solutii constructive atat pentru Formarea tijei cat si pentru cap

Tija nitului poate fi plina ndash fig 522 sau tubulara Aceasta se foloseste la diametre cuprinse in game 4 ndash 20 mm si cu o grosime a peretelui de 025- 15 mm fiind foarte utilizate in aviatie mecanica fina si industrie usoara

Dupa Forma capului se intalnesc

a) cap semirotund - fig52 a - sunt cele mai utilizate Este usor de realizat dar este voluminos si citeodata greu de amplasat in imbinare

b)

cap inecat ndash fig52b - necesita prelucrari suplimentare la piesele ce urmeaza a fi imbinate Rezistenta capului este slaba in raport cu tija aceluiasi nit

Fig52

c) cap plat - fig52c - cu o gama restransa de utilizare ndash dogarie

d) cap tronconic - fig52 d - din punct de vedere al rezistentei corespund foarte bine dar cu o tehnologie destul de greoaie

e) cap semiinecat - fig52e - imbina avantajul rezistentei nitului cu cap semirotund cu avantajul ocuparii unui spatiu restrans al capului inecat

f) cap tronconic si semiinecat - fig52f - sunt utilizate ca nituri de rezistenta ndash etansare Aduna dezavantajele de la ambele tipuri ndash cap tronconic si inecat

a

b

c

d

e

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

Asamblarile sudate pot fi realizate prin

- cusaturi cap la capsau

- cusaturi in colt

Simbolizarea asamblarilor sudate este prezentata in tabelul55

Tabel 55

Nr

Tipul

sudurii

Denumirea sudurii

Simbol Reprezentare Reprezentare simplificata

0 1 2 3 4 5 1 Sudura

cap la cap

Sudura in V

2 Sudura in V pe support

3

Sudura in U

4

Sudura in Y pe ambele parti

5

Sudura in U pe ambele parti

6

Sudura in colt

Sudura in colt

pe ambele parti

7 Sudura in colt

pe o parte

8 Sudura prin

suprapunere

Sudura in gaura

9 Sudura prin puncte

10

Sudura in linie

Reprezentareacotarea si notarea completa a sudurilor pe deseneeste reglementata de STAS 735-87

52Calculul imbinarilor sudate

In calculul imbinarilor sudate se folosesc aceleasi principii si metode ca in rezistenta materialelorConditia initiala care se pune este principiul de egala rezistentaadica imbinarile sudate sa aiba aceeasi rezistenta ca si restul constructiei

In acest modse evita supradimensionarile

521 Sudurile cap la cap

In figura 5 se prezinta o imbinare sudata cap la cap ce constituie sectiunea de calcul

Fig5

Lungimea cordonului de sudura -1- este determinata de lungimea tablelor care se studiaza

Datorita imperfectiunii cordoanelor de sudura la capete se considera ca lungime de calcul

l = ls ndash 2∙s (52)

Grosimea cusaturii -a- trebuie sa fie mai mare decat grosimea -s- a tablelor

Pentru materialul de baza forta maxima ce poate fi preluata cu incarcarea din figura este

F1 = ls ∙ s ∙ σa (53)

Forta maxima preluata de cordonul de sudura

F2 = l ∙ a ∙ σas (54)

Dar F1 = F2 deci l ∙ a ∙ σas = ls ∙ s ∙ σa

Se obtine

(55)

Deoarece ls gt l si σa gt σas intr-adevar a gt s

Practica recomanda pentru a

a = (12125) s (56)

Rezistentele admise ale cordonului - σas - comparativ cu materialul de baza - σa - sunt

- pentru tractiune σas = (0609) σa

- pentru compresiune σas = (0751) σa

Daca (fig54) sudura este solicitata si de moment un momentul incovoietor Mi atunci efortul unitar in cursatura va fi

Daca cordonul va fi supus simultan si fortei F si momentului Mi efortul unitar va fi

Pentru solicitarea la forfecare a sectiunii

528 Deformatii si tensiuni remanente

5281 Originea deformatiilor si tensiunilor remanente

Tensiunile remanente ce apar in piesele sudate se datoreaza variatiilor de temperatura la care este supusa piesa in timpul sudarii

Daca incalzirea si racirea se fac uniform in tot corpul piesei iar dilatarea si contractia sunt libere starile de eforturi si modificarile de volum cauzate de incalzire sunt reversibile la racire Conditiile de mai sus nu pot insa sa fie asigurate

Efectele incalzirii locale produse in timpul sudarii pot fi reversibile in situatia in care tensiunile provocate de incalzirea locala si neuniforma nu ar depasi limita de elasticitate a metalului

Trecandu-se in domeniul plastic metalul ramane dupa racire cu deformatii si tensiuni remanente

La asamblarea prin sudare a doua table din cauza aportului mare de caldura concentrata intr-o zona restransa se produc dilatari Dupa racire metalul depus se contracta antrenand si metalul de baza din vecinatate

Deformatiile care apar sunt insotite si de o stare tensionala de tensiuni remanente Daca grosimea tablelor este suficient de mica se pot neglija tensiunile perpendiculare pe

planul acestora ramanand tensiunile in lungul cusaturii- - si cele perpendicular pe

cusatura ndash -Aceste tensiuni sunt in echilibru deoarece nu sunt generate de forta exterioara

5282 Masuri pentru combaterea deformatiilor si tensiunilor remanente

Pentru ca piesa sa fie folosita in bune conditii in urma operatiei de sudare deformatiile si tensiunile trebuiesc inlaturate intr-o masura cat mai mare

Se prezinta cateva masuri ce au ca efect mentinerea deformatiilor si tensiunilor remanente la valori relativ mici nesuparatoare

-succesiunea corecta a executarii cusaturilor

Elementele ce se sudeaza se recomanda sa fie asezate astfel incat deplasarea acestora in timpul incalzirii si racirii sa se faca liber Astfel in cazul cusaturilor cap la cap tablele se vor aseza ca in fig 517

Fig 517

-Deformarea in sens opus

Pentru ca piesele ce se sudeaza sa revina la forma initiala acestea primesc o deformatie initiala corespunzatoare de sens contrar care se obtine mecanic cu ajutorul unor dispozitive ca cel din figura 518 sau prin incalzire cu flacara

1-Ghiare de deformare

2-Surub de actionare

3-Piesa de deformat

Fig 518

-Fixarea rigida a pieselor ce se imbina

Fixarea in dispozitive este folosita pentru impiedicarea deformatiilor la sudarea in serie mare

Dupa racire piesele isi pastreaza forma dar raman cu tensiuni remanente de valori mari Acestea se diminueaza cu unul din procedeele prezentate in continuare

-Preincalzirea

Determinarea temperaturii de preincalzire a pieselor ce se sudeaza se face de regula in functie de continutul de carbon

