1

Cuprins

1 Procedee de sudare MIG/MAG cu energie liniară mică ................................. 7

1.1 Sudarea MIG/MAG ................................................................................ 7

1.2 Modul de transefer la sudarea MIG/MAG .............................................. 9

1.3 Transferul prin scurtcircuit ................................................................... 12

1.4 Transferul cu metal rece CMT (Cold Metal Transfer) .......................... 14

1.5 Transferul prin tensiune superficială .................................................... 18

1.6 Transferul cu arc rece (ColdArc) .......................................................... 21

1.7 Transferul FastROOT ........................................................................... 23

1.8 Concluzii asupra procedeelor derivate din transferul short arc ............ 25

2 Stadiul actual al asamblării tablelor subţiri ................................................... 26

2.1 Generalităţi ............................................................................................ 26

2.1.1 Condiţii de notare şi livrare a tablelor zincate .................................. 26

2.2 Metode de îmbinare a tablelor zincate .................................................. 28

2.2.1 Sudarea prin presiune în puncte ........................................................ 28

2.2.2 Sudarea cu ultrasunete ...................................................................... 30

2.2.3 Sudarea cu fascicol laser ................................................................... 30

2.3 Metode de sudobrazare clasice pentru îmbinarea tablelor galvanizate . 33

2.3.1 Sudobrazarea cu oxigaz .................................................................... 33

2.3.2 Sudobarazarea MIG .......................................................................... 34

2.3.3 Sudobrazarea WIG ............................................................................ 35

2.3.4 Sudobrazarea cu laser ....................................................................... 35

2.4 Principalele probleme întâlnite la sudobrazarea tablelor zincate .......... 36

2.4.1 Mecanisme de fragilizare datorită zincului ....................................... 36

2.5 Îmbunătăţiri aduse prin procedeul CMT ............................................... 39

2.5.1 Limitarea temperaturi în zona îmbinării ........................................... 39

2.5.2 Păstrarea funcţiei anticorozive a zincului ......................................... 40

2.5.3 Producerea porilor ............................................................................. 40

2.5.4 Prezenţa produşilor de oxidare în zona de îmbinare ......................... 41

2.5.5 Limitarea deformaţiilor a îmbinărilor sudobrazate ........................... 41

2

2.5.6 Studiul comparativ MIG/MAG cu arc scurt şi CMT ........................ 42

3 Obiectivele tezei de doctorat ......................................................................... 49

3.1 Descrierea echipamentului pentru cercetarea experimentala ................ 51

3.2 Domeniul de cercetare .......................................................................... 54

4 Sudobrazarea tablelor zincate ....................................................................... 58

4.1 Optimizarea procedeului de sudobrazare a tablelor zincate.................. 58

4.1.1 Materiale utilizate ............................................................................. 60

4.1.2 Alegerea gazului de protecţie ............................................................ 61

4.1.3 Lungimea liberă şi unghiul de înclinare al capului de sudare ........... 61

4.1.4 Studiul umectării la sudobrazarea tablelor zincate ........................... 62

4.1.5 Studiul corecţiei desprinderii picăturii .............................................. 66

4.1.6 Studiul corecţiei lungimii arcului ...................................................... 71

4.1.7 Influenţa vitezei de sudare asupra vitezei de avans a sârmei ............ 73

4.1.8 Precizie şi factori de influenţă la masurarea stratului de zinc ........... 76

4.1.9 Programul STATWIN folosit pentru evaluarea statistică ................. 77

4.2 Condiţiile experimentale pentru realizarea optimizării sudobrazării .... 79

4.2.1 Optimizarea pentru tablă zincată de grosime 0,8 mm ....................... 80

4.2.2 Optimizarea pentru tablă zincată cu grosime de 1,0 mm .................. 81

4.2.3 Optimizarea pentru tablă zincată cu grosime de 1,5 mm .................. 83

4.2.4 Optimizarea pentru tablă zincată cu grosime de 0,7 ......................... 84

4.2.5 Sinteza generală a optimizării şi modelării în MATLAB ................. 86

4.3 Modelarea temperaturii la sudobrazarea CMT a tablelor zincate ......... 95

4.3.1 Modelarea contracţiei longitudinale ................................................. 97

4.3.2 Modelarea contracţiei transversale ................................................... 99

4.4 Măsurarea termografică în infraroşu pentru determinarea temperaturii

100

4.5 Determinarea dependenţei dintre energiei liniară şi lăţimea stratului

intermetalic 104

4.5.1 Încercări mecanice distructive ale îmbinărilor sudobrazate din table

suprapuse 111

4.5.2 Încercarea la tracţiune ale îmbinărilor sudobrazate cap la cap ....... 112

3

5 Program experimental la sudobrazarea CMT şi CMTP a tablelor subţiri din

oţel zincat cu aluminiul ................................................................................................... 115

5.1 Elemente generale ............................................................................... 115

5.2 Materialele de bază ............................................................................. 116

5.3 Stabilirea tipului de îmbinări disimilară şi a variantelor de sudobrazare

118

5.4 Determinarea dependenţei dintre energia liniară şi gosimea stratului de

difuzie a zincului ......................................................................................................... 124

5.5 Concluzii ............................................................................................. 128

6 Sudobrazarea cuprului cu aluminu .............................................................. 132

6.1 Probleme generale la îmbinarea cuprului cu aluminiu ....................... 132

6.2 Modificarea coeficientului de emisivitate a cuprului cu temperatura . 134

6.3 Sudobrazarea cupru - aluminiu fără strat intermediar ......................... 140

6.4 Studiul teoretic la sudobrazare cu strat intermediar de Ni .................. 144

6.5 Determinarea parametrilor optimi de sudobrazare pentru îmbinările Cu-

Al cu strat intermediar de nichel ................................................................................. 145

6.6 Dependenţa dintre grosimea stratului intermetalic şi rezistenţa la rupere

pentru un strat de 20 şi 40 m de nichel ..................................................................... 160

7 Concluzii generale, contribuţii personale şi modalităţi de valorificare a

rezultatelor 164

7.1 Concluzii generale .............................................................................. 164

7.2 Contribuţii personale ........................................................................... 170

7.3 Modalităţi de valorificare a rezultatelor .............................................. 171

4

Introducere

Lucrare de faţă se numeşte „Optimizarea procesului de sudobrazare MAG - CMT

a tablelor subţiri disimilare” şi tratează unele aspecte experimentale ale optimizării

statistice a procesului de sudobrazare a tablelor cu grosime sub 1,5mm. Lucrarea s-a

realizat în urma participării în cadrul proiectului pe nucleu PN-09-16010 din 2009

„Cercetarea procesului de sodobrazare cu arcului electric în mediul de gaz protector,

Adaptarea instalaţiei pentru sudobrazare”.

Procedeul de sudobrazare în mediu de gaz protector cu energie liniară mică

MIG/MAG – CMT (Cold Metal Transfer) este considerat un punct de referinţă în

realizare îmbinări prin topire a tablelor subţiri din materiale disimilare cu material de

adaos cu temperatură de topire mai mică faţă de materialul de bază şi execuţia unor

construcţii sudate complexe din tablă sub 1,5 mm.

În contextul actual al dezvoltării procedeelor de îmbinare prin topire teza este

axată pe următoarele direcţii:

1. Optimizarea procedeului de sudobrazare a tablelor din oţel nealiat acoperit cu

zinc cu rezistenţă mare la coroziune (utilizate în special pentru realizarea caroseriiilor

auto) şi prin determinarea experimentală a parametrilor necesari la sudobrazare cu

material de adaos cu temperatură de topire mai mică decât temperatura de topire a

materialului de bază.

2 Determinarea experimentală a parametrilor tehnologici şi proprietăţilor

mecanice ale îmbinărilor disimilare table din oţel nealiat zincate cu aluminiu.

3. Studiul proprietăţilor mecanice şi al stratului intermetalic format la

sudobrazarea cuprului cu aluminiu cu strat intermediar de nichel şi zinc.

Teza de doctorat este structurată în şapte capitole:

În primul capitol „Procedee de sudare MIG/MAG cu energie liniară mică”

este prezentat procedeul de sudare MIG/MAG, moduri de transfer la sudarea MIG/MAG,

descrierea detailată a procedeelor CMT, STT şi ColdArc derivate din transferul cu arc

scurt (shortarc).

5

În capitolul al doilea „Stadiul actual al tehnologiilor de îmbinare a tablelor

zincate”prezintă stadiul actual al asamblării tablelor zincate subţiri, metode de îmbinare a

tablelor zincate şi metode de sudobrazare clasice pentru îmbinarea tablelor galvanizate

subţiri cu grosime mai mică de 1,5 mm. Sunt prezentate problemele apărute la

sudobrazarea tablelor zincate. Prezentarea procedeelui de zincare prin imersie la cald,

mecanismele de fragilizare la structurile sudate galvanizate la cald după sudare şi

probleme luate în vedere în cadrul studiului.

În capitolul al treilea sunt prezentate „Obiectivele tezei” care ţine cont de

tendinţela actuale de îmbinarea a tablelor subţiri şi îmbinarea cu procedee termice a

materialelor disimilare.

