Bazele tehnologiei sudarii

5/10/2018 Bazele tehnologiei sudarii - slidepdf.com

http://slidepdf.com/reader/full/bazele-tehnologiei-sudarii-55a0babaee612 1/27

4. BAZELE TEHNOLOGIEI SUDĂRII

4.1. ÎMBINĂRILE SUDATE ŞI PROBLEMATICA ACESTORA

4.1.1. Construcţii sudate şi comportarea lor în exploatare

Realizarea îmbinărilor nedemontabile prin sudare, descoperită de aproape un secol, acunoscut o dezvoltare rapidă, schimbând, în multe cazuri, pe baza considerentelor de tehnologicitatea construcţiilor, concepţiile constructive. Totodată, prin sudare se asigură reducerea greutăţii si acostului de producţie şi executarea unor construcţii ce nu pot fi realizate sub aspect dimensional, alcomplexităţii şi parametrilor de funcţionare folosind alte tipuri de îmbinări. Faţă de nituire, sudarea

prezintă avantajul realizării unor îmbinări cu secţiuni constante, nerigide, de rezistenţă, înmajoritatea cazurilor, practic egală cu cea a materialului de bază si care nu-şi pierd etanşeitatea latemperaturi ridicate. În prezent, aproape 30% din producţia mondială de oţel este utilizată larealizarea construcţiilor folosind îmbinarea prin sudare a elementelor laminate, forjate sau turnate(construcţii metalice, poduri, recipiente sub presiune etc.). În acelaşi timp, se dezvoltă continuutehnologii noi de sudare, se lărgesc domeniile de aplicare a sudării la noi aliaje si materiale.

Cu toate progresele realizate până în prezent, sudarea continuă să prezinte însă probleme privind prevenirea unor defecte caracteristice (fragilitatea la rece şi la cald, destrămarea lamelarăetc.), sudarea unor aliaje speciale, a unor structuri de secţiuni foarte mari etc. Unele din aceste

probleme au un caracter mai general privind comportarea oţelurilor şi aliajelor la solicitări si au fosttratate la începutul capitolului 3, altele prezintă aspecte specifice, ansamblul problemelor urmând afi analizat în continuare.

4.1.2 Sudabilitatea şi comportarea la sudare

În exploatare, orice utilaj, maşină, aparat sau piesă reacţionează într-un anumit fel când este supus

unor solicitări. Această reacţie faţă de solicitările din exploatare se numeşte comportare înexploatare. Noţiunea se extinde şi la structurile sudate. În consecinţă, sudabilitatea unui material,apreciată nu de mult ca o proprietate a materialului, se concepeîn prezent drept comportarea materialului şi a construcţiei privind modul cum reacţionează acesteafaţă de tehnologia de sudare şi faţă de pătrunderea locală si rapidă a energiei termice la realizareaunei îmbinări prin topire cu materialul de aport. Se acceptă că orice oţel se poate suda. Urmeazăînsă să se stabilească cum trebuie sudat un material dintr-o construcţie dată, pentru a i se asiguraînsuşirile impuse de condiţiile de exploatare.

Se defineşte sudabilitatea ca fiind aptitudinea unui oţel ca printr-un anumit procedeu şi pentru un anumit scop să asigure în îmbinările sudate caracteristicile locale si generale, prescrise pentru o construcţie sudată. Ea este caracterizată prin complexitatea precauţiunilor (mediu,

preîncălzire etc.) care sunt necesare la realizarea îmbinărilor sudate de calitate.Sudabilitatea se stabileşte luând în consideraţie:1) Comportarea metalurgică la sudare, ce reflectă modul cum reacţionează oţelul faţă de

acţiunea unui anumit procedeu de sudare, acţiune localizată în ZIT. Aceasta depinde de compoziţiachimică, de caracteristicile metalografice (incluziuni, granulaţie, structură etc.) şi mecanice (du-ritate, rezilienţă etc.) şi de tendinţa de fisurare la cald şi la rece ale oţelului.

2) Comportarea tehnologică la sudare ce reflectă modul de pregătire şi executare a sudării(procedeul de sudare folosit, forma şi dimensiunile rostului, materialele de sudare utilizate,

parametrii regimului de sudare prescrişi, succesiunea realizării straturilor, tratamentele termice simecanice aplicate etc.).

3) Comportarea în construcţia sudată, dependentă de configuraţia structurii sudate şi regimulde solicitare al acesteia (rigiditatea şi intensitatea de restrângere a construcţiei, efectele deîncrestare, mărimea şi viteza de solicitare, temperatura de exploatare, acţiunea mediului înconju-rător).

În conformitate cu STAS 7194-79, sudabilitatea oţelurilor nealiate şi slab aliate se apreciază1



pe baza conţinutului de carbon echivalent Ce (analiza pe oţel lichid) dat de relaţia:

1556

NiCuMoV Cr MnC C

e

++

++++= (4.1)

Sudarea se poate executa fără precauţiuni speciale, dacă se respectă prevederile din tabelul4.1. La sudarea oţelurilor cu conţinut de carbon C sau de carbon echivalent Ce mai mare trebuie

luate măsuri speciale: preîncălzire, tratamente termice etc. Caracteristicile metalografice simecanice sunt reglementate de obicei prin standarde şi prin condiţii tehnice.Din punct de vedere al criteriului clasic de apreciere a pericolului ruperii fragile la oţeluri,

temperatura de tranziţie t(35) , standardele noastre prevăd conform tabelului 4.2 şapte clase decalitate.

Oţelurile de uz general pentru construcţii (STAS 500-80) se încadrează în primele patruclase de calitate, clasele superioare fiind prevăzute la oţelurile de calitate superioară (slab aliate cu

Ni, de granulaţie fină etc.).

Observaţie: în toate cazurile Nb<0,05%; V<0,l5%.

4.1.3. Tipuri de oţeluri folosite în construcţii sudate

Oţelurile sudabile nealiate, cu puţin carbon (C≤0,15%; Mn ≤0,50%) care se sudează fărădificultăţi pot asigura la îmbinarea sudată: R m max ≤480 N/mm2; R c max ≤ 250N/mm2, A5max ≤ 24%.Creşterea conţinutului de carbon şi mangan are efecte negative asupra posibilităţilor de sudare aleoţelului.

Calităţi superioare se asigură folosind oţeluri slab aliate. Pe plan mondial există un număr impresionant de astfel de oţeluri. Ele prezintă avantajele unor caracteristici mecanice superioarecelorlalte oţeluri carbon şi unor costuri reduse; folosirea lor asigură realizarea de economii de metalşi reducerea costului (de regulă în cazul recipientelor ce lucrează la temperaturi t≤425°C).

Dintre oţelurile tipice standardizate la noi, o primă categorie o formează oţelurile destinatetablelor de cazane şi recipientelor sub presiune pentru temperatura ambiantă şi ridicată (oţelurile K 41; K 47; K 52 (STAS 2883/3-80- P265 GH, P295 GH, P355 GH, SR EN 10028-2) C≤0,22%;Mn până la 1,60%; Cr, Ni, Cu, fiecare sub 0,30%, suma maximă 0,70%. Oţelul marca K 52 are R m

2



≤600 N/mm2; R e≤300 N/mm2, ceva mai ridicate pentru s 60 mm si A5≤19%.Oţelurile pentru aceleaşi produse — R 37; R 44; R 52 (STAS 2883/2-80) —( S235, S275,

S335-SR EN 10025-1) de compoziţii similare, însă cu adaos de 0,20 . . . 0,60% Ni, asigurăcaracteristici mecanice cu circa l0% mai ridicate, dar în acelaşi timp o rezistenţă ridicată la ruperefragilă, realizarea prescripţiilor pentru KV până la clasa 7 (v. tabelul 4.2).

O altă categorie de oţeluri cu rezistenţă ridicată ce acoperă întreaga gamă de clase de calitatesunt oţelurile cu granulaţie fină pentru construcţii metalice sudate OCS 44; OCS 52; OCS 55; OCS

58 (STAS 9028-80). Granulaţia fină se obţine prin adaosuri de V, Ti, Nb, N si altele, care daucarburi sau nitruri fin distribuite în masa metalică, împiedicând creşterea grăuntelui de austenită sifavorizând la răcire transformarea de tip perlitic a austenitei. Granulaţia lor corespunde, în stare delivrare sau după sudare, unui punctaj de minimum 6 după STAS 5490-80. Conţin, ca şi tipurile deoţeluri menţionate anterior, C≤0,22%, Mn şi Ni (la OCS 58 Mn≤l,70%; Ni≤0,8%), avândrezistenţe mecanice ceva mai ridicate (la OCS 58 R c,≤ 460 N/mm2, R m≤730 N/mm2).