-Detensionarea

Detensionarea se recomanda cu precadere la sudarea otelurilor aliate sau a otelurilor carbon de dimensiuni mari

Diagrama de detensionare se prezinta in fig 519

Fig 519

529 Consideratii generale privind proiectarea constructiilor sudate

Proiectarea corecta a constructiilor sudate solicita pe de o parte stapanirea tuturor parametrilor procedeelor de sudare iar pe de alta parte acceptarea ca metoda de realizare a pieselor si a sudurii pe langa procedeele clasice (turnare forjare matritare etc)

Principiul de baza care guverneaza dimensionarea asamblarilor sudate este principiul de egala rezistenta

Se prezinta in continuare si alte principii ce stau la baza proiectarii constructiilor sudate

-asigurarea continuitatii fluxului liniilor de forte prin alegerea unei forme adecvate a pieselor

-marirea rigiditatii constructiilor sudate prin micsorarea lungimii libere a elementelor

-micsorarea tensiunilor datorate constructiei si a efectului de crestatura

-realizarea constructiilor simetrice pentru a minimaliza tensiunile interne

-la cordoanele de sudura solicitate din exterior sa nu existe grosimi sub 4 mm

-constructia sudata sa fie asamblata din parti componente cat mai mari pentru micsorarea numarului de cordoane

5291 Exemple contructive de imbinari sudate

In constructia de masini exista elemente realizate exclusiv prin sudare cum ar fi recipienti grinzi boghiuri etc

In fig 520 se prezinta un arbore cotit realizat prin sudura

In fig 521 este prezentata o roata dintata realizata prin sudura

In fig 522 este prezentata o carcasa de reductor realizata prin sudura

Fig 520 Fig 521

Fig 522

53 Asamblari nituite

531 Generalitati descriere clasificare

Nituirea face parte din categoria asamblarilor nedemontabile Odata cu dezvoltarea procedeelor de sudare nituirea si-a restrans aria de raspandire in momentul de fata utilizandu-se

- la piesele supuse la sarcini variabile unde sudura este inca un procedeu nesigur

- piese din aliaje usoare din domeniul aviatiei

- piese din materiale greu sudabile

Forma generala a unui nit este prezentata in fig523 El se compune din

- tija nitului -1

- capul fix -2

-capul de inchidere -3

Intre nit si piesele ce urmeaza a fi asamblate se lasa un joc de diametru - j -

Formarea capului nitului care se mai numeste si operatie de nituire se poate face

- la rece ndash cand diametrele sunt de maxim 12 mm

- la cald - cand diametrul nitului depaseste 12mm

Din punct de vedere constructiv exista mai multe solutii constructive atat pentru Formarea tijei cat si pentru cap

Tija nitului poate fi plina ndash fig 522 sau tubulara Aceasta se foloseste la diametre cuprinse in game 4 ndash 20 mm si cu o grosime a peretelui de 025- 15 mm fiind foarte utilizate in aviatie mecanica fina si industrie usoara

Dupa Forma capului se intalnesc

a) cap semirotund - fig52 a - sunt cele mai utilizate Este usor de realizat dar este voluminos si citeodata greu de amplasat in imbinare

b)

cap inecat ndash fig52b - necesita prelucrari suplimentare la piesele ce urmeaza a fi imbinate Rezistenta capului este slaba in raport cu tija aceluiasi nit

Fig52

c) cap plat - fig52c - cu o gama restransa de utilizare ndash dogarie

d) cap tronconic - fig52 d - din punct de vedere al rezistentei corespund foarte bine dar cu o tehnologie destul de greoaie

e) cap semiinecat - fig52e - imbina avantajul rezistentei nitului cu cap semirotund cu avantajul ocuparii unui spatiu restrans al capului inecat

f) cap tronconic si semiinecat - fig52f - sunt utilizate ca nituri de rezistenta ndash etansare Aduna dezavantajele de la ambele tipuri ndash cap tronconic si inecat

a

b

c

d

e

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

8 Sudura prin

suprapunere

Sudura in gaura

9 Sudura prin puncte

10

Sudura in linie

Reprezentareacotarea si notarea completa a sudurilor pe deseneeste reglementata de STAS 735-87

52Calculul imbinarilor sudate

In calculul imbinarilor sudate se folosesc aceleasi principii si metode ca in rezistenta materialelorConditia initiala care se pune este principiul de egala rezistentaadica imbinarile sudate sa aiba aceeasi rezistenta ca si restul constructiei

In acest modse evita supradimensionarile

521 Sudurile cap la cap

In figura 5 se prezinta o imbinare sudata cap la cap ce constituie sectiunea de calcul

Fig5

Lungimea cordonului de sudura -1- este determinata de lungimea tablelor care se studiaza

Datorita imperfectiunii cordoanelor de sudura la capete se considera ca lungime de calcul

l = ls ndash 2∙s (52)

Grosimea cusaturii -a- trebuie sa fie mai mare decat grosimea -s- a tablelor

Pentru materialul de baza forta maxima ce poate fi preluata cu incarcarea din figura este

F1 = ls ∙ s ∙ σa (53)

Forta maxima preluata de cordonul de sudura

F2 = l ∙ a ∙ σas (54)

Dar F1 = F2 deci l ∙ a ∙ σas = ls ∙ s ∙ σa

Se obtine

(55)

Deoarece ls gt l si σa gt σas intr-adevar a gt s

Practica recomanda pentru a

a = (12125) s (56)

Rezistentele admise ale cordonului - σas - comparativ cu materialul de baza - σa - sunt

- pentru tractiune σas = (0609) σa

- pentru compresiune σas = (0751) σa

Daca (fig54) sudura este solicitata si de moment un momentul incovoietor Mi atunci efortul unitar in cursatura va fi

Daca cordonul va fi supus simultan si fortei F si momentului Mi efortul unitar va fi

Pentru solicitarea la forfecare a sectiunii

528 Deformatii si tensiuni remanente

5281 Originea deformatiilor si tensiunilor remanente

Tensiunile remanente ce apar in piesele sudate se datoreaza variatiilor de temperatura la care este supusa piesa in timpul sudarii

Daca incalzirea si racirea se fac uniform in tot corpul piesei iar dilatarea si contractia sunt libere starile de eforturi si modificarile de volum cauzate de incalzire sunt reversibile la racire Conditiile de mai sus nu pot insa sa fie asigurate

Efectele incalzirii locale produse in timpul sudarii pot fi reversibile in situatia in care tensiunile provocate de incalzirea locala si neuniforma nu ar depasi limita de elasticitate a metalului

Trecandu-se in domeniul plastic metalul ramane dupa racire cu deformatii si tensiuni remanente

La asamblarea prin sudare a doua table din cauza aportului mare de caldura concentrata intr-o zona restransa se produc dilatari Dupa racire metalul depus se contracta antrenand si metalul de baza din vecinatate