În capitolul al patrulea „Sudobrazarea tablelor zincate” este prezentat un

program experimental care cuprinde îmbinări realiazate prin sudobrazare CMT a unor

table DX51D+Z EN 10327:2004 obţinută prin imersie la cald cu grosime de 0,7;0,8;1,0 şi

1,5mm precum şi caracterizare îmbinărilor sudobrazate. Sunt prezentaţi parametri de

sudobrazare, rezultatele programului experimental şi modelarea matematică în Matlab

pentru funcţia liniară obţinută, precum şi interpretarea acestora: macrostructuri,

măsurători ale temperaturii perpendicular pe linia de îmbinare, la diferite distanţe faţă de

începutul sudurii şi graficele de variaţie eferente, diagrame pentru evoluţia temperaturii în

timpul procesului de sudobrazare, utilizând termografia în infraroşu şi încercări la

tracţiune statică. Modelarea în Matlab a funcţiei de optimiare, a câmpului termic,

compararea cu datele obţinute experimental, şi a deformaţiilor longitudinale şi

tranversale.

Mai sunt prezentate instalaţia de sudare (schema bloc) împreună cu instalaţia de

achiziţii date, ca etapă preliminară de realizare a optimizării a fost folosirea unui sistem

de achiziţii date tipul μQAS dotat cu software-ul de specialitate WeldQAS. Aparat de

măsură LEPTOSKOP cu sondă combinată încorporată, care includ ambele princiipi de

măsurare, magnetoinductiv şi prin curenţi turbionari pentru măsurarea straturilor

(stratului de zinc în cazul de faţă) dotat cu software-ul de specialitate STATWIN de

înregistrare şi evaluare statistică a grosimilor măsurate. În cadrul cercetării s-a mai folosit

o cameră termovizuală de măsurare a temperaturilor dotată cu un soft ThermaCAM

6

Researcher Professional 2.8 SR 2 pentru măsurarea temperaturilor atât longitudinal cât şi

transversal cordonului de sudare.

În capitolul al cincelea „Program experimental la sudobrazarea CMT şi

CMTP a tablelor subţiri din oţel zincat cu aluminiul” s-au relizat probe experimentale

şi detrminări analitice pentru determinarea geometriei şi proprietăţilor stratului

intermetalic format la îmbinarea tablelor zincate cu aluminiu.

În capitolul al şaselea „Sudobrazarea cuprului cu aluminu” este dedicat

studiului teoretic cercetării experimentale în vederea determinări parametrilor optimi de

îmbinare prin sudobrazare a cuprului cu aluminiu cu sau fără strat tampon. S-a investigat

influenţa energiei liniare asupra rezistenţei la rupere şi grosimii stratului intermetalic.

În capitolul al şaptelea „Concluzii generale, contribuţii personale şi

modalităţi de valorificare a rezultatelor”sunt prezentate cuncluzile finale şi

contribuţiile aduse de autor în urma activităţii desfăşurată în cadrul acestei teze.

În final doresc să-i aduc multumiri distinsului profesor dr. Ing. Dorin Dehelean

pentru îndrumarea profesională şi de înaltă competenţă ştiinţifică acordată, pentru

ajutorul acordat, pentru aprecierile şi căldura sufletească, primite pe parcursul stadiului

doctoral, fără de care nu aş fi început şi finalizat teza.

Alese multumiri, adreses membrilor comisiei de doctorat, domnului preşedinte,

prof. dr. Ing. Nu STIU, şeful catedrei de sudură din Timişoara, prof. dr. Ing. NU STIU, de

la Facultatea din Galaţi, prof. dr.ing. Nu STIU din Braşov.

În mod deosebit, doresc să aduc multumiri, colectivului din ISIM cu care am

lucrat şi cu care am învăţat: EWE. Sorin Drăgoi, ing. Lucian Drăguţ, ing. Toma Cristian,

ing. Victor Verbiţchi şi sudorului Mircea Grecu.

Aduc călduroase multumiri şi colegilor mei, de la Universitatea „Aurel Vlaicu”

din Arad, care au fost todeauna alături de mine, în domeniul specific de competenţă: prof.

Dr. Ing. Doina Mortoiu, prof. Dr.ing. Tusz Francisc, prof. Dr. Ing. Copaci Ion şi sl. Ing.

Gheorghe Huţiu.

În final multumesc familiei mele pentru ataşamentul, susţinerea, înţelegerea şi

ajutorul acordat neîncetat.

Ing. Elena Stela Muncuţ

7

CAPITOLUL 1

1 Procedee de sudare MIG/MAG cu energie liniară mică

1.1 Sudarea MIG/MAG

Sudarea MIG/MAG este un procedeu de sudare prin topire cu arcul electric la care

se utilizează ca materiale de sudare sârma electrod şi gazul de protecţie.

La acest procedeu arcul electric arde între sârma electrod şi materialul de bază,

produce topirea acestora formând baia de metal topit. Baia topită şi arcul electric sunt

protejate cu ajutorul gazului de protecţie adus în zona arcului prin diuza de gaz. Sârma

electrod este introdusă în arcul electric prin tubul de ghidare cu viteză de avans constantă

de către sistemul de avans prin derularea de pe o bobina. Alimentarea arcului se face prin

diuza de contact de la sursa de curent continuu. Tubul de ghidare, cablul de alimentare cu

curent şi furtunul de gaz sunt montate într-un tub flexibil, [1].

Materialele de sudare utilizate la sudarea MIG/MAG sunt sârma electrod care se

alege în funcţie de materialul de bază şi gazul de protecţie care poate fi un gaz inert

(argon, heliu) sau activ (dioxidul de carbon).

Sârma electrod se alege în funcţie de compoziţia chimică a materialului de bază

care se sudează şi de gazul de protecţie utilizat, [2]. Clasificarea sârmelor electrod şi a

materialului depus prin sudare în mediu de gaz protector cu electrod fuzibil pentru oţeluri

nealiate şi cu granulaţie fină este prezentată în SR EN 440.

În continuare se prezintă proprietăţile principalelor gaze (tabelul 1.1) utilizate la

sudare MIG/MAG - date necesare pentru a înţelege acţiunile şi efectele pe care acestea le

au în procesul de sudare.

Argonul este un gaz uşor ionizabil. Este un gaz de bază pentru toate gazele de

protecţie, asigură un arc stabil şi liniştit la sudarea MIG şi WIG. Deoarece are o

conductibilitate a căldurii relativ mică, asigură o pătrundere mare la sudarea cu arc în

mediu de gaz protector.

8

Tabelul 1.1. Proprietăţile gazelor de protecţie

Tipul gazului Simbolul

chimic

Densitatea la

presiunea de 1

bar

[kg/m3]

Densitate

relativă la aer

(=1)

150C, 1bar

Punct de

fierbere la

1,013 bar

[0C]

Comportament la

sudare

Argon Ar 1,669 1,37 -185,9 inert

Heliu He 0,167 0,14 -268,9 inert

Dioxid de carbon CO2 1,849 1,44 -78,5 oxidant

Oxigen O2 1,337 1,04 -183 oxidant

Azot N2 1,170 0,91 -195,8 Reactivitate scăzută

Hidrogen H2 0,085 0,06 -252,9 Reducător

În comparaţie cu argonul, heliul are o conductibilitatate termică mai mare.

Potenţialul de ionizare este mai ridicat în comparaţie cu argonul, iar acest lucru are ca

efect o tensiune mai mare a arcului electric în heliu decât în argon.

Prin urmare, baia de sudare este mai fierbinte în cazul utilizării heliului, mai

fluidă şi este mai bine degazată. Heliul (pur sau în amestecuri de gaze până la 80% argon)

este recomandat pentru sudarea materialelor cu conductibilitate termică mare ca:

aluminiu şi cupru. El permite viteze de sudare ridicate.

Bioxidul de carbon are, de asemenea, o conductivitate termică mare, şi este

disociat în spaţiul arcului electric prin ionizare rezultând oxigen. Oxigenul, conţinut în

gazele de amestec, asigură o pătrundere mare, efectul de curaţire este mai bun şi reduce

formarea de stropi. Bioxidul de carbon se foloseşte ca atare, sau ca şi component în

amestecuri de gaze (cel mai cunoscut amestec de gaz fiind M21 cu 18 % CO2 rest argon).

La sudarea MAG cu diferite gaze de protecţie, este necesar să se ţină seama de

diferitele tensiuni de disociere ale gazelor de protecţie folosite.

Oxigenul este utilizat în procente reduse (de exemplu 4 - 12 % O2, rest argon) ca

gaz de protecţie, în amestec cu argonul la sudarea MAG-M. Oxigenul (în forme libere sau

legate, cum ar fi CO2) scade tensiunea superficială a picăturii şi conduce la un transfer fin

al picăturii de metal topit.

Hidrogenul are o înaltă conductibilitate termică, similară cu cea a heliului.

Hidrogenul molecular disociat şi ionizat în arc, se recombină în H2 la atingerea piesei reci

cu eliberare de caldură (asemănator cu alte gaze de protecţie). Hidrogenul în amestec cu

9

argonul se poate folosi la sudarea MAG a oţelurilor înalt aliate. În cazul oţelurilor

nealiate şi slab aliate, hidrogenul poate forma formaţiuni tip “ochi de peşte” din cauza

fragilizării produse de hidrogen. Hidrogenul este, de asemenea, folosit pentru protecţia

rădăcinii.

1.2 Modul de transefer la sudarea MIG/MAG

Calitatea procesului de sudare MIG/MAG este influenţată în mod semnificativ de

felul în care se efectuează transferul de material în spaţiul arcului electric de la sârma de

sudare la piesa de îmbinat. Modul de transfer este determinat de forţele ce acţionează

asupra capătului sârmei, prezentate în figura 1.1. [1].