La sudarea acestor oţeluri slab aliate trebuie luate însă măsuri speciale.Folosind oţeluri slab aliate, eventual normalizate, se poate asigura R e≤800 N/mm2,

menţionându-se încă o sudabilitate satisfăcătoare. Prin creşterea conţinutului de elemente de aliere,folosirea inhibitorilor şi aplicarea tratamentului termic de călire şi revenire (oţeluri QT) se pot

asigura caracteristici mecanice şi mai ridicate; oţelurile de acest tip pun însă unele probleme lasudare, iar costul lor este mai ridicat.Rezultate mai importante din punctul de vedere al caracteristicilor mecanice se obţin însă pe

alte căi şi anume:- reducerea procentului de carbon (C≤0,05%) şi creşterea conţinutului de elemente de

aliere; ca urmare a conţinutului foarte scăzut de carbon, în zona influenţată termic se formeazămartensită cu un grad redus de tetragonalitate, care are plasticitate ridicată, asigurând o bunăcomportare la sudare;

- folosirea oţelurilor aliate bainitice cu conţinut de sulf şi fosfor sub 0,006% şi conţinuturi decarbon în intervalul 0,20 ... 0,30% (eventual cu adaosuri de inhibitori de finisare a granulaţiei);structura de bainită inferioară care se obţine în zona influenţată termic asigură KCV = 35 J/cm2 la

-30°C şi R m≤1 500 N/mm2;- folosirea oţelurilor speciale aliate cu Ni, Co, Mo, Ti şi urme de C, ce prezintă

fenomenul de precipitare dispersă prin îmbătrânire PH (precipitation hardening); ele au unconţinut ridicat de nichel (oţeluri „maraging") sau de crom.

Aceste tipuri de oţeluri au costul ridicat şi se utilizează numai în unele construcţii speciale; jalonând însă căile de dezvoltare în viitor a construcţiilor sudate după tratamentul termic se va puteaasigura R e= l 500 ... 2 500 N/mm2 şi KCV =60 ... 15 J/cm2.

Condiţiile de lucru specifice aparaturii chimice, petrochimice şi de rafinării (temperaturi şi presiuni ridicate, medii corosive etc.) impun folosirea unor oţeluri cu proprietăţi speciale, rezistentela fluaj (oţeluri aliate în special cu Cr si Mo), la coroziune la temperatura mediului înconjurător saula temperaturi ridicate (oţeluri înalt aliate cu Cr, Cr-Ni, Cr-Ni-Mn, Cr-Ni-Mo etc.), rezistente larupere fragilă la temperaturi joase şi foarte joase (oţeluri criogenice, aliate în special cu Ni sauoţeluri austenitice). Oţelurile rezistente la coroziune nu au de regulă o rezistenţă prea ridicată. Eleconţin elemente de aliere deficitare şi sunt scumpe, de aceea se apelează la folosirea laminatelor

bimetalice sau placate (suport din oţel cu rezistenţă ridicată, acoperit cu un strat de grosime redusădin oţeluri sau aliaje speciale).

Tipurile caracteristice ale acestor oţeluri, precum şi principiile sudării lor vor fi prezentate încapitolele următoare.

3



4.2. REACŢIA METALULUI DE BAZA LA CICLUL TERMIC

4.2.1. Transformările în ZIT la sudare

La realizarea unei îmbinări sudate prin topire se formează două zone: cusătura C şi zonainfluenţată termic ZIT.

Ciclurile termice la care este supus materialul de bază (MB) la diferite distanţe de cusăturădelimitează, prin temperaturile maxime atinse, zonele corespunzătoare transformărilor structuralecaracteristice (fig. 4.1, a).

În zona I (vecină cusăturii), corespunzătoare încălzirii în intervalul tt > t > A3 are loctransformarea feritei + cementitei în austenită (F + C→A). Ea poate fi împărţită de temperaturaînceputului creşterii intensive a grăunţilor de austenită tcg = 1 050 .. . l 200°C în două subzone: I, aşi I, b. In subzona I, a (t t >t>t rg ), în care MB se încălzeşte peste temperatura creşterii intensive agrăunţilor de austenită, se formează grăunţi mari de austenită (mai mari de 50 m µ ). În porţiuneaimediat vecină cu cusătura se poate dezvolta în plus şi neomogenitatea chimică (mai ales în cazulunei diferenţe între compoziţia chimică a materialului de bază şi a celui de adaos sau în cazul

prezenţei unor impurităţi nocive). Aici au loc de obicei cele mai importante modificări de structură,

ca urmare a supraîncălzirii, creşterii grăunţilor de austenită, călirii şi, prin aceasta, scăderiielasticităţii şi a rezilienţei, formării fisurilor la cald sau la rece. În subzona I, b (tcg>t>A3) în MB seformează grăunţi de austenită de dimensiuni mai mici (chiar mai mici decât cei iniţiali).

Fig. 4.1. Ciclul termic şi intervalele caracteristice din ZIT ale unei îmbinări sudate

La oţelurile aliate, structurile de călire apar şi în această zonă. Caracteristicile mecanice sunt însămai ridicate decât în subzona I, a.

Zona II corespunde încălzirii în intervalul de temperaturi A3>t>Al, având loc o recristalizareincompletă cu schimbare de fază ( F+C → F+A). De obicei, aceste transformări n-au influenţe atâtde importante ca cele din zona I . În unele cazuri însă, în funcţie de structurile iniţiale şi de ciclultermic, poate avea loc o scădere a caracteristicilor mecanice.

Zona III corespunde încălzirii în intervalul de temperaturi A1>t>tr . La sudarea oţelurilor recoapte, în această zonă nu au loc transformări structurale. La sudarea oţelurilor tratate termic(normalizate, călite şi revenite) sau deformate la rece etc. pot avea loc transformări cu formareaunor structuri mai apropiate de cele de echilibru, caracteristicile de rezistenţă prezentând, în acestcaz, un minimum dependent de viteza de răcire vr .

La sudarea cap la cap prin topire a oţelurilor cu un singur strat (trecere), în funcţie de

grosimea tablei (l ... 220 mm) şi de metoda de sudare (manuală cu electrozi înveliţi, automată subflux sau în baie de zgură), viteza de încălzire vi, în zona corespunzătoare temperaturii A3, variazăîntre l 700 şi 3°C/s, durata încălzirii la această temperatură τ ' + τ " (fig. 4.1,b), între 1,6 si 540 s,iar viteza de răcire vr la temperatura stabilităţii minime a austenitei (~550°C), între 60 si 0,25°C/s.

4



La îmbinările prin suprapunere, în colţ sau în cruce, ciclul termic are aceeaşi alură, însăvalorile lui vr şi vi sunt mai mari, iar durata τ '+τ " este mai mică.

La sudarea cu un singur strat, posibilităţile modificării ciclului termic sunt limitate lavariaţia parametrilor regimului de sudare şi de preîncălzire. Numai la sudarea sub zgură, variaţia se

poate face în limite largi prin modificarea dimensiunii şi numărului de electrozi.La sudarea cu mai multe straturi lungi, metalul depus în primul strat nu se răceşte complet

până la depunerea celui de-al doilea strat. Al doilea strat se răceşte mai încet. De aceea, proiectarea

regimului termic se face după, primul strat de sudare.În cazul straturilor foarte lungi şi al întreruperilor, între depunerile succesive de straturi,metalul se poate răci complet. Ultimul strat se răceşte cu viteză mai mare, fiind necesară verificareavitezei de răcire a acestuia.

Depunerea succesivă de straturi fără întreruperi are efect de recoacere asupra straturilor depuse anterior. Prin creşterea numărului de straturi şi folosirea electrozilor de diametru mic sereduce energia liniară de sudare, scade aportul de căldură şi creste viteza de răcire. Astfel de soluţii,deşi neeconomice, se aplică la sudarea oţelurilor cu granulaţie fină, a celor tratate termic sau când seurmăreşte creşterea rezilienţei si scăderea temperaturii de tranziţie t tr .

La sudare, ca urmare a unei încălziri locale, apar deformaţii şi tensiuni longitudinale şitransversale, limitate la ZIT şi la porţiunile învecinate din MB. Cu toate că deformaţiile de întindere

ale austenitei la răcire sunt de numai 0,7 ... 1,8%, ele favorizează transformarea martensitei, careîncepe la temperaturi mai ridicate, generând tensiuni suplimentare. Mărimea tensiunilor interioaredepinde şi de structura şi rigiditatea construcţiei, fiind cu atât mai mari, cu cât rigiditatea construc-ţiei este mai mare; tensiunile interioare depind şi de tipul de îmbinare necorespunzător ales. În final,în piesa sudată şi în special în ZIT se pot dezvolta tensiuni importante, determinarea caracterului şimărimii acestora fiind o problemă complexă. Metodele raţionale de reducere a tensiunilor îmbinărilor sudate constau în respectarea tehnologicităţii construcţiei, alegerea raţională atehnologiei sudării, preîncălzirea si recoacerea ulterioară sudării.

La sudare cu creşterea vitezelor de încălzire în ZIT cresc temperaturile critice Acl şi Ac3,intervalul dintre temperaturile Acl şi Ac3, precum şi temperatura t cg . Creşterile sunt mai accentuate laoţelurile aliate cu elemente ce dau carburi. Omogenizarea concentraţiei elementelor de aliere înaustenită, din cauza coeficienţilor de difuzie scăzuţi (de 103... 104 ori mai mici decât pentru carbon)rămâne mult în urma omogenizării carbonului. De aceea, elementele de aliere ce dau carburi stabile(Mo, W şi în special V, Ti, Nb) nu se dizolvă complet. Din cauza vitezelor scăzute de difuzie,neomogenitatea maximă a austenitei corespunde porţiunii din ZIT în care temperatura maximă esteimediat superioară lui A3. Odată cu creşterea temperaturii maxime, deci pe măsura apropierii decusătura CUS , omogenitatea austenitei creşte, fiind maximă la temperatura imediat inferioarătemperaturii creşterii rapide a grăunţilor de austenită t cg . În imediată vecinătatea a CUS ,neomogenitatea austenitei creşte din nou, din cauza creşterii rapide a grăunţilor, topirii marginilor acestora, difuziei mai intense pe suprafeţele de separaţie intergranulare etc.