Deformatiile care apar sunt insotite si de o stare tensionala de tensiuni remanente Daca grosimea tablelor este suficient de mica se pot neglija tensiunile perpendiculare pe

planul acestora ramanand tensiunile in lungul cusaturii- - si cele perpendicular pe

cusatura ndash -Aceste tensiuni sunt in echilibru deoarece nu sunt generate de forta exterioara

5282 Masuri pentru combaterea deformatiilor si tensiunilor remanente

Pentru ca piesa sa fie folosita in bune conditii in urma operatiei de sudare deformatiile si tensiunile trebuiesc inlaturate intr-o masura cat mai mare

Se prezinta cateva masuri ce au ca efect mentinerea deformatiilor si tensiunilor remanente la valori relativ mici nesuparatoare

-succesiunea corecta a executarii cusaturilor

Elementele ce se sudeaza se recomanda sa fie asezate astfel incat deplasarea acestora in timpul incalzirii si racirii sa se faca liber Astfel in cazul cusaturilor cap la cap tablele se vor aseza ca in fig 517

Fig 517

-Deformarea in sens opus

Pentru ca piesele ce se sudeaza sa revina la forma initiala acestea primesc o deformatie initiala corespunzatoare de sens contrar care se obtine mecanic cu ajutorul unor dispozitive ca cel din figura 518 sau prin incalzire cu flacara

1-Ghiare de deformare

2-Surub de actionare

3-Piesa de deformat

Fig 518

-Fixarea rigida a pieselor ce se imbina

Fixarea in dispozitive este folosita pentru impiedicarea deformatiilor la sudarea in serie mare

Dupa racire piesele isi pastreaza forma dar raman cu tensiuni remanente de valori mari Acestea se diminueaza cu unul din procedeele prezentate in continuare

-Preincalzirea

Determinarea temperaturii de preincalzire a pieselor ce se sudeaza se face de regula in functie de continutul de carbon

-Detensionarea

Detensionarea se recomanda cu precadere la sudarea otelurilor aliate sau a otelurilor carbon de dimensiuni mari

Diagrama de detensionare se prezinta in fig 519

Fig 519

529 Consideratii generale privind proiectarea constructiilor sudate

Proiectarea corecta a constructiilor sudate solicita pe de o parte stapanirea tuturor parametrilor procedeelor de sudare iar pe de alta parte acceptarea ca metoda de realizare a pieselor si a sudurii pe langa procedeele clasice (turnare forjare matritare etc)

Principiul de baza care guverneaza dimensionarea asamblarilor sudate este principiul de egala rezistenta

Se prezinta in continuare si alte principii ce stau la baza proiectarii constructiilor sudate

-asigurarea continuitatii fluxului liniilor de forte prin alegerea unei forme adecvate a pieselor

-marirea rigiditatii constructiilor sudate prin micsorarea lungimii libere a elementelor

-micsorarea tensiunilor datorate constructiei si a efectului de crestatura

-realizarea constructiilor simetrice pentru a minimaliza tensiunile interne

-la cordoanele de sudura solicitate din exterior sa nu existe grosimi sub 4 mm

-constructia sudata sa fie asamblata din parti componente cat mai mari pentru micsorarea numarului de cordoane

5291 Exemple contructive de imbinari sudate

In constructia de masini exista elemente realizate exclusiv prin sudare cum ar fi recipienti grinzi boghiuri etc

In fig 520 se prezinta un arbore cotit realizat prin sudura

In fig 521 este prezentata o roata dintata realizata prin sudura

In fig 522 este prezentata o carcasa de reductor realizata prin sudura

Fig 520 Fig 521

Fig 522

53 Asamblari nituite

531 Generalitati descriere clasificare

Nituirea face parte din categoria asamblarilor nedemontabile Odata cu dezvoltarea procedeelor de sudare nituirea si-a restrans aria de raspandire in momentul de fata utilizandu-se

- la piesele supuse la sarcini variabile unde sudura este inca un procedeu nesigur

- piese din aliaje usoare din domeniul aviatiei

- piese din materiale greu sudabile

Forma generala a unui nit este prezentata in fig523 El se compune din

- tija nitului -1

- capul fix -2

-capul de inchidere -3

Intre nit si piesele ce urmeaza a fi asamblate se lasa un joc de diametru - j -

Formarea capului nitului care se mai numeste si operatie de nituire se poate face

- la rece ndash cand diametrele sunt de maxim 12 mm

- la cald - cand diametrul nitului depaseste 12mm

Din punct de vedere constructiv exista mai multe solutii constructive atat pentru Formarea tijei cat si pentru cap

Tija nitului poate fi plina ndash fig 522 sau tubulara Aceasta se foloseste la diametre cuprinse in game 4 ndash 20 mm si cu o grosime a peretelui de 025- 15 mm fiind foarte utilizate in aviatie mecanica fina si industrie usoara

Dupa Forma capului se intalnesc

a) cap semirotund - fig52 a - sunt cele mai utilizate Este usor de realizat dar este voluminos si citeodata greu de amplasat in imbinare

b)

cap inecat ndash fig52b - necesita prelucrari suplimentare la piesele ce urmeaza a fi imbinate Rezistenta capului este slaba in raport cu tija aceluiasi nit

Fig52

c) cap plat - fig52c - cu o gama restransa de utilizare ndash dogarie

d) cap tronconic - fig52 d - din punct de vedere al rezistentei corespund foarte bine dar cu o tehnologie destul de greoaie

e) cap semiinecat - fig52e - imbina avantajul rezistentei nitului cu cap semirotund cu avantajul ocuparii unui spatiu restrans al capului inecat

f) cap tronconic si semiinecat - fig52f - sunt utilizate ca nituri de rezistenta ndash etansare Aduna dezavantajele de la ambele tipuri ndash cap tronconic si inecat

a

b

c

d

e

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

Fig5

Lungimea cordonului de sudura -1- este determinata de lungimea tablelor care se studiaza

Datorita imperfectiunii cordoanelor de sudura la capete se considera ca lungime de calcul

l = ls ndash 2∙s (52)

Grosimea cusaturii -a- trebuie sa fie mai mare decat grosimea -s- a tablelor

Pentru materialul de baza forta maxima ce poate fi preluata cu incarcarea din figura este

F1 = ls ∙ s ∙ σa (53)

Forta maxima preluata de cordonul de sudura

F2 = l ∙ a ∙ σas (54)

Dar F1 = F2 deci l ∙ a ∙ σas = ls ∙ s ∙ σa

Se obtine

(55)

Deoarece ls gt l si σa gt σas intr-adevar a gt s

Practica recomanda pentru a

a = (12125) s (56)

Rezistentele admise ale cordonului - σas - comparativ cu materialul de baza - σa - sunt