Figura 1.1 Forţele care acţionează la transferul picăturii [1]

În figura 1.1 s-au făcut următoarele notaţii:

1 – forţa electromagnetică Fem (forţa pinch Fp)

2 – forţa tensiunii superficiale F

3 – forţa gravitaţională

4 – forţa de reacţie anodică Fan

5 – forţa jetului de plasmă Fj

6 – forţa electrodinamică Fed.

10

Dintre aceste forţe influenţa cea mai mare o au forţa electromagnetica şi tensiunea

superficială. Forţa electromagnetica (forţa Pinch) este practic proporţională cu pătratul

curentului de sudare, cu cresterea acestuia având loc micşorarea diametrului picăturii. În

cazul unei tensiuni superficiale mari, specifice sudării în gaz inert cu sârme cu suprafeţe

metalic curate, fără oxizi, vor rezulta picături de material topit de dimensiuni mari. Dacă

gazul de protecţie are caracter oxidant (prin adăugarea CO2 sau O2) pe suprafaţa sârmei se

vor produce insule de oxizi, tensiunea superficială scăzând, ceea ce are ca efect

producerea unor picături mai fine şi în număr mai mare.

La sudarea MAG clasică se întâlnesc următoarele moduri de transfer:

- transferul prin scurtcircuit

- transferul prin pulverizare

- transferul globular

- transferul intermediar

- transferul în curent pulsat.

La curenţi de sudare de intensitate redusă transferul are loc prin scurtcircuit sau

„cu arc scurt”, indiferent de gazul de protecţie utilizat. Baia topită are un volum redus,

trecerea materialului prin arcul electric făcându-se cu un număr redus de stropi la o

frecvenţa a scurtcircuitelor de cca 20-120 Hz, [3]. Acest tip de transfer se foloseşte la

sudarea tablelor subţiri, la sudarea în poziţie şi la sudarea stratului de rădăcină.

La creşterea curentului de sudare (valori medii) transferul de material se face cu

picături mari, parţial în scurtcircuit. Aceasta zonă de operare se numeste cu „arc

intermediar”. Datorită stropirilor care apar este recomandabilă evitarea operării în zona

arcului intermediar.

La curenţi de sudare mai mari comportarea arcului electric este diferită, în funcţie

de tipul gazului de protecţie.

Astfel, în cazul sudării în CO2 transferul de material se face cu picături mari, cu

scurtcircuite frecvente, cu o degajare masivă de stropi. Acest mod de transfer este

denumit „globular” sau „cu arc lung”.

Dacă se sudează în mediu de argon sau amestecuri bogate în argon (peste 80%

Ar) transferul prin arc se efectuează prin pulverizare, fără scurtcircuite, cu picături fine şi

un număr redus de stropi. Cu creşterea curentului de sudare mărimea picăturilor scade, ca

11

urmare a creşterii forţei electromagnetice (Pinch). Acesta este modul de transfer „prin

pulverizare” (sau cu arc spray).

În cazul unor curenţi de sudare de intensitate foarte mare se produce o rotire a

arcului electric şi transferul devine „rotitor”. În acest caz sunt necesare pentru asigurarea

unui proces de sudare stabil amestecuri speciale de gaze (conţinând Ar, adaosuri de CO2

şi O2), [4].

Dacă sudarea are loc în impulsuri, situaţie ce impune utilizarea unui gaz de

protecţie inert (sau a unui amestec de gaze conţînând peste 80% argon), transferul de

material are loc „prin impulsuri”, în mod uniform, fără scurtcircuite, indiferent de

valoarea curentului de sudare. Detaşarea picăturii de sârmă se efectuează controlat (de

regulă, o picătură pe impuls). În acest caz, cantitatea de stropi este minimală,[5].

În cadrul tezei de doctorat interesează domeniul sudării cu energie redusă, ceea ce

presupune utilizarea unor curenţi mici, specifici domeniului transferului prin scurtcircuit.

De aceea, se detaliază într-un paragraf special problematica specifică acestui mod de

transfer.

Cercetările recente în domeniul sudării MIG/MAG au ca principal scop creşterea

productivităţii procesului de sudare, mai ales în cazul îmbinării tablelor de grosime mai

mare sau a îmbinărilor de lungime mare, respectiv îmbunătăţirea controlului pătrunderii

la sudarea tablelor subţiri şi la sudarea stratului de rădăcină, [4].

Pentru creşterea productivităţii procesului de sudare s-au avut în vedere

- optimizarea compoziţiei gazului de protecţie

- dezvoltarea unor noi forme de undă pentru variaţia curentului de sudare şi a unor

surse de curent mai eficiente

- controlul parametrilor de sudare.

Cercetarile din ultimii 20 ani în aceste direcţii au condus la dezvoltarea unor

variante ale procedeului de sudare MIG/MAG şi anume sudarea TIME, sudarea

RapidArc, sudarea RapidMelt,[4].

O problemă specifică apare însă la îmbinarea pieselor cu grosime redusă la care

problema calităţii sudurii poate să devină critică, mai ales în condiţiile în care se

urmăreşte o productivitate ridicată. Calitatea sudurii în acest caz este dependentă în mod

direct de controlul formei sudurii. O soluţie favorabilă pentru a asigura un control al

12

formei sudurii, mai ales la sudarea tablelor subţiri şi la sudarea în poziţie, este sudarea în

impulsuri [6]. Pornind de la acest mod de sudare au fost dezvoltate recent o serie de noi

procedee de sudare MIG/MAG cu energie redusă cu transfer controlat al materialului la

sudare, procedee care sunt luate în considerare în cadrul tezei de doctorat, [7].

1.3 Transferul prin scurtcircuit

Transferul prin scurtcircuit sau prin arc scurt („short arc”) presupune

scurtcircuitarea arcului electric de către picătura de metal topit formată în vârful sârmei

electrod cu o anumită frecvenţă. [8]

Figura 1.2 Diagrama transferului prin scurtcircuit[8]

Etapele de desfăşurare a acestui mod de transfer prezentate în figura 1.2 sunt

următoarele, [8]:

a) sub acţiunea arcului electric amorsat între sârma electrod şi piesă are loc

topirea vârfului sârmei

b) metalul topit se acumulează în vârful sârmei sub acţiunea tensiunii

superficiale specifică materialului

c) acumularea duce la creşterea picăturii dpde

d) datorită arcului de lungime mică picătura atinge baia formând o punte de

metal topit

e) ca urmare a scurtcircuitului produs are loc creşterea curentului la valori foarte

mari, având ca efect creşterea forţei „pinch” care realizează ştrangularea

picăturii,

13

f) se produce creşterea densităţii de curent şi o încălzire puternică prin efectul

Joule,

g) are loc vaporizarea punţii de legătură.

h) arcul electric se restabileşte şi procesul se reia de la capăt

i) în continuare, procesul se repetă

Transferul prin scurtcircuit se caracterizează prin urmatoarele :

- puteri reduse ale arcului electric (Ia, Ua, la reduse)

- rată de depunere mică

- energie liniară relativ mică

- transferul picăturii nu este condiţionat de gazul de protecţie utilizat

- transferul nu este condiţionat de polaritatea curentului

La transferul prin scurtcircuit o dată cu creşterea curentului de sudare creşte

numărul de scurtcircuite.

În momentul producerii scurtcircuitului are loc o creştere rapidă a curentului de

sudare ceea ce conduce la o oarecare instabilitate a procesului de sudare şi la producerea

unor stropi de material. În principiu, se pot produce două tipuri de stropiri: stropiri din

vârful sârmei electrod şi stropiri din baia metalică. Aceste stropiri sunt cauzate mai ales

de scurtcircuitele care apar între picătura de metal şi baia topită.

Introducerea unei inductivităţi în circuitul de sudare reduce viteza de creştere a

curentului în faza de scurtcircuit, ceea ce are efecte favorabile prin reducerea stropirii de

material topit. O inductivitate de valoare mare măreşte însă durata procesului de

amorsare, ceea ce reprezintă un element negativ. Un efect favorabil asupra reducerii

stropirilor îl poate avea, în anumite limite, utilizarea unor amestecuri de gaze bogate în

argon şi reducerea tensiunii arcului, [9].

O altă problemă care poate să apară în cazul transferului prin scurtcircuit este

legată de siguranţa în care se asigură realizarea pătrunderii sudurii, mai ales la realizarea

rădăcinii sau la sudarea în poziţie.

Transferul prin scurtcircuit se utilizează la sudarea tablelor subţiri, sudarea

stratului de rădăcină în cazul îmbinării în mai multe straturi, respectiv la sudarea în poziţii

dificile (vertical ascendent, peste cap), [10].

14

Pentru a reduce sau chiar evita efectele negative ce apar la transferul clasic prin

scurtcircuit, efecte menţionate anterior, în urma unor cercetări recente (după anul 2000)

au fost dezvoltate o serie de variante ale sudării MAG cu transfer în scurtcircuit. Aceste

noi variante de procedee de sudare MAG derivate din sudarea clasică sunt următoarele:

- sudarea cu „transfer cu metal rece Cold Metal Transfer”, notată sudarea

CMT, [11,12,13,14]

- sudarea cu transfer prin tensiune superficială (Surface Tension Transfer,

notata STT), [15]

- sudarea cu transfer „ cu arc rece ColdArc” [16]

- sudarea cu transfer „rapid FastRoot” [4].

În continuare se prezintă elementele principale ale transferului CMT, STT,

ColdArc şi FastRoot.