Odată cu scăderea vitezei de încălzire, temperatura corespunzătoare omogenităţii maxime a

austenitei scade şi ea şi se apropie de A3. La răcire, cantitatea maximă de martensită se formează înzona vecină CUS (t=l 300 ... l 550°C), ca urmare a supraîncălzirii şi a structurii granulare grosolane.La oţelurile cu granulaţie fină (aliate cu procente reduse de V, Ti, Nb sau N), tendinţa de

creştere a grăunţilor de austenită este mai mică, deci numărul de centre şi viteza transformării cudifuzie mai mare, ceea ce îmbunătăţeşte sudabilitatea.

În funcţie de procedeul de sudare, cu creşterea duratei de menţinere peste A 3 (τ 'τ ") - înordine sudarea manuală SM , sudarea automată cu arc electric acoperit SAF , sudarea automată în

baie de zgură SBZ - creşte dimensiunea grăunţilor de austenită şi gradul de omogenizare a acestora,în schimb, vitezele, de răcire fiind mai mici, scade tendinţa de apariţie a structurilor de dezechilibru.

Folosind instalaţii speciale ce simulează ciclurile termice la sudare, au fost construitediagramele termocinetice la răcire la sudare a principalelor oţeluri de construcţii, completate cu

diagramele ce dau structurile şi caracteristicile mecanice în ZIT în funcţie de vitezele de răcire,indicând şi vitezele de răcire care elimină pericolul apariţiei ruperii fragile. În figura 4.2 este dată oastfel de diagramă pentru un oţel cu 0,23% C, 0,3% Si, l,6% Mn, 0,025% P, 0,02% S (compoziţiacorespunde oţelului P355 SR EN 10028-2 sau K 52 dupa STAS 2883/3-80).

5



Tipul de diagramă propus de şcoala franceză de sudură pentru rezolvarea aceloraşi problemestabileşte o legătură directă între energia liniară de sudare:

s

a s

L

v

U I E

⋅= (4.2)

Fig. 4.2. Structuri şi proprietăţi în ZIT ale îmbinărilor sudate din oţelul P355 (K 52):a-diagrama termocinetică după sudare; b-diagrama constituienţilor structurali,în funcţie de viteza de răcire în ZIT; c-diagrama caracteristicilor mecanice în funcţie

de viteza de răcire în ZIT

în care: /s este intensitatea curentului de sudare, în A; Ua — tensiunea arcului folosit la sudare, în V;

v s — viteza de sudare în m/s; grosimea piesei sudate s, structura la diferite temperaturi t (°C),duritatea (HV) şi tensiunea interioară (N/ mm2) în ZIT. Parametrul principal ce decide structura înZIT este timpul de răcire τ R în intervalul 800 ... 500°C.

O astfel de diagramă pentru un oţel cu 0,17% C, l,40% Mn, 45% Si şi 0,063% Al este dată

6



în figura 4.3.Cercetările au arătat că tR depinde practic liniar de parametrul L definit de relaţia

, snv

U I L

s

a s

⋅

⋅= (4.3)

n fiind parametrul definit în figura 4.4.

Fig. 4.3. Dependenţa dintre energia liniară la sudare E L , timpul de răcire a ZIT între 800 şi 5000C,

structura şi duritatea în ZIT şi tensiunile σ de fisurare-rupere ale îmbinării sudate.

Acest criteriu este folosit în unele normative pentru optimizarea parametrilor regimului de sudare.

Fig. 4.3. Parametrul n corespunzător diferitelor tipuri de îmbinări sudate, a, b, c.

4.2.2. Parametrii regimului de sudare

La proiectarea tehnologiei de sudare prin topire cu arc electric trebuie stabilite tensiuneaarcului electric U a, intensitatea curentului de sudare I s, viteza de sudare v s, precum şi numărul şi

7



ordinea de depunere a straturilor.Tensiunea U a depinde de procedeul de sudare. Ceilalţi parametri se pot determina pe baza

energiei liniare la sudare E L dată de relaţia (4.2) sau pe baza parametrului L dat de relaţia (4.3),folosind diagrame (v. fig. 4.3), normative sau calculând viteza de răcire vr în ZIT corespunzătoaretemperaturii stabilităţii minime a austenitei t m.

În ultimul caz, viteza de răcire vr în ZIT se poate calcula pe baza teoriei proceselor termicela sudare, cu o relatie , care în cazul sudării cap la cap cu o trecere are forma:

( )2

3

022

L

m

r

E

t t scv

−

= γ π λ (4.4)

în care: λ este coeficientul de conductibilitate termică al materialului sudat, care pentru oţelurilecarbon şi slab aliate, la t m = 500 .. . 600°C, este 0,38 ... 0,42 J/cms°C; c - capacitatea caloricăvolumetrică a materialului sudat; pentru oţelurile carbon şi slab aliate, la tm=500 ... 600°C,c γ

=4,9 ... 5,2 J/cm3°C; s — grosimea piesei sudate, cm; t0 — temperatura piesei sudate (în cazul preîncălzirii t0 se ia egală cu temperatura de preîncălzire utilizată); E L — energia liniară la sudare,J/cm.

În figura 4.5 sunt date nomogramele pentru calculul vitezei de răcire la sudarea pieselor dediferite grosimi sau în cazul depunerii pe plăci de diferite grosimi, în condiţiile pătrunderii sudurii lamai puţin de jumătate din grosimea plăcii.

La sudarea îmbinărilor în colţ şi în cruce pentru determinarea vitezei de racire, vr ,cuajutorul nomograrnelor se introduc valori pentru s şi E L obţinute prin multiplicarea cu coeficienţiidin tabelul 4.3.

Viteza de răcire se alege în funcţie de viteza maximă sau de viteza optimă admisă, încât înZIT să se obţină structurile şi caracteristicile mecanice dorite, evitându-se totodată fragilizareaîmbinării.

Datele de calcul necesare pentru unele oţeluri standardizate româneşti sunt date în tabelul

4.4.

8



Fig. 4.5. Nomograme pentru stabilirea vitezei de răcire vr în ZIT în funcţie de eneria liniară folosită la sudare E L:a–când t m-t 0=2000C;b-când t m-t 0=3000C;c-când t m-t 0=4000C;

d-când tm-t 0=5000C;e-când t m-t 0=6000C

Aplicaţie. Se cere stabilirea energiei liniare la sudare E L, la sudarea cap la cap dintr-o singurătrecere a două table de grosime s = 10 mm, din oţel K 52, STAS 2883/3-80( P355 SR EN 10028-2).

1) Utilizând nomograma din figura 4.5, corespunzătoare sudării fără preîncălzire a oţeluluiK 52, rezultă că pentru ca în ZIT să nu apară martensită, E L = 13 000 J/cm. Pentru a asigura orezistenţă şi tenacitate suficiente ale îmbinării, rezultă din tabelul 4.4 că E L=26 000 J/cm.

Observaţie: Mărcile oţelurilor au fost echivalate după mărci GOST.2) Pornind de la calculul vitezei de răcire vr optime, care pentru acest oţel este conform

tabelului 4.4, vr op=2,0 . . . 10°C/s, şi considerând tm=520°C, λ =0,4 J/(cm s°C), cγ =5 J/cm3 °C şi9



aplicînd relaţia (4.4), rezultă E L,=12 500 ... 28 100 J/cm, valori corespunzătoare cu cele obţinute prin metoda precedentă.

În practică se folosesc, de asemenea, normativele date de firmele furnizoare de materiale desudare, ce ţin seamă de particularităţile materialului de aport, învelişului electrozilor, calităţiifluxurilor etc.

4.3.FRAGILITATEA LA CALD A ÎMBINĂRILOR SUDATE

4.3.1. Fisurarea la cald

La sudarea oţelurilor carbon, fisurile la cald apar în intervalul de temperaturi l 200 ...l 300°C. Ele pot fi longitudinale sau transversale, interioare sau de suprafaţă.

Mecanismul fisurării la cald se poate explica pe baza diagramei din figura 4.6. Curba δ reprezintă variaţia plasticităţii aliajului cu temperatura. În stare lichidă, aliajele au o rezistenţăredusă la deformaţii tangenţiale, mult mai mică decât în stare solidă. La temperaturicorespunzătoare intervalului de solidificare, îmbinarea sudată are structura formată din dendrite carecresc spre interior, înconjurată de topitură. Sub acţiunea unor tensiuni exterioare, în special tri-axiale, în faza lichidă între dendrite pot apărea rupturi prin clivaj.

Fig. 4.6. Diagrama fisurării la cald a îmbinărilor sudate

În consecinţă, în intervalul de solidificare rezistenţa unui aliaj la solicitări exterioare trece printr-unminim. Curbele ε reprezintă creşterea deformaţiilor odată cu scăderea temperaturii. Curba ε cr

corespunde deformaţiilor critice. Când creşterea deformaţiilor are loc după curba ε 1 are locfisurarea la cald, iar când acestea cresc după curba ε 2, fisurarea la cald nu se produce.