- pentru tractiune σas = (0609) σa

- pentru compresiune σas = (0751) σa

Daca (fig54) sudura este solicitata si de moment un momentul incovoietor Mi atunci efortul unitar in cursatura va fi

Daca cordonul va fi supus simultan si fortei F si momentului Mi efortul unitar va fi

Pentru solicitarea la forfecare a sectiunii

528 Deformatii si tensiuni remanente

5281 Originea deformatiilor si tensiunilor remanente

Tensiunile remanente ce apar in piesele sudate se datoreaza variatiilor de temperatura la care este supusa piesa in timpul sudarii

Daca incalzirea si racirea se fac uniform in tot corpul piesei iar dilatarea si contractia sunt libere starile de eforturi si modificarile de volum cauzate de incalzire sunt reversibile la racire Conditiile de mai sus nu pot insa sa fie asigurate

Efectele incalzirii locale produse in timpul sudarii pot fi reversibile in situatia in care tensiunile provocate de incalzirea locala si neuniforma nu ar depasi limita de elasticitate a metalului

Trecandu-se in domeniul plastic metalul ramane dupa racire cu deformatii si tensiuni remanente

La asamblarea prin sudare a doua table din cauza aportului mare de caldura concentrata intr-o zona restransa se produc dilatari Dupa racire metalul depus se contracta antrenand si metalul de baza din vecinatate

Deformatiile care apar sunt insotite si de o stare tensionala de tensiuni remanente Daca grosimea tablelor este suficient de mica se pot neglija tensiunile perpendiculare pe

planul acestora ramanand tensiunile in lungul cusaturii- - si cele perpendicular pe

cusatura ndash -Aceste tensiuni sunt in echilibru deoarece nu sunt generate de forta exterioara

5282 Masuri pentru combaterea deformatiilor si tensiunilor remanente

Pentru ca piesa sa fie folosita in bune conditii in urma operatiei de sudare deformatiile si tensiunile trebuiesc inlaturate intr-o masura cat mai mare

Se prezinta cateva masuri ce au ca efect mentinerea deformatiilor si tensiunilor remanente la valori relativ mici nesuparatoare

-succesiunea corecta a executarii cusaturilor

Elementele ce se sudeaza se recomanda sa fie asezate astfel incat deplasarea acestora in timpul incalzirii si racirii sa se faca liber Astfel in cazul cusaturilor cap la cap tablele se vor aseza ca in fig 517

Fig 517

-Deformarea in sens opus

Pentru ca piesele ce se sudeaza sa revina la forma initiala acestea primesc o deformatie initiala corespunzatoare de sens contrar care se obtine mecanic cu ajutorul unor dispozitive ca cel din figura 518 sau prin incalzire cu flacara

1-Ghiare de deformare

2-Surub de actionare

3-Piesa de deformat

Fig 518

-Fixarea rigida a pieselor ce se imbina

Fixarea in dispozitive este folosita pentru impiedicarea deformatiilor la sudarea in serie mare

Dupa racire piesele isi pastreaza forma dar raman cu tensiuni remanente de valori mari Acestea se diminueaza cu unul din procedeele prezentate in continuare

-Preincalzirea

Determinarea temperaturii de preincalzire a pieselor ce se sudeaza se face de regula in functie de continutul de carbon

-Detensionarea

Detensionarea se recomanda cu precadere la sudarea otelurilor aliate sau a otelurilor carbon de dimensiuni mari

Diagrama de detensionare se prezinta in fig 519

Fig 519

529 Consideratii generale privind proiectarea constructiilor sudate

Proiectarea corecta a constructiilor sudate solicita pe de o parte stapanirea tuturor parametrilor procedeelor de sudare iar pe de alta parte acceptarea ca metoda de realizare a pieselor si a sudurii pe langa procedeele clasice (turnare forjare matritare etc)

Principiul de baza care guverneaza dimensionarea asamblarilor sudate este principiul de egala rezistenta

Se prezinta in continuare si alte principii ce stau la baza proiectarii constructiilor sudate

-asigurarea continuitatii fluxului liniilor de forte prin alegerea unei forme adecvate a pieselor

-marirea rigiditatii constructiilor sudate prin micsorarea lungimii libere a elementelor

-micsorarea tensiunilor datorate constructiei si a efectului de crestatura

-realizarea constructiilor simetrice pentru a minimaliza tensiunile interne

-la cordoanele de sudura solicitate din exterior sa nu existe grosimi sub 4 mm

-constructia sudata sa fie asamblata din parti componente cat mai mari pentru micsorarea numarului de cordoane

5291 Exemple contructive de imbinari sudate

In constructia de masini exista elemente realizate exclusiv prin sudare cum ar fi recipienti grinzi boghiuri etc

In fig 520 se prezinta un arbore cotit realizat prin sudura

In fig 521 este prezentata o roata dintata realizata prin sudura

In fig 522 este prezentata o carcasa de reductor realizata prin sudura

Fig 520 Fig 521

Fig 522

53 Asamblari nituite

531 Generalitati descriere clasificare

Nituirea face parte din categoria asamblarilor nedemontabile Odata cu dezvoltarea procedeelor de sudare nituirea si-a restrans aria de raspandire in momentul de fata utilizandu-se

- la piesele supuse la sarcini variabile unde sudura este inca un procedeu nesigur

- piese din aliaje usoare din domeniul aviatiei

- piese din materiale greu sudabile

Forma generala a unui nit este prezentata in fig523 El se compune din

- tija nitului -1

- capul fix -2

-capul de inchidere -3

Intre nit si piesele ce urmeaza a fi asamblate se lasa un joc de diametru - j -

Formarea capului nitului care se mai numeste si operatie de nituire se poate face

- la rece ndash cand diametrele sunt de maxim 12 mm

- la cald - cand diametrul nitului depaseste 12mm

Din punct de vedere constructiv exista mai multe solutii constructive atat pentru Formarea tijei cat si pentru cap

Tija nitului poate fi plina ndash fig 522 sau tubulara Aceasta se foloseste la diametre cuprinse in game 4 ndash 20 mm si cu o grosime a peretelui de 025- 15 mm fiind foarte utilizate in aviatie mecanica fina si industrie usoara

Dupa Forma capului se intalnesc

a) cap semirotund - fig52 a - sunt cele mai utilizate Este usor de realizat dar este voluminos si citeodata greu de amplasat in imbinare

b)

cap inecat ndash fig52b - necesita prelucrari suplimentare la piesele ce urmeaza a fi imbinate Rezistenta capului este slaba in raport cu tija aceluiasi nit

Fig52

c) cap plat - fig52c - cu o gama restransa de utilizare ndash dogarie

d) cap tronconic - fig52 d - din punct de vedere al rezistentei corespund foarte bine dar cu o tehnologie destul de greoaie

e) cap semiinecat - fig52e - imbina avantajul rezistentei nitului cu cap semirotund cu avantajul ocuparii unui spatiu restrans al capului inecat

f) cap tronconic si semiinecat - fig52f - sunt utilizate ca nituri de rezistenta ndash etansare Aduna dezavantajele de la ambele tipuri ndash cap tronconic si inecat

a

b

c

d

e

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

(55)