1.4 Transferul cu metal rece CMT (Cold Metal Transfer)

Procedeul de sudare CMT este un procedeu derivat din procedeul cu arc scurt. La

acest procedeu în momentul producerii scurtcircuitului se comandă retragerea mecanică a

sârmei, ceea ce are ca efect întreruperea arcului electric. Întreruperea mecanică a

curentului de sudare duce la formarea unui curent de inducţie care ajută la reaprinderea

arcului. La acest procedeu intensitatea curentului de sudarea în momentul scurtcircutului

este redusă, lucru care face să nu existe stropi, [11].

Comparativ, în cazul procesului de sudare convenţional cu arc scurt, sârma este

împinsă în baie continuu. În momentul scurt circuitului, curentul creşte puternic şi duce la

întreruperea circuitului. Intensitate mare a curentului în momentul reaprinderii şi

întreruperii circuitului este responsabilă de apariţia stropilor.[12]

La procedeul CMT „transfer de metal cu energie liniară mică” sârma nu este

mişcată doar în direcţia piesei de lucru, ci este retrasă periodic printr-o mişcare oscilatorie

cu o frecvenţă de pana la 70 Hz. Modificarea în timp a valorii curentului şi tensiunii este

prezentată în figura 1.3.

15

Figura 1.3 Variaţia în timp a curentului şi tensiunii la procesul CMT[13]

Etapele transferului CMT sunt prezentate în figura 1.4, [14]:

Figura 1.4 Modul de transfer la procedeul CMT[14]

1. sursa furnizează curentul de sudare şi tensiunea arcului Ua, în funcţie de

necesităţile tehnologice impuse de aplicaţia dată.

2. sub acţiunea căldurii arcului are loc topirea vârfului sârmei electrod cu

formarea picăturii de metal, respectiv topirea piesei cu formarea băii metalice.

3. picătura de metal atinge, prin creşterea dimensiuni baia topită într-un

punct. Curentul scade şi se crează o punte care uneşte vârful sârmei cu baia topită.

Contactul punctiform iniţial se transformă într-un contact ferm pe suprafaţă, de secţiune

circulară.

4. curentul sursei creşte brusc la o valoare bine precizată, după care are o

creştere liniară cu o pantă de înclinaţie dată. Tensiunea dintre sârmă şi piesă, la început,

are de asemenea o creştere bruscă, urmată de o creştere liniară cu o anumită pantă şi apoi

de o creştere exponenţială. Creşterea exponenţială a tensiunii pe această porţiune nu este

comandată de sursă pentru un anumit scop, ci este rezultatul creşterii rezistivităţii punţii

de metal topit, datorită creşterii temperaturii acesteia prin efectul Joule, cât şi a subţierii

16

acesteia sub acţiunea forţelor „pinch”. Cele două fenomene determină creşterea

rezistenţei circuitului pe porţiunea cilindrului de metal cu temperatura aproape de timpul

de topire, ceea ce conduce la creşterea exponenţială a căderii de tensiune pe această

porţiune de circuit.

5. microprocesorul face derivata semnalului dUs/dt în faza finală a perioadei

şi în momentul în care aceasta atinge o valoare de prag bine definită, care corespunde

fizic cu subţierea cilindrului de metal şi formarea unei punţi foarte înguste (de ordinul

zecimilor de mm) aproape de momentul vaporizării şi ruperii (expulzării), comandă să

retragerea sârmei din baie făcând să scadă curentul la valoarea de 0A.

6. urmează creşterea bruscă a curentului datorită inducţiei electomagnetice.

Sub acţiunea forţei de refulare a arcului (forţa jetului de plasmă) şi a forţei de reacţiune

datorată îndepărtării vârfului de picătură, ea este apăsată înspre baie mărind brusc distanţa

dintre vârful sârmei şi baia metalică şi evitând scurtcircuitele incipiente datorită oscilaţiei

băii.

7. curentul, comandat de sursă, scade logaritmic la valoarea IS. Acest mod de

scădere a curentului are un efect de micşorare a oscilaţiilor băii metalice care ar putea

produce scurtcircuite incipiente înainte de formarea picăturii producându-se stropiri

necontrolate. În acest moment servomotorul comandă înaintarea sârmei în baie.

Avantajele procedeului CMT sunt următoarele:

- reducerea stropilor datorită controlului curentului de scurtcircuit care este

menţinut la o valoare redusă prin retragerea sârmei, respectiv a controlului curentului de

reamorsare a arcului care este, de asemenea, de valoare scazuta; aceasta are ca efect

eliminarea necesitatii prelucrarii dupa sudare a imbinarii si, ca atare, reducerea duratei si

costului operatiilor de sudare [12]

- controlul precis al lungimii arcului care este ajustată mecanic după fiecare

scurtcircuit spre deosebire de sudarea clasică la care se foloseşte ca element de control

tensiunea arcului. În realitate însă tensiune arcului depinde şi de alţi factori ca: nivelul de

curăţare a suprafeţei (oxizi, grăsimi), ceea ce face ca soluţia controlului lungimii arcului

doar prin raportare la tensiunea acestuia sa nu fie precis. La sudarea CMT lungimea

arcului este menţinută constantă în raport cu baia topită şi nu se schimbă pentru viteze de

17

sudare diferite. Pentru control se foloseste un parametru specific, denumit „factor de

corecţie al lungimii arcului”. Reglarea lungimii arcului se face practic cu frecvenţa de

oscilaţie a sârmei (cca 70 Hz), adică de cca 70 ori/s.

- realizarea de îmbinării a materialelor folosind un proces de sudobrazare în

condiţiile utilizării unei energii liniare, respectiv a unei încălziri reduse a materialului,

[11].

- posibilitatea de combinare a transferului CMT cu un transfer în impulsuri, prin

controlul digital al sursei, având ca rezultat formarea unui tip special de transfer şi anume

transferul cu metal rece în impulsuri CMTP (cold metal transfer puls). Acesta constă în

producerea unui curent în impulsuri în momentul întreruperii curentului de scurt circuit.

În figura 1.5 se arată influenţa suprapunerii unor impulsuri (de la 1 la 7 impulsuri) asupra

formei sudurii, [13]. Ca efect al impulsurilor de curent se produce modificarea pătrunderii

care se mareşte şi face posibilă sudarea fără utilizarea unui suport la rădăcină, [14].

Figura 1.5 Modificarea pătrunderii prin alternarea CMTP şi transferul în impulsuri

[13]

Dezavantajele procedeului CMT sunt:

- valoarea curentului de sudare la care este posibilă utilizarea transferului CMT

este limitată superior, procedeul fiind interesant doar pentru îmbinarea tablelor subţiri

- este necesară utilizarea unui echipament de sudare cu invertor special, un

dispozitiv suplimentar şi un servomotor, ultraperformant şi inerţie foarte mică,

echipament care este scump.

- echipamentul de sudare poate fi utilizat doar pentru operaţii de sudare care

necesita o putere mică şi, implicit, căldura introdusă de valoare scăzută, ceea ce are ca

efect folosirea în condiţii limitate a acestuia, [11]. Spre deosebire de această situaţie un

18

echipament de sudare MAG clasică poate fi utilizat pentru o gama foarte larga de

aplicaţii.

Materiale de bază care pot fi îmbinate cu acest procedeu CMT sunt: oţeluri carbon

nealiate şi slab aliate zincate, aliaje ale nichelului, magneziu, cupru, aluminiu, îmbinări

între oţel şi aluminiu, îmbinări între oţel şi fontă, [13].

Gaze utilizate la sudarea cu procedeul CMT sunt: dioxidul de carbon 2CO la

sudarea oţelurilor carbon nealiate, amestec argon Ar cu 2CO la sudarea oţelurilor

inoxidabile, Ar la sudarea metalelor neferoase.

1.5 Transferul prin tensiune superficială

În cazul transferului prin tensiune superficială (STT) se modifică modul de

formare şi detaşare a picăturii de metal topit din vârful sârmei elactrod prin modificarea

programată a parametrilor tehnologici principali de sudare – curent prin arc şi tensiunea

de sudare. În timpul procesului de sudare se modifică şi forma caracteristicii externe a

sursei de sudare care la sudarea MAG clasică este rigidă. În acest caz, în funcţie de

cerinţele procesului, caracteristica sursei se modifică de la o caracteristică rigidă la o

caracteristica căzătoare, respectiv brusc căzătoare, [15].

În figura 1.6 se prezintă etapele procesului de transfer prin tensiune superficială

corelate cu modul de variaţie în timp a tensiunii arcului electric şi a curentului de sudare,

[15].

19

Figura 1.6 Diagrama IS-Ua=f(t) [5]

Transferul STT cuprinde următoarele etape:

a. To – T1 sursa furnizează curentul de sudare şi tensiunea arcului Ua în funcţie de

necesităţile tehnologice impuse de aplicaţia dată. Sub acţiunea căldurii arcului are loc

topirea vârfului sârmei electrod cu formarea picăturii de metal, respectiv topirea

piesei cu formarea băii metalice.

b. În momentul T1 picătura de metal atinge, prin creşterea dimensiuni baia topită într-

un punct. Un sesizor de tensiune furnizează un semnal care comandă, în acest

moment, sursa. Curentul scade timp suficient ca sub acţiunea tensiunii superficiale

care transformă picătura de metal topit într-un cilindru, ca o punte, şi uneşte vârful

sârmei cu baia topită. Astfel contactul punctiform iniţial se transformă într-un contact

ferm pe suprafaţă, de secţiune circulară.

c. În momentul T2 curentul sursei creşte brusc la o valoare bine precizată, după care

are o creştere liniară cu o pantă de înclinaţie dată. Tensiunea dintre sârmă şi piesă, la

început, are de asemenea o creştere bruscă, urmată de o creştere liniară cu o anumită

pantă şi apoi de o creştere exponenţială. Cele două fenomene determină creşterea

rezistenţei circuitului pe porţiunea cilindrului de metal topit, ceea ce conduce la

creşterea exponenţială a căderii de tensiune pe această porţiune de circuit.