Fisurarea la cald depinde deci de caracteristicile fizico-mecanice ale aliajului latemperaturile corespunzătoare intervalului de solidificare şi de starea de tensiuni ce ia naştere înîmbinarea sudată la aceste temperaturi (rigiditatea construcţiei, tipul de îmbinare, regimul de sudareetc.). Fisurarea la cald este favorizată de creşterea intervalului de solidificare, de prezenţa unor

eutectice uşor fuzibile.4.3.2. Căile de reducere a fisurării la cald

Pericolul fisurării la cald poate fi redus prin micşorarea rigidităţii construcţiei, în special atensiunilor de întindere, asigurarea corectă a formei rostului şi a unui raport optim între lăţimea şiadâncimea băii, evitarea structurilor primare transcristaline (dendritice), folosirea modificatorilor introduşi în baie din învelişul electrozilor, a fluxurilor sau a sârmelor de sudare.

Elementele ce favorizează fisurarea la cald la sudarea oţelurilor sunt: C (în special asociat cuS), S ce formează eutectice uşor fuzibile (FeS şl NiS), P şi Si. De aceea, la oţelurile de construcţii selimitează S şi P la 0,03 .. . 0,04%. În schimb, Mn până la 3 ... 4% leagă S sub formă de compuşi

greu fuzibili, împiedicând fisurarea la cald.Influenţa compoziţiei chimice (exprimată în %) asupra înclinaţiei spre fisurare la cald lasudarea unui oţel poate fi orientativ apreciată folosind criteriul HCS (Hot cracking sensitivity):

10



V MoCr Mn

NiSi P S C

HCS +++

⋅

+++

=3

1010025

3

(4.5)

Oţelul este insensibil faţă de fisurarea la cald dacă HCS≤4.Metodele de încercare pentru determinarea tendinţei de fisurare la cald a metalului depus

prin sudarea cu arc electric sunt prevăzute în STAS 10221-75.

4.4. FRAGILITATEA LA RECE A ÎMBINĂRILOR SUDATE

4.4.1. Fisurarea întirziată

Fisurarea la rece a îmbinărilor sudate poate fi generată de factori fragilizanţi comuni oricăruielement constructiv: rezerve reduse de tenacitate ale materialului, stări triaxiale de tensiuni(solicitări de întindere bi- şi triaxiale), forme constructive neadecvate (încrestări, defecte geo-metrice), temperaturi scăzute şi viteze mari de aplicare a sarcinii. La îmbinările sudate, factorii care

pot genera ruperea fragilă sunt particularităţile îmbinării respective, neomogenităţile structurale,variaţia caracteristicilor mecanice, tensiunile interne, încrestările proprii acestei îmbinări,acumulările de hidrogen etc.

Aceşti factori generează şi determină apariţia unor forme specifice de rupere fragilă:fragilitatea întârziată, destrămarea lamelară la laminate groase sudate, fragilizarea ce apare dupătratamentele de detensionare etc.

Dintre aceştia, trebuie luată în consideraţie, în primul rând, fragilizarea întârziată, care agenerat chiar de la începutul extinderii sudării numeroase avarii spectaculoase, pagube importante şichiar victime omeneşti. Fragilizarea întârziată, favorizată de aceeaşi factori şi manifestându-se ca orupere fragilă, prezintă o serie de particularităţi: se produce la temperaturi relativ scăzute, la un timpoarecare după executarea sudării, de obicei fără ca în momentul ruperii solicitarea să fie prea mareşi nu se manifestă la temperaturi foarte joase. Pericolul creşte odată cu creşterea cantităţii de H

dizolvat în cusătură. Influenţa principalilor factori care o favorizează este redată în schema dinfigura 4.7. Cu toate că asupra mecanismului ruperii întârziate nu există un punct de vedere unitar,acesta se poate explica satisfăcător cu ajutorul schemei lui C. Zener (fig. 4.8).

Ca urmare a ciclului termic de sudare, în ZIT apar neomogenităţi structurale. Plasticitateasuprafeţelor de separaţie şi rezistenţa lor la eforturi tangenţiale sunt mai mici decât cele ale corpuluigrăuntelui. În condiţiile unei orientări favorabile a grăuntelui faţă de tensiunile interne combinate cusolicitările exterioare şi la temperaturi relativ scăzute, la care diferenţa de plasticitate a straturilor intergranulare şi a corpului grăuntelui este apreciabilă, au loc deformări elasto-plastice cu vitezereduse pe suprafeţele de separaţie solicitate la eforturi tangenţiale, creşteri ale tensiunilor deîntindere pe suprafeţele normale faţă de direcţia efortului, migrarea vacanţelor spre aceste suprafeţe,în consecinţă, pe suprafeţele orientate normal faţă de direcţia efortului, defectele se acumulează

dând naştere la fisuri de dimensiuni critice. Odată depăşită dimensiunea critică, fisura se propagădând naştere unei ruperi fragile.

Pentru un caz dat, pentru ca fisura să se propage trebuie depăşită o valoare critică atensiunilor minr

σ . La tensiuni mai mari, durata până la rupere r τ scade. Dacă tensiunile

sunt

11



Fig. 4.9. Dependenţele dintre tensiunea critică minr σ , durata până la apariţia ruperii întârziate

r τ şi

temparatură

inferioare valorii critice minr σ curgerea elasto-plastică pe suprafeţele de separaţie ale grăunţilor nu

va duce la rupere, ci la relaxarea tensiunilor. La temperaturi foarte scăzute (sub -70 . . . -100°C),fragilizarea întârziată nu se mai produce din cauza creşterii rezistenţei la tensiunile tangenţiale asuprafeţelor de separaţie ale grăunţilor şi pierderii mobilităţii dislocaţiilor.

Influenţa factorilor menţionaţi asupra apariţiei ruperii întârziate este redată schematic prindiagrama din figura 4.9, în care sunt reprezentate efectele antagoniste ale scăderii rezistenţei latensiuni tangenţiale a straturilor intergranulare ( RSIg ), odată cu creşterea temperaturii, şi creşterea

cu aceasta a mobilităţii dislocaţiilor (MD).Influenţa negativă a hidrogenului, căruia i se atribuie pe nedrept rolul de a fi singurul factor răspunzător de apariţia fragilizării întârziate, se poate explica prin efectul de adsorbţie în microfisurisi de reducere a dimensiunilor critice ale acestora. Fenomenul este accentuat de faptul că hidrogenuleste mai solubil în structurile austenitice decât în cele feritice, ceea ce determină acumularea larăcire a hidrogenului atomic în ZIT , pe frontul transformărilor respective ( )

α γ Fe Fe → . Astfel de

influenţe adiţionale negative ale hidrogenului se manifestă şi în alte cazuri, de exemplu, lafragilizarea sub tensiune în medii active.

Intensitatea generării fisurilor se măreşte odată cu creşterea grăunţilor în ZIT , segregarea lamarginea acestora a impurităţilor şi a elementelor de aliere, cu formarea structurilor de dezechilibru,cu scăderea rezistenţei straturilor intergranulare, cu creşterea tensiunilor interne. De aceea, oţelurilecălibile cu conţinut mai ridicat de carbon prezintă la sudare o rezistenţă scăzută la fragilizareîntârziată. În schimb, oţelurile martensito-feritice, cu un conţinut scăzut de carbon (C≤0,12%), lacare transformarea martensitică este însoţită de o creştere mai mică de volum, prezintă o rezistenţă

12



mai ridicată la fragilizarea întârziată în condiţiile optimizării vitezei de răcire.Fragilizarea întârziată este un defect periculos, des întâlnit, măsurile de evitare a acestuia

fiind de multe ori, criterii hotărâtoare la stabilirea tehnologiei de sudare. În tabelul 4.4 sunt indicate pentru unele oţeluri vitezele de răcire optime opt r

v - una din condiţiile ce asigură evitarea ruperiifragile.

4.4.2. Fisurarea sub cusătură

Fisurarea sub cusătură apare, în ZIT , la baza cusăturii în special la suduri de colţ, cândtemperatura îmbinării coboară sub 70 ... 80°C. Este un defect ce apare mai des la oţeluri calmatedecât la cele semicalmate.

Mijloacele de evitare sunt: scăderea durităţii în ZIT sub 320 HV, reducerea conţinutului dehidrogen difuzibil din electrod, asigurarea unei distanţe între tablele sudate de peste l mm,

preîncălzirea şi creşterea lungimii stratului depus peste 80 mm.

4.4.3. Fragilizarea prin detensionare

Fragilizarea prin detensionare apare în special la recipientele sub presiune cu pereţi groşi(s > 3 mm), după aplicarea unui tratament de detensionare. Fisurile se formează de obicei în

perioadele de menţinere sau răcire ale tratamentului de detensionare.Mecanismul formării fisurilor nu este pe deplin elucidat, apariţia fisurilor fiind favorizată de

particularităţile structurale (prezenţa austenitei reziduale), de precipitarea de carburi în timpultratamentului şi oxidarea acestora în atmosfera cuptorului.

Pentru a o evita, se cere proiectarea corespunzătoare a tehnologiei de sudare, a cicluluitratamentului de detensionare şi a compoziţiei atmosferei din cuptorul de detensionare. Deasemenea, de multe ori este mai eficient de a se renunţa, în cazul recipientelor sub presiune de di-mensiuni mari, la tratamentul de detensionare, pentru care de altfel, după cum se va vedea, se pun

probleme legate şi de utilajele pentru tratamentele respective, descărcarea suficientă a tensiunilor

reziduale fiind asigurată prin deformaţiile plastice locale ce se produc la încercările de presiuneefectuate ca probe de recepţie.