Deoarece ls gt l si σa gt σas intr-adevar a gt s

Practica recomanda pentru a

a = (12125) s (56)

Rezistentele admise ale cordonului - σas - comparativ cu materialul de baza - σa - sunt

- pentru tractiune σas = (0609) σa

- pentru compresiune σas = (0751) σa

Daca (fig54) sudura este solicitata si de moment un momentul incovoietor Mi atunci efortul unitar in cursatura va fi

Daca cordonul va fi supus simultan si fortei F si momentului Mi efortul unitar va fi

Pentru solicitarea la forfecare a sectiunii

528 Deformatii si tensiuni remanente

5281 Originea deformatiilor si tensiunilor remanente

Tensiunile remanente ce apar in piesele sudate se datoreaza variatiilor de temperatura la care este supusa piesa in timpul sudarii

Daca incalzirea si racirea se fac uniform in tot corpul piesei iar dilatarea si contractia sunt libere starile de eforturi si modificarile de volum cauzate de incalzire sunt reversibile la racire Conditiile de mai sus nu pot insa sa fie asigurate

Efectele incalzirii locale produse in timpul sudarii pot fi reversibile in situatia in care tensiunile provocate de incalzirea locala si neuniforma nu ar depasi limita de elasticitate a metalului

Trecandu-se in domeniul plastic metalul ramane dupa racire cu deformatii si tensiuni remanente

La asamblarea prin sudare a doua table din cauza aportului mare de caldura concentrata intr-o zona restransa se produc dilatari Dupa racire metalul depus se contracta antrenand si metalul de baza din vecinatate

Deformatiile care apar sunt insotite si de o stare tensionala de tensiuni remanente Daca grosimea tablelor este suficient de mica se pot neglija tensiunile perpendiculare pe

planul acestora ramanand tensiunile in lungul cusaturii- - si cele perpendicular pe

cusatura ndash -Aceste tensiuni sunt in echilibru deoarece nu sunt generate de forta exterioara

5282 Masuri pentru combaterea deformatiilor si tensiunilor remanente

Pentru ca piesa sa fie folosita in bune conditii in urma operatiei de sudare deformatiile si tensiunile trebuiesc inlaturate intr-o masura cat mai mare

Se prezinta cateva masuri ce au ca efect mentinerea deformatiilor si tensiunilor remanente la valori relativ mici nesuparatoare

-succesiunea corecta a executarii cusaturilor

Elementele ce se sudeaza se recomanda sa fie asezate astfel incat deplasarea acestora in timpul incalzirii si racirii sa se faca liber Astfel in cazul cusaturilor cap la cap tablele se vor aseza ca in fig 517

Fig 517

-Deformarea in sens opus

Pentru ca piesele ce se sudeaza sa revina la forma initiala acestea primesc o deformatie initiala corespunzatoare de sens contrar care se obtine mecanic cu ajutorul unor dispozitive ca cel din figura 518 sau prin incalzire cu flacara

1-Ghiare de deformare

2-Surub de actionare

3-Piesa de deformat

Fig 518

-Fixarea rigida a pieselor ce se imbina

Fixarea in dispozitive este folosita pentru impiedicarea deformatiilor la sudarea in serie mare

Dupa racire piesele isi pastreaza forma dar raman cu tensiuni remanente de valori mari Acestea se diminueaza cu unul din procedeele prezentate in continuare

-Preincalzirea

Determinarea temperaturii de preincalzire a pieselor ce se sudeaza se face de regula in functie de continutul de carbon

-Detensionarea

Detensionarea se recomanda cu precadere la sudarea otelurilor aliate sau a otelurilor carbon de dimensiuni mari

Diagrama de detensionare se prezinta in fig 519

Fig 519

529 Consideratii generale privind proiectarea constructiilor sudate

Proiectarea corecta a constructiilor sudate solicita pe de o parte stapanirea tuturor parametrilor procedeelor de sudare iar pe de alta parte acceptarea ca metoda de realizare a pieselor si a sudurii pe langa procedeele clasice (turnare forjare matritare etc)

Principiul de baza care guverneaza dimensionarea asamblarilor sudate este principiul de egala rezistenta

Se prezinta in continuare si alte principii ce stau la baza proiectarii constructiilor sudate

-asigurarea continuitatii fluxului liniilor de forte prin alegerea unei forme adecvate a pieselor

-marirea rigiditatii constructiilor sudate prin micsorarea lungimii libere a elementelor

-micsorarea tensiunilor datorate constructiei si a efectului de crestatura

-realizarea constructiilor simetrice pentru a minimaliza tensiunile interne

-la cordoanele de sudura solicitate din exterior sa nu existe grosimi sub 4 mm

-constructia sudata sa fie asamblata din parti componente cat mai mari pentru micsorarea numarului de cordoane

5291 Exemple contructive de imbinari sudate

In constructia de masini exista elemente realizate exclusiv prin sudare cum ar fi recipienti grinzi boghiuri etc

In fig 520 se prezinta un arbore cotit realizat prin sudura

In fig 521 este prezentata o roata dintata realizata prin sudura

In fig 522 este prezentata o carcasa de reductor realizata prin sudura

Fig 520 Fig 521

Fig 522

53 Asamblari nituite

531 Generalitati descriere clasificare

Nituirea face parte din categoria asamblarilor nedemontabile Odata cu dezvoltarea procedeelor de sudare nituirea si-a restrans aria de raspandire in momentul de fata utilizandu-se

- la piesele supuse la sarcini variabile unde sudura este inca un procedeu nesigur

- piese din aliaje usoare din domeniul aviatiei

- piese din materiale greu sudabile

Forma generala a unui nit este prezentata in fig523 El se compune din

- tija nitului -1

- capul fix -2

-capul de inchidere -3

Intre nit si piesele ce urmeaza a fi asamblate se lasa un joc de diametru - j -

Formarea capului nitului care se mai numeste si operatie de nituire se poate face

- la rece ndash cand diametrele sunt de maxim 12 mm

- la cald - cand diametrul nitului depaseste 12mm

Din punct de vedere constructiv exista mai multe solutii constructive atat pentru Formarea tijei cat si pentru cap

Tija nitului poate fi plina ndash fig 522 sau tubulara Aceasta se foloseste la diametre cuprinse in game 4 ndash 20 mm si cu o grosime a peretelui de 025- 15 mm fiind foarte utilizate in aviatie mecanica fina si industrie usoara