20

d. Microprocesorul face derivata semnalului dUs/dt în faza finală a perioadei T2 – T3

şi în momentul în care aceasta atinge o valoare de prag bine definită, care corespunde

fizic cu subţierea cilindrului de metal şi formarea unei punţi foarte înguste (de ordinul

zecimilor de mm), aproape de momentul vaporizării şi ruperii (expulzării), comandă

din nou sursa scăderea curentul la o valoare redusa (cca 10A), corespunzator

momentului T3.

e. În momentul T4 are loc ruperea punţii la o valoare a curentului foarte mică evitând

vaporizarea punţii şi împingerea picăturii, sub efectul forţei electrodinamice, cu

acceleraţie mare în baia metalică, fenomen răspunzător de producerea stropilor de

material din baie. Prin urmare, ruperea punţii are loc sub acţiunea forţei de tensiune

superficială ce ţine picătura la vârful sârmei şi care este mult mai mică în această

fază. Astfel, picătura desprinsă din vârful sârmei formează pe suprafaţa băii o mică

cantitate de material topit.

f. În momentul T5 sursa comandă din nou creşterea bruscă a curentului la valoarea

unui curent de puls Ip (peste 400 A) prin creşterea tensiunii sursei. Sub acţiunea forţei

de refulare a arcului (forţa jetului de plasmă) picătura este apăsată (deformată) înspre

baie mărind brusc distanţa dintre vârful sârmei şi baia metalică şi evitând astfel

scurtcircuitele incipiente datorită oscilaţiei băii. Sub acţiunea tensiunii superficiale

picătura este absorbită în baia metalică, fără stropiri. Această fază a transferului de

metal poartă denumirea sugestivă de „plasmă intensificată”.

g. În timpul T6 – T7 curentul, comandat de sursă, scade logaritmic la valoarea IS.

Acest mod de scădere a curentului are un efect de reducere a oscilaţiilor băii metalice,

care ar putea produce scurtcircuite incipiente înainte de formarea picăturii

producându-se stropiri necontrolate.

Avantajele transferului STT sunt urmatoarele:

- reducerea substanţială a stropilor, eliminarea manoperei de îndepărtare a

stropilor de pe piesă, duză de gaz, etc.

- la utilizarea dioxidului de carbon 100% ca şi gaz de protecţie: geometrie

foarte bună a cusăturii, pătrundere sigură, reducerea pericolului de formare a

porilor în cusătură, preţ de cost redus;

21

- îmbunătăţirea condiţiilor de lucru pentru operator prin reducerea stropilor şi

cantităţii de fum degajat (vaporizări reduse de metal topit);

- calitate foarte bună la sudarea stratului de rădăcină comparabilă cu sudarea

WIG, dar cu productivitate net superioară; ideal pentru sudarea stratului de

rădăcină sau în locuri unde accesul pentru resudarea rădăcinii nu este posibil;

- sensibilitate redusă la apariţia factorilor perturbatori (variaţia lungimii

capătului liber), cu transfer optim a picăturii, echivalent sudării sinergice, dar

în acest caz domeniul sensibil al transferului prin scurtcircuit.

- pierderi foarte mici de material prin stropi;

- transferul picăturii se face exclusiv sub acţiunea forţelor de tensiune

superficială

- stabilitate mare a procesului de transfer asigurată cu ajutorul unui sistem de

reglare automat SRA prin transfer sinergic;

Transferul STT are însă şi o serie de limite:

- este specific puterilor mici şi medii ale arcului electric, la un curent maxim

220A

- necesită utilizarea dioxidului de carbon ca gaz de protecţie

- necesitatea unui echipament de sudare cu invertor special, ultraperformant,

relativ scump,

- sensul de sudare recomandat spre dreapta „tragerea cusăturii” cu înclinarea

capului de sudare la un unghi 050 , pentru asigurarea stabilităţii maxime

a fenomenelor de transfer, [17]. Dacă îmbinarea se realizează în acest mod

rezultă o încălzire suplimentară, lucru care este dăunător când se face

îmbinarea unor materiale sensibile la supraîncălzire.

1.6 Transferul cu arc rece (ColdArc)

În comparaţie cu sudarea cu transfer cu arc scurt clasic, în cazul transferului cu

arc rece se modifica modul de variatie al curentului în perioada de reamorsare a arcului

22

electric. Toate modificările specifice acestui mod de transfer se fac prin comanda sursei

de sudare fără a se interveni asupra sistemului de avans al sârmei, [16].

În mod concret, transferul cu arc scurt cuprinde următoarele faze prezentate în

figura 1.7, [16]:

Figura 1.7 Etapele de desfăşurare a procesului de transfer prin coldArc[16]

- a. sub acţiunea arcului electric amorsat între sârma electrod şi piesă are loc

topirea vârfului sârmei

- b. metalul topit se acumulează în vârful sârmei sub acţiunea tensiunilor

superficiale

- c. se produce creşterea picăturii, diametrul picaturii devenind mai mare decât

diametrul sârmei electrod

- d. datorită arcului de lungime mică picătura atinge piesa formând o baie de

metal topit care scurtcircuitează arcul electric

- e. contactul punctiform iniţial la interfaţa picătură-baie metalică se transformă

într-un contact ferm pe o suprafaţă de secţiune circulară

- f. are loc creşterea curentului la valori foarte mari, ceea ce conduce la

creşterea forţei electromagnetice „pinch” care realizează ştrangularea

picăturii; ca rezultat. creşte densitatea de curent şi se produce o încălzire

puternică prin efect Joule

- g. până la vaporizarea punţii de legătură curentul se scade şi se obţine

întreruperea punţii lin, fără stropire.

- h. se măreşte curentul în funcţie de necesarul de putere pentru reamorsarea

arcului după care se reia procesul.

Transferul prin coldArc se caracterizează prin:

23

- puteri mai reduse ale arcului electric la reamorsare comparativ cu sudarea „short

arc” clasica[16]

- acest mod de transfer se foloseşeste la sudarea oţelurilor carbon şi oţelurilor înalt

aliate (în acest caz gazul de protecţie este un amestec ternar specific

90%He+7,5%Ar+2,5%CO2).

- ca valori ale curentului de sudare acest tip de transfer se foloseşte în domeniul

transferului prin scurtcircuit şi al transferului intermediar, specific sudării MIG/MAG

standard.

1.7 Transferul FastROOT

Procesul de sudare FastROOT este o dezvoltare recentă în tehnologia MIG/MAG

şi este definit ca un proces scurt-circuit modificat, [4]. Acesta a fost dezvoltat pentru a

îmbunătăţi calitatea sudurii de rădăcină a ţevilor din oţel moale şi din oţel inoxidabil.

Modul de variaţie al curentului de sudare la transferul FastROOT este prezentat în Figura

1.8.

Figura 1.8 Forma curentului şi imaginea modului de transfer picăturii filmat cu

viteză mare[4]

Procesul de transfer de metal FastRoot se caracterizează prin perioade de scurt-

circuit şi perioade de ardere a arcului şi implică următoarele etape:

- asigurarea unui curent de bază care topeşte capătul sârmei formând picătura la

capătul sârmei, în acest moment are loc o creştere a curentului

24

- sârma electrod atinge baia de sudură provocând un scurt-circuit în momentul de

vârf al curentului.

- în perioada de scurt-circuit sârma electrod este împinsă în baia de sudare.

Urmează o creştere rapidă a curentului care generează o forţă de pinch. Această forţă

contribuie la mecanismul desprinderii picăturii.

- detaşarea este asigurată printr-o scădere lentă a curentului arcului

- când picătura este detaşată în baia de sudare are loc din nou creşterea curentului

care produce amorsarea arcului şi începutul perioadei de arc.

- în perioada de arc curentul este menţinut constant la nivel de vârf, urmat de un

"curent de bază", curent a cărui valoare poate fi controlată de la sursa de alimentare;

- "curentul de bază", specificat va asigura formarea picăturii următoare care va fi

transferată în cursul următoarei perioade de scurt-circuit. Creşterea curentului de arc în

cursul perioadei de arc este responsabilă pentru realizarea unei pătrunderi suficiente a

sudurii, conform figurii 1.9.

Figura 1.9 Prezentarea unei îmbinări pentru sudare de rădăcină la conducte cu

ajutorul procesului de FastROOT cu o viteză de avans a sârmei de 4m/min şi o viteză de

sudare de 0,17 m/min, [4].

Acest procedeu se aplică cu precădere la îmbinarea ţevilor din oţel carbon şi celor

realizate din oţel cu granulaţie fină, se mai aplică la construcţiile navale pentru realizarea

rădăcinilor, umplerea realizându-se ulterior cu un procedeu de mare productivitate.

25

1.8 Concluzii asupra procedeelor derivate din transferul short arc

Îmbinarea sudată realizată cu aceste procedee se caracterizează printr-o energie

liniară mică şi o calitate deosebită datorată:

- lipsei stropilor

- posibilitatea de îmbinare a unor piese cu forme dificile

- îmbinarea tablelor de grosimi mici (sub 5mm)

- îmbinarea unor materiale disimilare

- modurile controlate de transfer oferă stabilitate arcului de sudare îmbunătăţind

semnificativ calitatea şi fiabilitatea construcţiei sudate

Aceste procedee descrise mai sus nu sunt interesante pentru realizarea unor

îmbinării între componente groase. O combinaţie de rădăcină de calitate cu STT,

ColdArc, CMT, cu o productivitate ridicată pentru umplere cu Tandem, TIME ar putea fi

o soluţie în unele cazuri, şi anume în cazul societăţilor de prelucrare a metalelor unde

sudarea este un proces de producţie major.