4.4.4. Destrămarea lamelară

Destrămarea lamelară apare la sudarea laminatelor de grosime mare (s>50 mm). Ea constăîn forma unor fisuri ce se propagă în trepte sub cordonul de sudură (fig. 4.10). Fisurile apar imediatdupă sudare.

Destrămarea apare cu precădere la sudarea manuală cu arc electric, când nu se aplică preîncălzirea, mai rar la sudarea în baie de zgură.

Fig. 4.10. Propagarea fisurilor în cazul destrămării lamelare Fig. 4.11. Soluţii constructive pentru evitarea destrămării lamelare:

a, b – evitarea sudurilor de colţ; c - folosirea straturilor tampon cu plasticitate ridicată

Destrămarea lamelară este determinată de anizotropia proprietăţilor mecanice generată deorientarea preferenţială (în şiruri) a incluziunilor după direcţia de laminare şi de solicitările de

13



întindere normale pe această direcţie. Tratamentele prealabile de normalizare, recoacere şi chiar derecoacere de omogenizare nu asigură eliminarea acestui defect. Destrămarea lamelară poate fievitată prin folosirea unor soluţii constructive adecvate: folosirea îmbinărilor în care nu apar solicitări de întindere normale pe direcţia de laminare (fig. 4.11, a, b), depunerea unor straturitampon cu plasticitate ridicată, ce preiau deformaţiile, limitează tensiunile normale pe grosimealaminatului (fig. 4.11, c) şi folosirea oţelurilor cu puritate ridicată.

4.5. TRATAMENTELE TERMICE ALE ÎMBINĂRILOR SUDATE

4.5.1. Tipurile de tratamente termice

Tratamentele termice lărgesc domeniul oţelurilor sudabile, determinând însă creştereavolumului de muncă şi mărirea costului de producţie. Este preferabilă deci folosirea unor oţeluri cuo comportare mai bună la sudare, care să nu necesite aplicarea tratamentelor termice. Pentru o seriede produse de înaltă tehnicitate, ce trebuie realizate din oţeluri speciale, între care şi recipientele sub

presiune din industria chimică şi petrochimică, aplicarea tratamentelor termice este o măsură indis- pensabilă.

Îmbinărilor sudate li se aplică, după necesitate, două categorii de tratamente termice:

tratamente termice de preîncălzire la sudare şi tratamente termice după sudare.Tratamentele termice de preîneălzire la sudare (de fapt tratamentele termice caracteristice

îmbinărilor sudate) constau în preîncălzirea înainte de sudare, de obicei a cusăturii şi zonelor învecinate, menţinerea la această temperatură în timpul sudării, urmată de răcire, cu scopul mic-şorării vitezelor de răcire, obţinerii în ZIT a unor structuri mai apropiate de structura de echilibru şireducerii tensiunilor interne.

Tratamentele termice după terminarea sudării, de obicei recoaceri, sunt de fapt tratamenteleclasice aplicate în construcţia de maşini, cu scopuri bine cunoscute, prezentând câteodată

particularitatea aplicării lor locale, cusăturii şi zonei învecinate (mai ales la instalaţii de dimensiunimari).

La recipientele sub presiune şi la alte construcţii de dimensiuni mari, uşor deformabile, sefolosesc metode si instalaţii speciale pentru aplicarea tratamentelor respective.

4.5.2. Tratamentele termice de preîncălzire

Prin preîncălzire la sudare se asigură micşorarea gradientului de temperaturi la răcire, scadeconductibilitatea termică a oţelului, se micşorează pierderile de căldură şi, prin aceasta, semicşorează tensiunile interne si viteza de răcire în ZIT , obţinîndu-se structuri mai apropiate de celede echilibru.

Se pot deosebi următoarele situaţii (fig. 4.12):1) Preîncălzirea la t1>Ms. În toate cazurile în ZIT se obţin structuri de difuzie, cu atât mai

apropiate de cele de echilibru, cu cât viteza de răcire este mai mică decât cea criticăcr v . În cazul

c r vv ⟩

1 1, structura obţinută în ZIT corespunde structurii temperaturii de preîncălzire 1

t .

2) Preîncălzirea la s

M t ⟨2

. Dacăc

vv ⟨2 2

, în ZIT se obţin structuri de difuzie. Dacăc r

vv ⟩2 1

, în

timpul menţinerii la t 2 se formează o cantitate mai mică de martensită faţă de situaţia când nu s-ar aplica preîncălzirea şi se relaxează în mai mare măsură tensiunile interne: eficienţa este însă evident

mai mică. De aceea, în practică, tratamentul de preîncălzire se face de obicei la s

M t

⟩1

, combinat

cu postîncălzirea.

14



Fig. 4.12. Variantele posibile de răcire la îmbinările sudate Fig. 4.13. Cicluri de preîncălzire la sudare:cu preîncălzire la diferite temperaturi 1-preîncălzirea iniţială;2–preîncălzirea cu

menţinereîn timpul sudării;3-preîncălzireacu menţinere izotermă;s-ciclul termic la sudare

În cazul pieselor de dimensiuni mari se aplică preîncălzirea locală (opoate da naştere latensiuni suplimentare). Se execută de obicei pe o lăţime egală cu (8 ... 10) s, de o parte şi de alta acusăturii. Unele norme uzuale prevăd însă lăţimi mai mari.

În practică se aplică următoarele variante ale tratamentului de preîncălzire:

4.5.2.1. Preîncălzirea iniţială (fig. 4.13, ciclul 1). Se preîncălzeşte la începutul sudării

uniform până la s

M t ⟩1

; se răceşte după sudare cu viteză redusă. Se aplică la piese de mai mică

răspundere executate din oţeluri carbon sau slab aliate.4.5.2.2. Preîncălzirea cu menţinere în timpul sudării (fig. 4.13, ciclul 2). În timpul sudării

se menţin îmbinarea la temperatura s

M t ⟩1

.

4.5.2.3. Preîncălzirea cu menţinere izotermă (fig. 4.13, ciclul 3). Prin alegerea

corespunzătoare a temperaturii s

M t ⟩1

se asigură transformarea completă a austenitei din ZIT în

structura de difuzie dorită. Se aplică la sudarea oţelurilor slab aliate, rezistente la temperatură,

oţelurilor de îmbunătăţire sau a pieselor groase ( )m m s 3 0⟩ , la care există pericolul apariţiei

fragilizării prin detensionare. La unele oţeluri mertensito-feritice cu conţinut scăzut de carbon, 1t se

alege corespunzător obţinerii bainitei inferioare, structură suficient de tenace în cazul conţinutuluiredus de carbon.

15



Fig. 4.14. Cicluri de postîncălzire la sudare:4-postîncălzire simplă; 5-preîncălzire cu postîncălzire; s-ciclul termic de sudare

4.5.2.4. Postîncălzirea (fig. 4.14, ciclul 4). Se aplică cu scopul realizăriii unor transformăricu difuzie în ZIT . De aceea, temperatura de postîncălzire t p4 trebuie atinsă înainte ca ZIT să serăcească sub această temperatură.

4.5.2.5. Preîncălzirea cu postîncălzire (fig. 4.14, ciclul 5). Se aplică oţelurilor greusudabile, când pe alte căi pericolul fisurării nu poate fi evitat. Temperaturile t p4 si t p5 sunt de obiceicuprinse între 550 si 700°C.

4.5.3. Criteriile de stabilire a parametrilor tratamentelor termice de preîncălzire

4.5.3.1. Metoda de calcul I.I.S. (Institutul Internaţional ele Sudare).Se calculează carbonul echivalent al MB folosind relaţia:

415520

Si NiV MoCr MnC C

e++

++++= (4.6)

şi cifra de severitate termică folosind relaţia:

6

snTSN c= (4.7)

în care: s este grosimea piesei sudate, mm; nc — numărul căilor de răcire a cusăturii; la suduri cap lacap nc=2, la suduri în colţ nc=3, iar la suduri în cruce nc=4.

În funcţie de natura învelişului electrodului folosit la sudarea SM se alege din tabelul 4.5indicele de sudabilitate L s.Pe această bază si în urma stabilirii diametrului d e al electrodului folosit la sudare, din

tabelul 4.6 se alege temperatura iniţială minimă t 0 min la care piesele se pot suda.

4.5.3.2. Metoda de calcul pe baza vitezei de răcire vr . Folosind relaţia (4.4) se calculeazăt0 în aşa fel, ca vr să se încadreze în limitele vr optim din tabelul 4.4.

16



4.5.3.3. Metode de calcul D. Séférian. Se calculează carbonul echivalent cu relaţia (4.6),corectînd-o cu influenţa grosimii îmbinării sudate s, folosind relaţia:

( ) sC C ee 005,01'+= (4.8)

Temperatura de preîncălzire se calculează cu relaţia:

25,0350 2 '−= e pr C t (4.9)

Temperatura de preîncălzire se verifică experimental folosind metodele Tekken, CTSstandardizate la noi, iar înclinaţia oţelurilor spre fisurare la rece prin metoda implanturilor.

4.5.4. Tratamentele termice după sudare

Dacă prin preîncălzire nu se asigură structura şi caracteristicile mecanice dorite (piese

groase, oţeluri aliate) după sudare se aplică tratamentele de recoacere. În cazul unor piese speciale,în construcţiile de maşini se pot aplica tratamentele de normalizare sau îmbunătăţire. Laconstrucţiile svelte, tratamentele de recoacere pot prezenta pericolul deformaţiilor, fiind de preferataplicarea unor tratamente locale.