Dupa Forma capului se intalnesc

a) cap semirotund - fig52 a - sunt cele mai utilizate Este usor de realizat dar este voluminos si citeodata greu de amplasat in imbinare

b)

cap inecat ndash fig52b - necesita prelucrari suplimentare la piesele ce urmeaza a fi imbinate Rezistenta capului este slaba in raport cu tija aceluiasi nit

Fig52

c) cap plat - fig52c - cu o gama restransa de utilizare ndash dogarie

d) cap tronconic - fig52 d - din punct de vedere al rezistentei corespund foarte bine dar cu o tehnologie destul de greoaie

e) cap semiinecat - fig52e - imbina avantajul rezistentei nitului cu cap semirotund cu avantajul ocuparii unui spatiu restrans al capului inecat

f) cap tronconic si semiinecat - fig52f - sunt utilizate ca nituri de rezistenta ndash etansare Aduna dezavantajele de la ambele tipuri ndash cap tronconic si inecat

a

b

c

d

e

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

Trecandu-se in domeniul plastic metalul ramane dupa racire cu deformatii si tensiuni remanente

La asamblarea prin sudare a doua table din cauza aportului mare de caldura concentrata intr-o zona restransa se produc dilatari Dupa racire metalul depus se contracta antrenand si metalul de baza din vecinatate

Deformatiile care apar sunt insotite si de o stare tensionala de tensiuni remanente Daca grosimea tablelor este suficient de mica se pot neglija tensiunile perpendiculare pe

planul acestora ramanand tensiunile in lungul cusaturii- - si cele perpendicular pe

cusatura ndash -Aceste tensiuni sunt in echilibru deoarece nu sunt generate de forta exterioara

5282 Masuri pentru combaterea deformatiilor si tensiunilor remanente

Pentru ca piesa sa fie folosita in bune conditii in urma operatiei de sudare deformatiile si tensiunile trebuiesc inlaturate intr-o masura cat mai mare

Se prezinta cateva masuri ce au ca efect mentinerea deformatiilor si tensiunilor remanente la valori relativ mici nesuparatoare

-succesiunea corecta a executarii cusaturilor

Elementele ce se sudeaza se recomanda sa fie asezate astfel incat deplasarea acestora in timpul incalzirii si racirii sa se faca liber Astfel in cazul cusaturilor cap la cap tablele se vor aseza ca in fig 517

Fig 517

-Deformarea in sens opus

Pentru ca piesele ce se sudeaza sa revina la forma initiala acestea primesc o deformatie initiala corespunzatoare de sens contrar care se obtine mecanic cu ajutorul unor dispozitive ca cel din figura 518 sau prin incalzire cu flacara

1-Ghiare de deformare

2-Surub de actionare

3-Piesa de deformat

Fig 518

-Fixarea rigida a pieselor ce se imbina

Fixarea in dispozitive este folosita pentru impiedicarea deformatiilor la sudarea in serie mare

Dupa racire piesele isi pastreaza forma dar raman cu tensiuni remanente de valori mari Acestea se diminueaza cu unul din procedeele prezentate in continuare

-Preincalzirea

Determinarea temperaturii de preincalzire a pieselor ce se sudeaza se face de regula in functie de continutul de carbon

-Detensionarea

Detensionarea se recomanda cu precadere la sudarea otelurilor aliate sau a otelurilor carbon de dimensiuni mari

Diagrama de detensionare se prezinta in fig 519

Fig 519

529 Consideratii generale privind proiectarea constructiilor sudate

Proiectarea corecta a constructiilor sudate solicita pe de o parte stapanirea tuturor parametrilor procedeelor de sudare iar pe de alta parte acceptarea ca metoda de realizare a pieselor si a sudurii pe langa procedeele clasice (turnare forjare matritare etc)

Principiul de baza care guverneaza dimensionarea asamblarilor sudate este principiul de egala rezistenta

Se prezinta in continuare si alte principii ce stau la baza proiectarii constructiilor sudate

-asigurarea continuitatii fluxului liniilor de forte prin alegerea unei forme adecvate a pieselor

-marirea rigiditatii constructiilor sudate prin micsorarea lungimii libere a elementelor

-micsorarea tensiunilor datorate constructiei si a efectului de crestatura

-realizarea constructiilor simetrice pentru a minimaliza tensiunile interne

-la cordoanele de sudura solicitate din exterior sa nu existe grosimi sub 4 mm

-constructia sudata sa fie asamblata din parti componente cat mai mari pentru micsorarea numarului de cordoane

5291 Exemple contructive de imbinari sudate

In constructia de masini exista elemente realizate exclusiv prin sudare cum ar fi recipienti grinzi boghiuri etc

In fig 520 se prezinta un arbore cotit realizat prin sudura

In fig 521 este prezentata o roata dintata realizata prin sudura

In fig 522 este prezentata o carcasa de reductor realizata prin sudura

Fig 520 Fig 521

Fig 522

53 Asamblari nituite

531 Generalitati descriere clasificare

Nituirea face parte din categoria asamblarilor nedemontabile Odata cu dezvoltarea procedeelor de sudare nituirea si-a restrans aria de raspandire in momentul de fata utilizandu-se

- la piesele supuse la sarcini variabile unde sudura este inca un procedeu nesigur

- piese din aliaje usoare din domeniul aviatiei

- piese din materiale greu sudabile

Forma generala a unui nit este prezentata in fig523 El se compune din

- tija nitului -1

- capul fix -2

-capul de inchidere -3

Intre nit si piesele ce urmeaza a fi asamblate se lasa un joc de diametru - j -

Formarea capului nitului care se mai numeste si operatie de nituire se poate face

- la rece ndash cand diametrele sunt de maxim 12 mm

- la cald - cand diametrul nitului depaseste 12mm

Din punct de vedere constructiv exista mai multe solutii constructive atat pentru Formarea tijei cat si pentru cap

Tija nitului poate fi plina ndash fig 522 sau tubulara Aceasta se foloseste la diametre cuprinse in game 4 ndash 20 mm si cu o grosime a peretelui de 025- 15 mm fiind foarte utilizate in aviatie mecanica fina si industrie usoara

Dupa Forma capului se intalnesc

a) cap semirotund - fig52 a - sunt cele mai utilizate Este usor de realizat dar este voluminos si citeodata greu de amplasat in imbinare

b)

cap inecat ndash fig52b - necesita prelucrari suplimentare la piesele ce urmeaza a fi imbinate Rezistenta capului este slaba in raport cu tija aceluiasi nit

Fig52

c) cap plat - fig52c - cu o gama restransa de utilizare ndash dogarie

d) cap tronconic - fig52 d - din punct de vedere al rezistentei corespund foarte bine dar cu o tehnologie destul de greoaie

e) cap semiinecat - fig52e - imbina avantajul rezistentei nitului cu cap semirotund cu avantajul ocuparii unui spatiu restrans al capului inecat

f) cap tronconic si semiinecat - fig52f - sunt utilizate ca nituri de rezistenta ndash etansare Aduna dezavantajele de la ambele tipuri ndash cap tronconic si inecat

a

b

c

d

e

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

Fig 518

-Fixarea rigida a pieselor ce se imbina

Fixarea in dispozitive este folosita pentru impiedicarea deformatiilor la sudarea in serie mare