Extinderea masivă a utilizării procedeelor de sudare MIG/MAG pentru îmbinarea

tablelor subţiri şi a îmbinării tablelor disimilare este posibilă doar prin folosirea acestor

surse cu energie liniară scăzută. Procedeul permite realizarea unor îmbinări nu numai prin

sudare ci şi prin sudobrazare, care asigură o influenţă termică scăzută a materialului de

bază, similar de procesul de lipire.

Dezavantajul principal a acestor surse este preţul de cost ridicat, dar care poate fi

compensat prin îmbunătăţiri semnificative de calitatea şi fiabilitate.

26

CAPITOLUL 2

2 Stadiul actual al asamblării tablelor subţiri

2.1 Generalităţi

Procedeul CMT permite îmbinarea materialelor care necesită energie liniară mică,

studiul nostru se va axa pe îmbinarea tablelor zincate, tablelor zincate cu aluminiu şi a

aluminiului cu cupru.

În scopul protejării anticorozive sau pentru obţinerea unui aspect decorativ tablele

şi produsele finite confecţionate din oţel sau fontă sunt acoperite cu un strat subţire de

zinc. Acest strat poate fi realizat prin diferite procedee dintre care zincarea termica

cunoaste astazi o importanţă deosebită.

Prin zincare termica se depun straturi de zinc cu grosimi de 6 până la 52 m , ceea

ce presupune depunerea a cca 40 - 366 g/m2. Efectul de protecţia anticorozivă depinzând

direct de cantitatea de metal depus.

Compozitia chimica a baii de zincare poate fi zinc (100%), un aliaj zinc –

aluminiu (cu până la 55% Al) , eventual un aliaj zinc – aluminiu - fier sau nichel.

Alierea cu aluminiul este favorabilă pentru a evita formarea straturilor

intermetalice fragile în baia de zincare ca urmarea a difuziei fierului în stratul de zinc,

proces activat cu cresterea temperaturii. Aluminiul formează cu zincul şi cu fierul un

compus ternar între substrat şi stratul de acoperire, compus care acţionează ca o barieră

care impiedică difuzia fierului în zinc, [18].

În conformitate cu standardul EN 10327acoperirile cu zinc şi aliaje de zinc sunt

clasificate în 10 clase (DX51D - DX57D+Z), iar acoperirile cu aliaje de aluminiu-siliciu

în 4 clase (DX54D- DX57D+AS), [19]

2.1.1 Condiţii de notare şi livrare a tablelor zincate

27

Standardul care face referire la tablele zincate este EN 10327şi se referă la tablele

şi benzile de oţel cu conţinut scăzut de carbon, zincate termic continuu, destinate

deformării la rece.

Acest standard se referă la tablele şi benzile cu coţinut scăzut de carbon, zincate

continuu şi a căror grosime este mai mică de 3 mm. Grosimea este grosimea finală a

produsului livrat după zincare.

Aceste produse sunt folosite în aplicaţii unde este necesară o bună capacitate la

deformare şi rezistenţă bună la coroziune. Protecţia anticorozivă este direct proporţională

cu cantitatea de metal depus.

Acoperirea cu zinc Zn se poate face în două moduri:

- prin zincare termică, adică depunerea unui strat de zinc prin

imersia produsului într-o baie de zinc topit.

- prin zincare electrolitică (EURONORM 152)

Notarea tablelor zincate se face în felul următor:

- denumirea produsului (bandă, tablă sau benzi fâşiate pe lungime)

- indicativul prezentului standard (EN 10142)

- simbolizarea clasei de calitate a tablei DX51D, acest cod reprezintă

capacitatea de abutisare şi îndoire la rece

- modul şi aliajul de acoperire (+Z, +ZF, +ZA, etc.)

Unde:

- (Z) aplicarea unui strat de zinc prin imersie într-o baie de metal lichid care

conţine cel puţin 99% Zn

- (ZF) aplicarea unui strat de zinc prin imersie într-o baie de metal lichid care

conţine cel puţin 99% Zn; subsecvenţial obţinerea unui strat de fier-zinc cu un

conţinut normal de 8-12% de fier.

- (ZA) aplicarea unui strat de zinc-aluminiu prin imersie într-o baie de metal

lichid care conţine Zn şi cel puţin 5% Al.

- (AZ) aplicarea unui strat de aluminiu-zinc prin imersie într-o baie de metal

lichid care conţine 55% Al, 1,6% Si şi restul Zn.

- (AS) aplicarea unui strat de aluminiu-siliciu prin imersie într-o baie de metal

lichid care conţine Al şi un conţinut normal de 8-11% Si.

28

- masa stratului de acoperire se exprimă în g/m2 şi se referă la ambele părţii.

2.2 Metode de îmbinare a tablelor zincate

La utilizarea industrială a tablelor zincate apare necesitatea îmbinării acestora.

Majoritaea îmbinărilor sudate sunt de colţ realizate prin suprapunere.

Realizarea îmbinării printr-un procedeu de sudare care presupune o încălzire a

materialului, variantă interesantă sub aspect economic, crează însă numeroase probleme

tehnice. Fierul şi zincul prezintă o incompatibilitate din punct de vedere metalurgic.

Cauzată de diferenţa mare dintre punctele de topire a celor două materiale, diferenţa de

structură dată de faptul că zincul cristalizează în sistemul hexagonal compact cu

parametrii la 250C; Å6649,2a şi 8563,1

a

c; 30Z ; 65,37M ; valenţa II, sarcina

2+. Iar fierul cristalizează în CFC –cubic cu feţe centrate sau CVC – cubic cu volum

centrat cu caracteristicile bine cunoscute în documentaţia existentă.

În practica se utilizează, de regulă, ca metode de îmbinare sudarea cu arcul

electric MIG, sudarea cu ultrasunete, sudarea prin presiune în puncte şi sudarea cu laser.

Pentru îmbinarea tablelor zincate se foloseşte sudobrazarea MIG, acest lucru fiind

prezentat la sudobrazare cap 2.3.

2.2.1 Sudarea prin presiune în puncte

Sudarea prin presiune în puncte (figura 7 cartea albastra Dehelean) este

recomandată pentru sudarea în puncte a tablelor din oţel carbon acoperite prin zincare, cu

ajutorul electrozilor de construcţie specială, deoarece curentul de sudare folosit la table

acoperită este mai mare decât cel folosit la sudarea tablelor din oţel carbon. Îmbinarea se

realizează cu precădere prin plasarea electrozilor pe aceaşi parte (figura 7,e).

Sudabilitatea tablelor zincate scade cu creşterea grosimii stratului de zinc. La o

grosime a tablelor peste 0,060 in (pun mm) sudabilitatea scade brusc. Calitatea sudurii

tablelor zincate este influenţată de grosimea şi uniformitatea stratului de zinc.

29

Pentru îmbinarea tablelor zincate se recomandă folosirea electrozilor sub forma de

trunchi de con (figura 12), unchiul conului va fi cuprins între 1200 la 140

0, folosirea unui

unghi mai mic duce la distrugerea prematur a electrodului. Diametrul electrodului pe

suprafaţa de contac trebuie să fie 54 grosimea tablei pentru o îmbinare de două table.

Folosirea unui diametru mai mare necesită un curent mai mare, deci o uzură mai mare a

electrodului şi un timp mai scurt de utilizare.

Electrozii utilizaţi la sudarea în puncte a tablelor zincate sunt de tip RWMA 2

realzaţi din cupru-crom care oferă electrodului timp de lucru îndelungat. Se mai folosesc

şi cupru-zirconiu. Pe suprafaţa de contact cu stratul de zinc se depun permanent particule

din stratul de zinc, lucru ce necesită o curăţire la intervale regulate de timp. Cand

suprafaţa stratului este importantă din punct de vedere estetic atunci se folosesc electrozi

din clasa 1. Conductibilitatea ridicată a acestor electrozi reduce supraîncălzirea în zona de

contact. În schimb rezistenţa la deformare este mai redusă ca a celor din clasa 2.

Curentul de sudare IS se poate alege până la 50% mai mare ca curentul de sudare

folosit la sudare tablelor din oţel carbon neacoperite, fiind influenţat de influenţat de

grosimea tablelor aflate în lucru. Timpul de menţire a curentului tS cu 25 până la 50% din

timpul de menţinere în cazul sudării tablelor neacoperite. Forţa de contact a electrodului

se alege cu 10 până la 25% decât la sudarea tablelor neacoperite.

Un rezultat al acestui regim dur este posibilitate de topire a zincului în zona de

contact între piesă şi electrod, ducând la posibilitatea de apariţie a coroziunii în urma

lăsată de electrod.