Pentru recipientele sub presitme, normele ISCIR C4-79 prevăd, în cazul aplicăriitratamentelor termice locale ale sudurilor circulare complete, protejarea lor prin izolare, lăţimea

benzii de izolaţie fiind cel puţin egală cu Rs5 ( R - raza interioară a mantalei sudate) sau 2s, defiecare parte a cusăturii, măsurată de la marginea acesteia. Din exterior se aplică o izolaţie termicăcu lăţimea de cel puţin 10 Rs de fiecare parte a zonei încălzite.Conform aceloraşi prescripţii, tratamentele termice după sudare se aplică la recipientele din oţelcarbon cu grosimea s=36 mm, la recipientele din oţeluri Mn-Mo cu s>30 mm, la recipientele din

oţeluri aliate cu Cr, Mn, Ni, Mo cu s > 15 ... 20 mm şi la recipientele de orice grosime în cazulutilizării oţelurilor aliate cu mai mult de 3,75% Ni sau a altor oţeluri înalt aliate. De asemenea, seaplică în cazul recipientelor ce conţin substanţe care provoacă coroziunea fisurantă sau conţinsubstanţe letale. Elementele de aparatură executate din tablă deformată la rece, la care deformarearemanentă a fibrei întinse externe depăşeşte 5%, trebuie supuse unui tratament termic derecristalizare fazică (recoacere completă, normalizare, îmbunătăţire).

17



Fig. 4.15. Diagrama ciclului real (linia plină) şi a ciclului Fig. 4.16.

Nomograma pentru stabilirea factoruluiechivalent (linia întreruptă) la tratamentul de detensionare P HJ la

tratamentul de detensionare a îmbinărilor sudate

18



Observaţie: Linioara arată că un este necesară preîncălzirea; în căsuţele barate se consideră că unse sudează cu de aşa de mare

Stabilirea parametrilor tratamentelor ele detensionare după sudare prezintă unele particularităţi. Pentru aceaste se foloseşte parametrul Hollomon-Jaffe:

( )[ ] 310lg20−+++=

er eid d HJ T P τ τ τ (4.10)

în care: d τ este durata de menţinere la temperatura de detensioanare (ore), iar ei

τ şi er τ (ore)

-duratele echivalente ale perioadelor de încălzire si răcire (fig. 4.15, a), ce se calculează cu relaţia:

( )vv

T d e

lg203,2 −=τ (4.11)

19



în care v se înlocuieşte cu vi la calculul duratei eiτ şi cu vr la calculul duratei d er

T ,τ , fiindtemperatura de detensionare (în K). Factorul P HJ poate fi stabilit folosind nomograma din figura4.16. Odată cu creşterea lui P HJ scad atât tensiunile interioare, cât şi limita de curgere. Optimizarea

parametrilor procesului de detensionare se realizează în cazul scăderii substanţiale al tensiunilor reziduale, cu o degradare minimă a caracteristicilor mecanice, ceea ce are loc la P HJ =16,5 ... 18.

Fisurarea la detensionare nu apare dacă tratamentul se realizează la temperaturi sub 500°C.

Tendinţa de fisurare se reduce la aplicarea preîncălzirii cu post-încălzire (v. fig. 4.14, ciclul 5) latemperaturi până la 400°C, în cazul creşterii lui E L şi reducerii durităţii maxime în ZIT sub 270 HV10.

4.5.5. Forjarea sudurilor

Forjarea sudurilor se aplică la sudarea oţelurilor cu Rm<500 N/mm2, la execuţiaconstrucţiilor şi aparaturii negabaritice când este dificil de aplicat tratamentele termice în vedereamicşorării tensiunilor şi deformaţiilor. Prezintă eficienţă când s < 30 ... 40 mm.

Conform prescripţiilor ISCIR C4-79, se poate aplica când sudarea se execută în mai multestraturi şi dacă t > -10°C. Forjarea se face imediat după sudare, cu viteza de 0,15 mm/min, evitânddeformarea la temperatura de fragilizare ireversibilă (250 . . . 400°C). Nu se forjează primele douăstrate si nici ultimul.

4.5.6. Influenţa condiţiilor atmosferice

Scăderea temperaturii mediului de lucru are influenţe negative asupra sudabilităţii îmbinării,consumului de energie la sudare, funcţionării utilajelor şi capacităţii de lucru a sudorului. Sub 0°Csimţul pipăitului se atenuează sensibil, iar sub -5°C, dexteritatea şi forţa mâinilor sudorului scad;din cauza frigului pot apărea şi complexe psihologice. Practicarea sudării în regiuni polare a doveditînsă că un sudor echipat şi antrenat în mod corespunzător, cu pauze de odihnă (până la 50% dintimpul de lucru) poate executa suduri de calitate şi la temperaturi scăzute (-30°C si chiar rnai

scăzute).Prescripţiile ISCIR admit sudarea până la temperatura minimă de 0°C, permiţându-sesudarea la temperaturi inferioare cu condiţia luării unor măsuri speciale prevăzute în procesultehnologic.

Vântul are influenţă negativă asupra realizării îmbinărilor sudate. La un vânt de 13 m/s sestinge arcul electric, la un vânt de 9 m/s nu se obţine o sudură acceptabilă, iar la un vânt de 9 ... 2,5m/s se modifică compoziţia chimică a sudurii (scade conţinutul în Mn şi Si şi creste cel în N), apar

pori şi scade plasticitatea îmbinării sudate. Se iau măsuri speciale de apărare contra vântului.Umiditatea învelişului electrozilor sau a fluxului determină îmbogăţirea îmbinării sudate cu

hidrogen, cu urmările nocive bine cunoscute (pori, fulgi, fragilizare, etc.). De aceea, umiditatea esteriguros limitată, iar întreprinderea garantează calitatea electrozilor un timp limitat. Electrozii şi

fluxurile trebuie depozitaţi în magazii uscate. Electrozii şi fluxurile, în special cei cu înveliş bazic,trebuie uscaţi la 250 . . . 300°C, timp de o oră înainte de întrebuinţare. Aceleaşi efecte au rugina sau ploaia.

4.5.7. Tehnologia tratamentelor termice ale recipientelor sub presiune

La recipientele sub presiune, tratamentele termice se pot executa folosind cuptoarele şiinstalaţiile clasice. Totodată, în special la recipientele de dimensiuni mari, negabaritice, se folosescmetode şi instalaţii speciale, dintre care se vor analiza cele mai reprezentative.

4.5.7.1. Tratamentele termice locale cu pulberi exoterme. Se folosesc piese fasonate,

executate prin presare din pulberi exoterme, care, după aplicarea pe suprafeţele ce trebuie tratate, seaprind şi ard, asigurând încălzirea după ciclul termic proiectat. Se aplică la detensionarea pieselor de dimensiuni mici cu poziţii greu accesibile, sudate din oţeluri carbon sau slab aliate, pe platformede montaj (degajă fum). Nu se pot înregistra diagrame de tratament termic, controlul executându-se

20



după tratament, pe baza durităţii.Dezavantajele procedeului sunt: nu se poate aplica decât ca tratament final, materialul

folosit se alterează relativ uşor, ceea ce poate modifica parametrii ciclului termic, iar controluldirect al acestuia este practic irealizabil.

4.5.7.2. Tratamentele termice locale prin încălzirea cu flacără directă. Se realizează cuajutorul unor arzătoare multiple cu gaze naturale, propan, butan, etc., ce produc o încălzire locală

din exterior. Se poate realiza toată gama de tratamente termice la aparatura din oţeluri carbon saualiate, folosind mijloace de control clasice. La aparatura din oţelurile austenitice Cr-Ni există pericolul carburării si deci sensibilizării materialului la coroziunea intercristalină.

Dezavantajele procedeului sunt: instalaţiile de încălzire din exterior sunt greoaie, dificil demontat mai ales la recipientele de dimensiuni mari, iar încălzirea este neuniformă, influenţată deagenţii atmosferici.

4.5.7.3. Tratamentele termice generale cu încălzire cu gaze fierbinţi. De obicei sunttratamente de recoacere de detensionare aplicate cu succes la coloane şi rezervoare sferice dedimensiuni mari, asamblate pe şantier. Recipientul se izolează din exterior cu vată minerală (50 ...100 mm), fixată pe plasă de sârmă şi acoperită cu folie din materiale plastice, încălzirea se

realizează prin introducere de gaze fierbinţi în interiorul recipientului, care trebuie dirijate în aşa fel,încât variaţia de temperatură în diferite puncte ale recipientului să nu fie mai mare de + 20°C. Sefolosesc metodele clasice de control si înregistrare ale temperaturii. Pentru a se evita apariţiatensiunilor în urma încălzirii, recipientul se instalează pe suporturi prevăzute cu role sau cu plăci dealunecare unse cu grafit.

4.5.7.4. Tratamentele termice cu încălzire prin c.i.f. (2 000 ... 10 000 Hz). Sefolosesc inductori tubulari, răciţi în interior cu apă, între suprafaţa tratată si inductor fiind introdusăizolaţia termică — un strat de 8 ... 10 mm azbest. Controlul şi înregistrarea ciclului termic se rea-lizează prin mijloace clasice. Este un procedeu curat, simplu şi uşor de manevrat, ce se aplică latratamente locale după sudare, la recipiente cu grosimi de perete de 15 ... 40 mm. La grosimi maimari, eficienţa procedeului scade.