Dupa racire piesele isi pastreaza forma dar raman cu tensiuni remanente de valori mari Acestea se diminueaza cu unul din procedeele prezentate in continuare

-Preincalzirea

Determinarea temperaturii de preincalzire a pieselor ce se sudeaza se face de regula in functie de continutul de carbon

-Detensionarea

Detensionarea se recomanda cu precadere la sudarea otelurilor aliate sau a otelurilor carbon de dimensiuni mari

Diagrama de detensionare se prezinta in fig 519

Fig 519

529 Consideratii generale privind proiectarea constructiilor sudate

Proiectarea corecta a constructiilor sudate solicita pe de o parte stapanirea tuturor parametrilor procedeelor de sudare iar pe de alta parte acceptarea ca metoda de realizare a pieselor si a sudurii pe langa procedeele clasice (turnare forjare matritare etc)

Principiul de baza care guverneaza dimensionarea asamblarilor sudate este principiul de egala rezistenta

Se prezinta in continuare si alte principii ce stau la baza proiectarii constructiilor sudate

-asigurarea continuitatii fluxului liniilor de forte prin alegerea unei forme adecvate a pieselor

-marirea rigiditatii constructiilor sudate prin micsorarea lungimii libere a elementelor

-micsorarea tensiunilor datorate constructiei si a efectului de crestatura

-realizarea constructiilor simetrice pentru a minimaliza tensiunile interne

-la cordoanele de sudura solicitate din exterior sa nu existe grosimi sub 4 mm

-constructia sudata sa fie asamblata din parti componente cat mai mari pentru micsorarea numarului de cordoane

5291 Exemple contructive de imbinari sudate

In constructia de masini exista elemente realizate exclusiv prin sudare cum ar fi recipienti grinzi boghiuri etc

In fig 520 se prezinta un arbore cotit realizat prin sudura

In fig 521 este prezentata o roata dintata realizata prin sudura

In fig 522 este prezentata o carcasa de reductor realizata prin sudura

Fig 520 Fig 521

Fig 522

53 Asamblari nituite

531 Generalitati descriere clasificare

Nituirea face parte din categoria asamblarilor nedemontabile Odata cu dezvoltarea procedeelor de sudare nituirea si-a restrans aria de raspandire in momentul de fata utilizandu-se

- la piesele supuse la sarcini variabile unde sudura este inca un procedeu nesigur

- piese din aliaje usoare din domeniul aviatiei

- piese din materiale greu sudabile

Forma generala a unui nit este prezentata in fig523 El se compune din

- tija nitului -1

- capul fix -2

-capul de inchidere -3

Intre nit si piesele ce urmeaza a fi asamblate se lasa un joc de diametru - j -

Formarea capului nitului care se mai numeste si operatie de nituire se poate face

- la rece ndash cand diametrele sunt de maxim 12 mm

- la cald - cand diametrul nitului depaseste 12mm

Din punct de vedere constructiv exista mai multe solutii constructive atat pentru Formarea tijei cat si pentru cap

Tija nitului poate fi plina ndash fig 522 sau tubulara Aceasta se foloseste la diametre cuprinse in game 4 ndash 20 mm si cu o grosime a peretelui de 025- 15 mm fiind foarte utilizate in aviatie mecanica fina si industrie usoara

Dupa Forma capului se intalnesc

a) cap semirotund - fig52 a - sunt cele mai utilizate Este usor de realizat dar este voluminos si citeodata greu de amplasat in imbinare

b)

cap inecat ndash fig52b - necesita prelucrari suplimentare la piesele ce urmeaza a fi imbinate Rezistenta capului este slaba in raport cu tija aceluiasi nit

Fig52

c) cap plat - fig52c - cu o gama restransa de utilizare ndash dogarie

d) cap tronconic - fig52 d - din punct de vedere al rezistentei corespund foarte bine dar cu o tehnologie destul de greoaie

e) cap semiinecat - fig52e - imbina avantajul rezistentei nitului cu cap semirotund cu avantajul ocuparii unui spatiu restrans al capului inecat

f) cap tronconic si semiinecat - fig52f - sunt utilizate ca nituri de rezistenta ndash etansare Aduna dezavantajele de la ambele tipuri ndash cap tronconic si inecat

a

b

c

d

e

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

-asigurarea continuitatii fluxului liniilor de forte prin alegerea unei forme adecvate a pieselor

-marirea rigiditatii constructiilor sudate prin micsorarea lungimii libere a elementelor

-micsorarea tensiunilor datorate constructiei si a efectului de crestatura

-realizarea constructiilor simetrice pentru a minimaliza tensiunile interne

-la cordoanele de sudura solicitate din exterior sa nu existe grosimi sub 4 mm

-constructia sudata sa fie asamblata din parti componente cat mai mari pentru micsorarea numarului de cordoane

5291 Exemple contructive de imbinari sudate

In constructia de masini exista elemente realizate exclusiv prin sudare cum ar fi recipienti grinzi boghiuri etc

In fig 520 se prezinta un arbore cotit realizat prin sudura

In fig 521 este prezentata o roata dintata realizata prin sudura

In fig 522 este prezentata o carcasa de reductor realizata prin sudura

Fig 520 Fig 521

Fig 522

53 Asamblari nituite

531 Generalitati descriere clasificare

Nituirea face parte din categoria asamblarilor nedemontabile Odata cu dezvoltarea procedeelor de sudare nituirea si-a restrans aria de raspandire in momentul de fata utilizandu-se

- la piesele supuse la sarcini variabile unde sudura este inca un procedeu nesigur

- piese din aliaje usoare din domeniul aviatiei

- piese din materiale greu sudabile

Forma generala a unui nit este prezentata in fig523 El se compune din

- tija nitului -1

- capul fix -2

-capul de inchidere -3

Intre nit si piesele ce urmeaza a fi asamblate se lasa un joc de diametru - j -

Formarea capului nitului care se mai numeste si operatie de nituire se poate face

- la rece ndash cand diametrele sunt de maxim 12 mm

- la cald - cand diametrul nitului depaseste 12mm

Din punct de vedere constructiv exista mai multe solutii constructive atat pentru Formarea tijei cat si pentru cap

Tija nitului poate fi plina ndash fig 522 sau tubulara Aceasta se foloseste la diametre cuprinse in game 4 ndash 20 mm si cu o grosime a peretelui de 025- 15 mm fiind foarte utilizate in aviatie mecanica fina si industrie usoara