Din cele prezentate rezultă dificultăţile apărute la îmbinarea tablelor zincate prin

presiune în puncte:

- folosirea unor electrozi scumpi

- necesitate unei instalaţii scumpe

- posibilitate de coroziune în urma lăsată de electrod

- dificultate mare de realizare a unei îmbinări relizată din mai mult de două

table

30

2.2.2 Sudarea cu ultrasunete

Sudarea cu ultrasunete se aplică la îmbinarea oţelului cu aluminiu şi se face cu

frecvenţe de lucru de 15 kHz prin îmbinare cap la cap. Sudobrazare cu ultrasunete nu

permite realizarea unor îmbinări rezistente mecanic, studiile arată că rupturile sunt

datorate unor constituenţi fragili existenţi în stratul intermetalic. Acest procedeu necesită

o pregătire minuţioasă a suprafeţelor pieselor prin polizare şi rectificare.[27]

2.2.3 Sudarea cu fascicol laser

Principiul sudării cu fascicol laser se bazează pe utilizarea unui fascicol laser de

putere 106 W/cm-2, având cea mai mare valoare dintre celelalte procedee utilizate. La sudarea

cu arcul electri sau cu alte procedee energia liniară este de ordinul 103 W/cm-2.

Deoarece puterea laserului este foarte mare şi concentartă materialul metalic

formează la sudare o baie metalică foarte lichidă cu evaporarea metalului şi unde forţele

de tensiune superficiale se modifică. Aceste forţă tind să creeze un capilar, numit „gaură

de cheie”. Această gaură se formeză datorită echilibrului dintre energia furnizată de laser

şi energia absorbită de material care duce la vaporizarea materialului şi creerea acestui

capilar.

Figura 2.1 Crearea capilarităţii

31

Acest mod de îmbinare este des folosit la îmbinarea aluminiului cu tablă zincată

[Mathieu] , unde tabla zincată poate fi situată în două moduri, ca în figura 2.2.

Figura 2.2 Configurarea sudării laser prin transparenţă

Cele două variante au fost verificate de [KATAYAMA S., MIZUTANI M. Laser

welding of aluminum and steel. Proceeding of ICALEO’03 (Jacksonville, USA), 2003, CD-

ROM.] şi s-a demonstrat că asamblarea de tip a s-au observat apariţia unor fisuri transversale

în cordon la îmbinarea de tip b grosimea stratului intermetalic nu se poate limita şi este foarte

fragil.

Pentru a putea rezolva parţial aceaste probleme s-a recurs la folosirea unui

procedeu de sudobrazare şi material de adaos bronz cu siliciu CuSi3, disimilar cu cele

două materiale, dar care conform literaturii studiate este des utilizat pentru îmbinarea

tablelor zincate cu alte procedee.[20]

Se va prezenta diagram Cu-Zn, deoarece punctul critic al îmbinării este zona de

topire între Cu şi Zn. Problema o reprezintă formarea stratului intermetalic format cu

pregădere din aliaj de Cu-45at%Zn, şi aliaj de Cu-65at%Zn situate în partea dreaptă

a diagramei (figura 2.1). Toate aceste faze intermetalice sunt fragile.[21]

32

Figura 2.1 Diagrama binară de echilibru Cu-Zn

Se ştie că din punct de vedere al caracteristicilor atomice, se remarcă o asemănare

determinată de faptul că şi cuprul şi fierul prezintă acelaşi tip de reţea cristalină la

temperaturi ridicate, au parametri reţelelor de valori apropiate, la fel şi razele atomice.

Cuprul formează cu fierul o soluţie solidă, limita de solubilitate a fierului în cupru topit

fiind de aproximativ 3%. Elementele din fier influenţează în mod diferit solubilitatea

relativă. Carbonul are un efect negativ, iar siliciul şi manganul o îmbunătăţeşte. În cazul

nostru datorită faptului că fierul nu este topit acest deziderat este îndeplinit în comparaţie

cu sudarea acestor metale.[22]

Realizarea unei îmbinări sudobrazate optime este facilitată şi de următoarele

lucruri:

- tensiunea superficială la limita Fe şi Cu este de două ori mai redusă decât la

limita dintre Fe - Fe

- altă problemă care se pune la aceste îmbinări este temperatura de topire diferită la

cupru şi zinc. La cupru temperatura de topire este 10630C în comparaţie cu zincul la care

temperatura de topire este 4100C. Această diferenţă mare de temperatură face complexă

procedeul termic de asamblare. Problema se pune şi la solidificare lucru care duce la apariţia

fisurilor, deoarece coexistă o fază solidă cu una lichidă sau chiar vapori de zinc.

- compoziţia chimică a materialului neferos influenţează aderenţa stratului depus.

Bronzurile aliate cu Si (cazul nostru) şi Al pătrund mai puţin în oţel decât cele cu Sn sau

alamele. Zincul se comportă ca un decapand scăzând tensiunea superficială între faza

33

lichidă neferoasă şi oţel. Principala probelmă la sudobrazare este apariţia în zona de

trecere a unor straturi intermediare fragile şi a unor fisuri în oţel care se umplu cu

material neferos şi vapori de zinc.

Probleme la sudobrazare Cu-Zn rezultă din faptul că cuprul şi zincul au structuri

cristaline diferite (Cu - CFC, iar Zn - HC), prezintă solubilitate parţială în stare solidă şi

formează soluţia solidă parţială α ≡ Cu(Zn).[23]

În funcţie de temperatura de topire a aliajului utilizat la realizarea îmbinării unor

piese, distingem: lipire moale, lipire tare (brazare) şi sudobrazare. Standardul care se

ocupă de aceste procedee este SR ISO EN 857.

Lipirea moale este un procedeeu de îmbinare cu ajutorul unui material de adaos,

care are o temperatură de topire mai scăzută decât cea a materialului de bază, de obicei

sub 4500C şi care umectează materialul de bază. Deobicei, lipiurea moale necesită

folosirea fluxului. Metalele de bază nu se topesc. Lipire tare se utilizează la îmbinarea

unor piese folosind un aliaj pentru lipire cu temperatura de topire mai mare de 450°C.

O variantă nouă de îmbinare a tablelor zincate o ofera sudobrazarea care

reprezintă practic o combinare a proceselor de sudare şi lipire, numit sudare prin lipire

sau sudobrazare. Sudobrazarea reprezintă (conform normelor ISO 857-1990), o lipire

tare la care un rost deschis este umplut treptat cu aliaj de lipire.

Procedeul se aseamănă cu cel de la sudarea prin topire, temperatura de topire a

metalului de adaos fiind mai mică decât cea a metalelor de bază, dar mai mare de 4500C.

Nu sunt utilizate forţe capilare, metalele de bază nefiind topite pentru a se îmbina.

2.3 Metode de sudobrazare clasice pentru îmbinarea tablelor galvanizate

2.3.1 Sudobrazarea cu oxigaz

Sudobrazarea cu oxigaz realizează fuziunea la o temperatură scăzută. Materialul

de bază nu se topeşte şi stratul de zinc este doar parţial distrus. Materialul de adaos este

format cu precădere din 60% cupru şi 40% zinc. Temperatura în zona de sudare are

valoare între 900-910 0C. Aliajul formează o acoperire bună atât la rădăcină cât şi la

34

suprafaţa îmbinării realizând o protecţie bună contra coroziunii. Ca alternativă la acest

aliaj se mai foloseşte şi bronz cu siliciu care conţine Cu – 1,5-3%Si, acesta este folosit

atunci când îmbinarea este supusă unei solicitări mai mari şi totodată creşte temperatura

de realizare a îmbinării.

Avantaje şi dezavantaje la procedeul de sudobrazare oxigaz: operaţia de

pregătire a rostului este costisitoare, curăţarea grăsimii şi murdăriei din zona de îmbinare

trebuie să se facă temeinic, utilizarea de şabloane sau cleme pentru prinderea pieselor de

lucru şi prevenirea deformaţiilor în timpul sudobrazării, procedeul de brazare necesită

folosirea unui flux decapant care se aplică abundent pe feţele rostului şi pe vergeua

materialului de adaos înainte de proces, putând provoca coroziunea ulterioară,

dimensiunea diuzei la sudobrazare, pentru aceeaşi grosime de material, este mai mică cu

două numere ca la sudare, materialul de adaos clasic este 60% Cu+40% Zn, diametrul

este ½ din grosimea materialui.

2.3.2 Sudobarazarea MIG

La sudobarazarea MIG pentru tablele galvanizate se foloseşte transferul în

scurtcircuit sau în impulsuri. Protecţia arcului şi a băii se face cu gaz inert 100% Ar sau

un ameste Ar-He. Materialul de adaos folosit cu precădere este bronzul cu un procent de

1,5-3% siliciu. Parametri folosiţi la transferul în scurtcircuit se poate realiza prin CC-

curentul de sudare este între 110-140A, tensiune arcului între 13,5-15V, viteza de avans a

sârmei între 127-169 mm/s, diametrul electodului 1 mm, debitul gazului de protecţie este

14 l/min, grosimea tablei posibil de îmbinat este între 1,2-2,7mm.[26]

Avantaje şi dezavantaje la procedeul MIG: alegerea curentului de sudare se

face dificil. Un curent prea mare poate face ca diluţia fierului şi zincului în masa de cupru

să fie mare, lucru care duce ulterior la fisuri. Iar un curent prea mic poate cauza defecte

ca lipsa de difuzie şi depunere neuniformă. Ultima problemă se poate rezolva parţial

folosind metoda de transfer în impusuri.

35

Datorită energiei liniare mici la sudobrazarea cap la cap, este necesar un rost mai

mare pentru a obţine o pătrundere bună şi este necesar folosirea unui suport de rădăcină

din cupru pentru a avea cotrolul asupra rădăciinii.

VitEza mare de sudare este necesară pentru a scădea energia liniară şi a prevenii

curgerea din rost.