Dezavantajele procedeului sunt: nu se poate aplica la tratamentul termic al oţelurilor austenitice sau ca tratament de preîncălzire (curenţii induşi deviază arcul de sudare), consumul deenergie este cu 15 ... 35% mai mare decât la încălzirea cu rezistenţă, se reduce factorul de putere dinreţeaua electrică de alimentare.

4.5.7.5. Tratamentele termice cu încălzire cu rezistenţe electrice. Se folosesc rezistenţede diferite tipuri şi forme izolate termic, alimentate, din considerente de securitate şi protecţie amuncii, la tensiuni joase. Controlul şi înregistrarea ciclului termic se realizează cu mijloace clasice.Procedeul prezintă numeroase avantaje.

4.6. ÎNCERCĂRILE DE COMPORTARE LA SUDARE

Din cauza complexităţii problemelor legate de comportarea la sudare, numărul încercărilor propuse şi aplicate în practică este foarte mare. Se vor prezenta, pe categorii şi obiective urmărite,încercările cele mai reprezentative şi uzuale.

4.6.1. Determinarea caracteristicilor materialului de bază supus sudării

4.6.1.1. Compoziţia chimică. Se determină pe şarje, în cazuri de răspundere pe produsulfinit, fiind de multe ori util şi un control statistic, La piesele groase (s>30 mm) se impune stabilireagradului de segregaţie al elementelor chimice (C, S, P) pe grosime. Variaţia conţinutului acestora

21



nu trebuie să depăşească limitele prescrise mărcii respective de oţel.

4.6.1.2. Caracteristici metalurgice. Se cercetează incluziunile macro şi microstructurale,grăuntele de austenită (STAS 5490-80), determinând şi cinetica creşterii acestuia cu temperatura,anizotropia proprietăţilor (favorizează destrămarea lamelară), tendinţa de fisurare, la oţeluri aliatecu Mn conţinutul în austenită reziduală în ZIT (favorizează fragilizarea la detensionare).

4.6.1.3. Caracteristici mecanice. Caracteristicile mecanice se determină longitudinal,transversal şi normal pe suprafaţa piesei laminate; se determină caracteristicile de rezistenţă ( Rm, Rc , HB), caracteristicile de elasticitate ( A, Z ), unghiul de îndoire statică a (STAS 777-80), rezilienţa KCV , ce indică rezistenţa oţelului la propagarea ruperii, sau KCU , ce indică rezistenţa oţelului lagenerarea şi propagarea ruperii (KCU—KCV indică rezistenţa oţelului la generarea ruperii),

precum şi temperatura de tranziţie t ţr .La aprecierea pericolului ruperii fragile a unei îmbinări sudate trebuie avut în vedere că

materialul de bază nu prezintă de regulă defecte capabile să amorseze ruperea; prin urmare estenecesar ca acesta sa aiba o rezistenţă bună la propagarea ruperii, adică valori ridicate ale KCV .Cusătura poate avea defecte capabile să amorseze ruperea, fiind necesar să aibă o rezistenţă bună lagenerarea şi propagarea ruperii, deci valori ridicate pentru KCU—KCV şi KCV .

Pentru caracterizarea capacităţii de oprire a ruperii fragile se folosesc şi alte încercărispeciale de mecanica ruperii.

4.6.1.4. încercarea de îndoire a epruvetelor încărcate cu sudură longitudinală — Kommerell (STAS 7748-74). Încercarea constă în proba de îndoire a unei epruvete standardizateîncărcate cu un strat de sudură longitudinală. Drept criteriu de apreciere a comportării oţelului

poate fi folosit, după caz, unghiul de îndoire până la care nu apar fisuri sau unghiul de îndoire lacare epruveta se rupe.

4.6.1.5. Încercarea la încovoiere prin şoc pe epruvete încărcate cu sudură Pellini-Puzak (STAS 9261-73). Este o încercare de apreciere a comportării la sudare, cu o largă utilizare,încercarea constă în stabilirea temperaturii minime (temperatura NDT ), cu precizia de 5°C, la careo epruveta standardizată încărcată cu un strat de sudură, crestat la mijloc, nu se rupe prin şoc.Ruperea epruvetei, limitată de un opritor, se realizează prin lovire cu viteză mai mare de 5 m/s înurma căderii unui berbec de 25 ... 140 kg cu energie de cădere de 350 ... l 750 J.

Între NDT si t(35) există, cu precizia de ±11°C, următoarea corelaţie:

NDT = 0,128 t(35) + 12,3 (4.12)

4.6.2. Determinarea însuşirilor în Z.I.T.

4.6.2.1. Proba I.I.S. cu placă şi tehnologia etalon. Proba a fost propusă de InstitutulInternaţional de Sudură, încercarea constă în încărcarea cu un strat de sudură (folosind procedeulSM) a unei plăci etalon în condiţii bine definite şi tăierea din aceasta a unor epruvete cu ajutorul că-rora se determină duritatea sub cordon HV , rezilienţa KCV , unghiul de îndoire α,microstructura,prezenţa unor eventuale fisuri etc. Drept criterii de acceptare se folosesc: KCV>35J/cm2 şi α>20°, HV≥350 HV10 (condiţie necesară, însă nu suficientă ca să nu apară fisuri subcordon).Incercări asemănătoare sînt prevăzute si în alte normative .

4.6.2.2. Incercările cu simulatoare de cicluri termice. Se folosesc instalaţii speciale caresimulează pe probe speciale ciclurile termice şi starea de tensiuni la sudare în ZIT, stabilindu-se înfinal structurile şi caracteristicile mecanice ce ar apărea în ZIT la sudarea oţelurilor încercate.

4.6.3. Determinarea efectului factorilor fragilizanţi

Constituenţii structurali cu duritate ridicată şi lipsiţi de plasticitate, în special cei de călire,favorizează, în primul rând, fragilizarea îmbinărilor sudate. În consecinţă, o primă categorie de

22



criterii de apreciere a reducerii pericolului ruperii fragile ar fi: scăderea conţinutului de carbon,călibilitatea redusă a oţelului, duritatea sub cordon HM < 350 HV 10, scăderea temperaturii defragilizare tfr .

Înclinaţia spre fragilizare prin îmbătrânire se verifică prin metoda prevăzută în STAS 6774 -79.

În STAS 10882 - 77 sunt prevăzute trei încercări diferite pentru evidenţierea tendinţei defisurare la rece, încercări uzuale, aplicate şi în alte ţări: proba Tekken, pe sudură cap la cap, proba

CTS (recomandată de IIS) si proba pe sudare în cruce (folosită în S.U.A. şi alte tari din CE).Laaceste încercări, elementele componente ale probelor, confecţionate din table, se asamblează întîirigid prin cusături de prindere. După răcirea completă se realizează cusăturile de probă (cu

preîncălzire sau fără), care sunt supuse unor tensiuni bine definite, prin condiţiile de realizare a lor.După un timp îndelungat (24 ... 72 h) se cercetează dacă în cusăturile de probă au apărut fisuri.Simultan cu realizarea cusăturilor de probă se pot ridica ciclurile termice în ZIT, putându-se stabili,

pe această bază, corelaţia între vitezele de răcire în ZIT şi tendinţa de fisurare la rece. Dintre probele menţionate, proba CTS prezintă avantajul realizării simultane a două cusături cu grade deseveritate termică diferite.

4.6.4. Încercări asupra materialului depus

Sunt încercări mecanice executate pe epruvete prelevate din materialul depus prin procedeulSM în condiţiile reglementate în STAS 7356-80.

4.6.5. Încercări ale îmbinărilor sudate

Sunt standardizate pentru îmbinări sudate cap la cap prin topire, în STAS 5540-77, iar pentru îmbinări de colţ, în STAS 9976-74. La produse de răspundere se fac încercări mecanice,tehnologice şi metalurgice pe epruvete prelevate din adaosuri speciale sudate împreună cu produsul.

4.6.6. Încercări pe elemente sau pe fabricate finite

În cazul unor produse de mare răspundere sau în cazul unor cercetări se fac încercărispeciale, pe elemente componente sau chiar pe fabricatul finit, ce simulează condiţiile defuncţionare ale acestuia. Astfel de încercări sunt foarte costisitoare. Rezultatele lor se corelează curezultatele unor încercări mai simple şi mai puţin costisitoare, de obicei dintre cele menţionateanterior, care se folosesc în continuare ca probe curente de recepţie. În afară de avantajeleeconomice, corelările menţionate pot aduce corective valorilor caracteristicilor ce se prevăd înnormativele şi standardele corespunzătoare.

De remarcat că la sudare, mai mult poate ca în alte domenii, nu trebuie niciodată pus semnulegalităţii între rezultatele încercărilor de laborator şi comportarea în exploatare a construcţiei. Infiecare caz concret trebuie efectuată o analiză atentă, multilaterală.

4.7. ALEGEREA OŢELURILOR PENTRU CONSTRUCŢII SUDATE

La alegerea oţelurilor pentru construcţii sudate trebuie stabilite marca oţelului şi clasa decalitate.

Alegerea mărcii oţelului se face pe baza calculelor de rezistenţă la solicitări statice, dinamicesau de oboseală. Dacă la dimensionarea construcţiei se iau în consideraţie numai deformaţiileelastice (de exemplu, solicitarea la flambaj), se poate folosi un oţel de orice marcă.