Dupa Forma capului se intalnesc

a) cap semirotund - fig52 a - sunt cele mai utilizate Este usor de realizat dar este voluminos si citeodata greu de amplasat in imbinare

b)

cap inecat ndash fig52b - necesita prelucrari suplimentare la piesele ce urmeaza a fi imbinate Rezistenta capului este slaba in raport cu tija aceluiasi nit

Fig52

c) cap plat - fig52c - cu o gama restransa de utilizare ndash dogarie

d) cap tronconic - fig52 d - din punct de vedere al rezistentei corespund foarte bine dar cu o tehnologie destul de greoaie

e) cap semiinecat - fig52e - imbina avantajul rezistentei nitului cu cap semirotund cu avantajul ocuparii unui spatiu restrans al capului inecat

f) cap tronconic si semiinecat - fig52f - sunt utilizate ca nituri de rezistenta ndash etansare Aduna dezavantajele de la ambele tipuri ndash cap tronconic si inecat

a

b

c

d

e

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

Fig 522

53 Asamblari nituite

531 Generalitati descriere clasificare

Nituirea face parte din categoria asamblarilor nedemontabile Odata cu dezvoltarea procedeelor de sudare nituirea si-a restrans aria de raspandire in momentul de fata utilizandu-se

- la piesele supuse la sarcini variabile unde sudura este inca un procedeu nesigur

- piese din aliaje usoare din domeniul aviatiei

- piese din materiale greu sudabile

Forma generala a unui nit este prezentata in fig523 El se compune din

- tija nitului -1

- capul fix -2

-capul de inchidere -3

Intre nit si piesele ce urmeaza a fi asamblate se lasa un joc de diametru - j -

Formarea capului nitului care se mai numeste si operatie de nituire se poate face

- la rece ndash cand diametrele sunt de maxim 12 mm

- la cald - cand diametrul nitului depaseste 12mm

Din punct de vedere constructiv exista mai multe solutii constructive atat pentru Formarea tijei cat si pentru cap

Tija nitului poate fi plina ndash fig 522 sau tubulara Aceasta se foloseste la diametre cuprinse in game 4 ndash 20 mm si cu o grosime a peretelui de 025- 15 mm fiind foarte utilizate in aviatie mecanica fina si industrie usoara

Dupa Forma capului se intalnesc

a) cap semirotund - fig52 a - sunt cele mai utilizate Este usor de realizat dar este voluminos si citeodata greu de amplasat in imbinare

b)

cap inecat ndash fig52b - necesita prelucrari suplimentare la piesele ce urmeaza a fi imbinate Rezistenta capului este slaba in raport cu tija aceluiasi nit

Fig52

c) cap plat - fig52c - cu o gama restransa de utilizare ndash dogarie

d) cap tronconic - fig52 d - din punct de vedere al rezistentei corespund foarte bine dar cu o tehnologie destul de greoaie

e) cap semiinecat - fig52e - imbina avantajul rezistentei nitului cu cap semirotund cu avantajul ocuparii unui spatiu restrans al capului inecat

f) cap tronconic si semiinecat - fig52f - sunt utilizate ca nituri de rezistenta ndash etansare Aduna dezavantajele de la ambele tipuri ndash cap tronconic si inecat

a

b

c

d

e

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

Tija nitului poate fi plina ndash fig 522 sau tubulara Aceasta se foloseste la diametre cuprinse in game 4 ndash 20 mm si cu o grosime a peretelui de 025- 15 mm fiind foarte utilizate in aviatie mecanica fina si industrie usoara

Dupa Forma capului se intalnesc

a) cap semirotund - fig52 a - sunt cele mai utilizate Este usor de realizat dar este voluminos si citeodata greu de amplasat in imbinare

b)

cap inecat ndash fig52b - necesita prelucrari suplimentare la piesele ce urmeaza a fi imbinate Rezistenta capului este slaba in raport cu tija aceluiasi nit

Fig52

c) cap plat - fig52c - cu o gama restransa de utilizare ndash dogarie

d) cap tronconic - fig52 d - din punct de vedere al rezistentei corespund foarte bine dar cu o tehnologie destul de greoaie

e) cap semiinecat - fig52e - imbina avantajul rezistentei nitului cu cap semirotund cu avantajul ocuparii unui spatiu restrans al capului inecat

f) cap tronconic si semiinecat - fig52f - sunt utilizate ca nituri de rezistenta ndash etansare Aduna dezavantajele de la ambele tipuri ndash cap tronconic si inecat

a

b

c

d

e

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

g) nituri confectionate din teava - fig52g - capul se formeaza prin altuire cu o raza de curbura mai mica sau mai mare

Din punct de vedere al destinatiei exista

- Nituri de rezistenta Acestea au capete semirotunde tronconice plate semiinecate

- Nituri de rezistenta ndash etansare pentru care se folosesc capete semirotunde semiinecate tronconice tronconice si semiinecate

- Nituri de rezistenta si rezistenta - etansare se folosesc capete inecate

Materiale folosite in realizarea niturilor sunt

- otel carbon cu Clt015 in mod obisnuit OL34 OL37

- Cupru tras si recopt

- Alama

- Aluminiu

- Duraluminiu

- Otel aliat in special cu Mo si Cr

In anexa (A52 tabII ) se prezinta principalele dimensiuni ale niturilor din otel conform STAS

Imbinarile nituite se clasifica si ele dupa destinatie dupa cum urmeaza

- imbinari de rezistenta ndash se folosesc in constructia masinilor a constructiilor metalice

- imbinari de etansare ndash la rezervoarele deschise

- imbinari de rezistenta si de etansare ndash se folosesc la realizarea cazanelor

Imbinarile dupa modul de realizare pot fi

- directe - 525

- cu eclipsa - fig526

- cu doua eclipse - fig 527 - simetrice si fig 528 ndash asimetrice

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material

532 Calculul imbinarilor nituite

Intr-o imbinare nituita directa tablele sunt solicitate la inconvoiere fig - 529

Dezaxarea fortei cu un brat egal cu grosimea tablei ndash s ndash ( fig529a ) produce un moment inconvoietor cu efect in curbarea tablelor ( fig529b)

In plus in cazul nituirii la cald racirea nitului produce o forat de tractiune in nit care

se poate calcula cu relatia Fa = E t (539)

In relatie - coeficient de dilatare liniara

E ndash modul de elasticitate

T ndash diferenta de temperatura fata de mediul ambiant

In aceste conditii Fa - strange piesele in capetele nitului solicitarea intre table transmitandu-se cu ajutorul fortei de frecare In metodologia calculului asamblarilor nituite se fac urmatoarele ipoteze simplificatoare

- Niturile preiau o solicitare de forfecare

- Repartizarea solicitarii este uniforma in nit

- Eforturile suplimentare se iau in consideratie doar cu coeficienti de reducere a rezistentelor admisibile

• Asamblari demontabile - clasificare utilizare material