Clasa de calitate se alege luând în consideraţie în primul rând pericolul ruperii fragile:temperatura de exploatare, grosimea materialului, caracteristicile constructive, mărimea defectelor etc. Metodologiile folosite în acest scop au la bază date experimental-statistice, de exemplu metoda

propusă de G. Bierette adoptată şi în STAS R 8542-79, sau cercetări mai aprofundate, de exemplu,

23



metoda Pellini-Puzak.Mecanica ruperii si încercările speciale, elaborate pe această bază, permit stabilirea unor

caracteristici mecanice ce pot fi luate în consideraţie la stabilirea pe bază de calcul a clasei decalitate a oţelului într-o construcţie dată. încercările sînt însă costisitoare si metodologiile de calcullaborioase si încă în curs de definitivare, depăşind cadrul prezentei lucrări.

4.7.1. Alegerea clasei de calitate a oţelurilor pentru construcţii sudate prin metodaSTAS 8542-79

Metoda recomandată în STAS R 8542-79 poate fi utilizată pentru alegerea clasei de calitatea oţelurilor de uz general pentru construcţii, STAS 500-80 (clasele l ... 4, v. tab. 4.2), folosite larealizarea de construcţii metalice, elemente de aparatură, etc. Clasa de calitate se alege în funcţie decoeficientul de periculozitate G=KSB (K este factorul constructiv, S — factorul de importanţă si B

— factorul de solicitare a construcţiei analizate), de temperatura de exploatare a construcţiei, degrosimea elementelor construcţiei si de tipul solicitării acesteia.

4.7.2. Alegerea clasei de calitate a oţelurilor pentru construcţiiprin metoda Pellini-Puzak

Metoda se aplică pentru alegerea clasei de calitate la oţelurile de uz general pentruconstrucţii, oţelurile destinate tablelor de cazane şi recipientelor sub presiune, oţelurile cu granulaţiefină, oţelurile termorezistente, oţelurile de ţevi etc., la care sunt definite prin standarde clase decalitate.

Fig. 4.17. Variaţiile rezistenţei la rupere, limitei de curgere şi

energiei de rupere KV, în funcţie de temperatură, pe probe cu şi fără defecte

24



În conformitate cu diagrama de principiu din figura 4.17, defectele prezente într-oconstrucţie afectează variaţia cu temperatura a rezistentei la tracţiune a materialului construcţiei Rm,dar nu afectează variaţia cu temperatura a limitei de curgere Rc. Intersecţia curbelor de variaţie cutemperatura a Rm şi Rc corespunde temperaturii NDT , temperatură la care materialul are capacitatede deformare nulă în prezenţa unui defect de o anumită dimensiune. Ea se deplasează spretemperaturi mai mari când creşte dimensiunea defectelor din material. Fascicolul de curbe devariaţie cu temperatura a Rm în prezenţa defectelor are ca limită curba CAT (Crack Arrest

Temperature), care dă valorile eforturilor unitare la care se produce oprirea ruperii fragile, aflate încurs de propagare, la o temperatură dată. Curbele de variaţie a rezistenţei de rupere în prezenţa unor defecte mici (curbele iniţierii ruperii) si curba CAT (curba opririi ruperii) determină condiţiile desolicitare si temperatura la care are loc iniţierea şi, respectiv, oprirea ruperii. Domeniul dintre acestecurbe corespunde condiţiilor în care propagarea ruperii este posibilă. Acest domeniu este împărţit decurba de variaţie a lui Rc cu temperatura în două zone: zona inferioară, corespunzătoare propagăriiinstabile, şi zona superioară, corespunzătoare propagării stabile a ruperii.

Temperatura FTE (Fracture Transition Elastic), egală cu NDT +33°C, corespundetemperaturii maxime pînă la care este posibilă propagarea instabilă a ruperii în regim de solicitareelastică.

Temperatura FTP (Fracture Transition Plastic), egală cu JVDT + 66°C, corespunde

temperaturii dincolo de care ruperea se produce în întregime ductil.În figura 4.18 este dată diagrama de analiză a ruperii Pellini-Puzak, adaptată rezolvării unor

probleme practice pentru grosimi sub 50 mm. Curbele b1, b2, b3, b4 descriu modul de variaţie cutemperatura a efortului unitar necesar iniţierii ruperii la dimensiunile defectului de 25; 200; 300 şi600 mm (variază invers proporţional cu rădăcina pătrată a dimensiunii defectului). Ruperea poate fiiniţiată, indiferent de lungimea defectului, dacă efortul unitar este sub 40 ... 60 N/mm2.

Pentru grosimea piesei de 150 ... 220 mm, Pellini a completat ulterior diagrama de analiză aruperii (fig. 4.19). Astfel abscisa (punctului FTE faţă de NDT se măreşte de la 33°C la 65°C, iar abscisa punctului FTP , de la 66°C la 110°C.

Fig. 4.18. Diagrama de analiză a ruperii

Fig. 4.19. Modificarea poziţiilor curbelor diagramei de analiză a ruperii înCazul pieselor cu grosimi mari (150 … 200 mm)

25



Pe diagramă sunt notate cu cifre punctele corespunzătoare unor situaţii practice: defecte mici l saumoderate 2 solicitate aproape de Rc, ori defecte foarte mari solicitate la efort unitar nominal 3/4 Rc,ori aproape de Rc /4.

La aprecierea defectelor într-o construcţie sudată trebuie avut în vedere că tensiunile interne pe o lăţime de (l ... 2) s în lungul cordoanelor de sudare pot înregistra valori apropiate de limita decurgere. De aceea, la construcţii ce nu se detensionează, pericolul de amorsare a ruperii serecomandă să fie echivalat cu un defect de (l .... 2) s. Discontinuităţile din zonele portante ale unei

construcţii (stuţuri, guri de vizitare etc.) trebuie considerate defecte de mărimi corespunzătoare di-mensiunii lor maxime.În cazul construcţiilor în care energia înmagazinată se menţine practic constantă în cursul

procesului de rupere (de exemplu, instalaţii pneumatice), tensiunile la vârful fisurii se menţinaproximativ constante în cursul propagării ruperii. Noţiunea de lungime de defect critic îşi pierdesensul. Pe lângă dimensionarea la propagarea ruperii trebuie luate măsuri suplimentare de evitare ainiţierii ruperii: controlul nedistructiv al îmbinărilor sudate si al MB, detensionarea după sudare aîntregii construcţii, probele de presiune etc.

Aplicaţii la alegerea oţelului pentru construcţii sudate

1) Conductă pentru produse lichide. Datele iniţiale: tensiunea nominală maximă în pereteleconductei 0,7 Rc; se admite în cordonul de sudură transversal (îmbinare cap la cap) o fisură de a=40mm; temperatura minimă de lucru +10°C.

Din diagrama Pellini (fig. 4.20) rezultă că pentru σ =0,7 Rc, a<40 mm ruperea fragilă nu seamorsează la NDT t ≥ . Deci trebuie ales un oţel pentru care ≤ NDT +10°C (se determină cuîncercarea Pellini, STAS 9261-73). Corespunde conform relaţiei (4.12) la C t 0

)35( 8,1−≤ , deci oţelde clasa de calitate 3.

Fig. 4.20. Diagrama Pellini pentru conductă Solicitată la 0,7 R c

2) Recipient tehnologic ce lucrează cu gaze necorosive. Datele iniţiale: gura de vizitare dediametru 800 mm; tensiunea nominală nu depăşeşte 0,4 Rc; grosimea de perete s=12 mm;temperatura de lucru 0°C.

Din diagrama Pellini (fig. 4.21) rezultă că datorită defectului de dimensiune peste 600 mm,curba de oprire a amorsării ruperii se suprapune peste curba de propagare a ruperii. Rezultă că la 0,4

Rc recipientul nu prezintă pericol de amorsare sau propagare a ruperii fragile la t>NDT + 15°C.Deci trebuie ales un oţel cu NDT≤-15°C, respectiv t (35) ≤-220C. Se poate accepta clasa de calitate4.

26



Fig. 4.21. Diagrama Pellini pentru recipient cu gură de vizitare de 800 mm, solicitat la 0,4 Rc

3) Recipient sferic pentru amoniac lichid. Datele iniţiale: gura de vizitare de diametru 450mm; temperatura minimă -32°C, la care presiunea interioară este practic nulă; temperatura maximă+10°C, la care tensiunea nominală nu depăşeşte 0,7 Rc; la - 15°C, tensiunea nominală nu depăşeşte40 N/mm2.

Ţinând seama de valoarea ridicată a energiei înmagazinate de recipient la + 10°C şi de

pericolul ce-1 prezintă conţinutul recipientului în cazul ruperii fragile, se adoptă criteriul opririi propagării ruperii. Din diagrama Pellini (fig. 4.22) rezultă că la 0,71 Rc condiţia de oprire a propagării ruperii este satisfăcută pentru t>NDT + 25°C. Cum t =10°C, rezultă că temperatura deductilitate nulă a oţelului trebuie să satisfacă condiţia NDT ≤-15°C, respectiv t(35)) ≤-22°C. Se

poate accepta clasa de calitate 4.

Fig. 4.22. Diagrama Pellini pentru recipient sferic pentru amoniac lichid solicitat la 0,7 Rc

În intervalul de +15°C ... -32°C, tensiunea nominală nu depăşeşte 40 N/mm2. În această

situaţie, conform diagramei Pellini, n eratura de exploatare, se recomandăverificarea valorii temperaturii de ductilitate nulă în intervalul —15°C ...

+10°C.

27

Documents

Bazele tehnologiei sudarii