Pentru a menţine controlul la viteze aşa de mari este necesar folosirea mecanizării

sau automatizării. Folosirea manuală este limitată doar la heftuire. Pentru sudobrazare a

tablelor galvanizate se poate folosi electrozi de Al-Bronz.

Pentru conservarea stratului de zinc la sudobrazarea oţelului galvanizat se pot

utiliza sârme electrod acoperite cu Al-Bronz, Sn-Bronz, Fosfor-Bronz deoarece au

temperatura de topire scăzută (1000-10500C). Cordonul rezultat are rezistenţă la rupere şi

coroziune ridicată.

2.3.3 Sudobrazarea WIG

Sudobrazarea WIG se realizează cu material de adaos bronz cu siliciu. Se

realizează prin CC- sau CA curentul de sudare este între 35-45A, diametrul electodului

este 1,6-2 mm, diamatrul MA 1,6 mm, debitul gazului de protecţie este 8 l/min.

Avantaje şi dezavantaje la procedeul MIG: minimizarea energiei liniare se face

prin două metode: prin îndreptarea arcului înspre materialului de ados şi depunerea

ulterioară în rost sau prin culcarea sârmei electod în rost şi topirea ulerioară, nu sunt

necesare viteze aşa de mari deci se preteză cu precădere la reparaţii prin sudobrazare.

2.3.4 Sudobrazarea cu laser

Pentru îmbinarea tablelor zincate prin sudobrazare cu table zincate şi/sau cu

aluminu cel mai răspândint preocedeu este laserul. Conform figurii x îmbinarea se face

prin suprapunere cu aportul unui material de adaos printr-o tehnică similară îmbinării prin

sudare MIG.

36

Figura 2.2 Procedeul de sudobrazare cu laser[28]

Avantaje şi dezavantaje: fascicolul laser introduce o cantitate de energie

sufiicientă şi controlabilă pentru a topi materialul cu punctul de topire mai scăzut. La

acest procedeu prezenţa oxizilor pe suprafaţa pieselor are un efect nefast asupra îmbinării,

se foloseţe pentru acest lucru flux de decapare pentru îndepărtarea oxizilor înainte de

operaţie, metoda este limitată la piese de dimensiuni mici.[29]

2.4 Principalele probleme întâlnite la sudobrazarea tablelor zincate

2.4.1 Mecanisme de fragilizare datorită zincului

În conformitate [30] au fost observate trei tipuri de mecanisme de fragilizare la

sudobrazarea tablelor zincate:

1. Fragilizarea datorată metalului lichid – mecanism des întalnit în procesul de

sudobrazare care se ralizează prin umectarea pereţilor rostului.

Fragilizarea datorată metalului lichid cauzată de zinc a fost studiată [31] în aliaje

de: Zn lichid şi Cd+5%Zn, Cd+50%Zn. S-a observat că metalul lichid influenţează

plasticitatea oţelului. Mai precis ductilitatea scade cu creşterea conţinutului de Zn.

Schimbarea plasticităţii a fost asociată cu mecanismul de rupere efectiv de la

37

transcristalin la intercristalin. Ruperea asociată cu fragilizarea datorată metalul lichid are

loc când se aplică tensiune şi/sau deformaţie.

S-a mai identificat conform [32] că fierul este mai sensibil la fragilizarea

intercristalină datorată metalului lichid la 0475 decât oţelul calmat şi cel necalmat.

Fragilizarea datorată metalului lichid este puternic influenţată de prezenţa Pb în

metalul lichid.

Influenţa compoziţiei chimice a fost identificată pentru oţelul galvanizat la cald.

Următoarea ecuaţie a fost dezvoltată prin analiza regresiei, conform [32]:

Oţeluri cu %12,0C cazul sudobrazării tablelor nealiate galvanizate

BNAlTiNbV

MoCrNiCuSPMnSiCSLM

15500017002482182275

123872228333355122370201400

Oţeluri cu %12,0C

TiNbVMo

CrNiCuMnSiCSLM

20020022088

9230507610320227400

unde 400LMS este parametrul care identifică influenţa metalului lichid la C0470

asupra rezilienţei - %100/min xRR mfarazinczinc şi mai apare carbon echivalent zinc (CEZ):

BTiNbVMoCrNiCuMnSi

CCEZ 4205,425,135,417135,717

Se cunoaşte de asemenea că fragilizarea datorată zincului lichid este cauzată de

difuzia zincului de-a lungul graniţei primare de grăunţi austenitici, datorită tensiunilor

termice şi reziduale. Conform [32] s-a concluzionat de asemenea că fragilizarea la limita

graniţei de grăunţi poate fi redusă în ZIT-ul prin prezenţa feritei.

În formula CEZ se observă că procentul de siliciu şi magneziu influenţează în

mare măsură proprietăţile de sudobrazare a tablelor zincate, cauza este formarea unor

structuri detritice în care zincul lichid poate să pătrundă, şi la solidificare să dea fisuri.

Se raportează influenţa elementelor precum Sn, Pb şi Bi asupra fragilizării

datorate metalului lichid. Conţinutul de Sn şi Pb nu ar trebui să fie mai mare decât 1,3%,

iar conţinutul de Bi ar trebui să fie maxim 1,0%.

38

Conform literaturii referitoare la ruperea structurilor sudate după galvanizare,

respectiv structurilor galvanizate sudate cu procedeul CMT, se presupune că fragilizarea

datorată metalului lichid, asociată cu deformaţia locală sau tensiunea, constituie

principalul mecanism care duce la rupere.

2. Fragilizarea datorată hidrogenului

Fenomenul de fisurare se produce atunci când duritatea depăşeşte nivelul 34HRC

sau 340 HV datorită hidrogenului. Acest criteriu nu este prezentat în EN 14713. Se

consideră că fragilizarea indusă de hidrogen este unul din mecanismele cele mai

importante de rupere ale structurilor galvanizate. Procesul de producere a oţelului, sudare

şi decaparea sunt posibile surse pentru hidrogenul difuzibil. Standardul EN 1011-2 este

recomadat pentru evitarea ruperii induse de hidrogen. De obicei sunt adăugaţi inhibitori

în metalul lichid pentru evitarea acestei probleme.[33]

Ca concluzie la această problemă, influneţa hidrogenului, este de aşteptat să aibă

efect, dar singurul criteriu pentru reducerea fisurării induse de hidrogen la sudobrazarea

tablelor zincate este neutilizarea amestecurilor de gaze cu hidrogen.

3. Fragilizarea datorită stratului intermetalic Fe-Zn care are un rol foarte

important la rupere şi deci dimensiunile lui influnţează calitatea sudurii.

Se pune problema de ce este necesar un proces de sudare după galvanizare şi nu

se foloseşte un procedeu clasic pentru îmbinarea tablelor. Cauza principală este costul

foarte mare în cazul unor structuri din tablă subţire dar cu gabarit mare.

Alte cauze descoperite sunt:

- analiza structurilor din oţel distruse după galvanizare a arătat că începutul

fisurii a fost întodeauna observat în vecinătatea sudurilor.

- suprafaţa fisurii a fost întotdeauna acoperită cu un strat de zinc

- apar fisuri trans - şi intergranulare aproape de iniţierea fisurii şi fisuri

intergranulare în direcţia de propagare a fisurii.

Prezenţa fisurării transgranulare a sugerat că fragilizarea poate fi datorată

hidrogenului în ZIT, dar nu poate fi exclusă nici deformaţia locală în timpul galvanizării

la cald factor responsabil pentru începerea şi propagarea fisurii.[34].

Minimizarea fisurilor la tablele sudate galvanizate se fac printr-o serie de metode:

39

- folosirea unei deschideri a rostului adecvată, folosirea îmbinării în T şi o

deschidere a rostului de minim 1,6 mm atât pentru îmbinarea pe verticală şi pe

orizontală, a tablelor cu grosime sub 5 mm.

- alegerea materialului de adaos este importantă, procentul de Si trebuie să

fie scăzut, exemplu la sudarea MAG a tablelor din oţel nealiat ce urmează a fi

galvanizate se preferă ER70S-3 cu 0,5% Si în loc de ER70S-6 cu 1% Si.

- alegerea materialui de bază, gama de materiale care se galvanizeză este

foarte mare, dar este important să se sudeze cu procedeul cel mai compatibil

pentru a produce o îmbinare fără fisuri. Altfel şi cele mai mici fisuri se pot

extinde prin fragilizare în timpul procesului de utilizare.

- pregătirea tablelor în zona îmbinată, local se îndepărtează stratul de zinc

deaorece în îmbinare se formează pori. Îndepărtarea stratului de zinc se face

pe ambele părţi pentru a minimiza şansele de apariţie a fisurilor lucru care

necesită prelucrare ulterioară de acoperire cu zinc pentru a păstra funcţie

anticoroivă.

Pentru a putea folosi procedeul de îmbinare CMT va trebui ca structurile îmbinate

cu acest procedeu să îndeplinească cerinţele acestui standard, ca structurile din oţel să

reziste cerinţelor de coroziune cerute ca în cazul celor galvanizate ulterior.[35]

Metodă pentru minimizarea fisurilor în structurile galvanizate este îmbinarea prin

sudobrazare.

2.5 Îmbunătăţiri aduse prin procedeul CMT

2.5.1 Limitarea temperaturi în zona îmbinării

Prima condiţie care este asigurată de sudobrazarea CMT este introducerea unei

energii liniare reduse astfel încât temperatura de lucru să fie mai mică sau cel mult egală

cu 0910 , temperatura de ardere a zincului.[36]

Aliajul de zinc depus prin zincare termică, protejează suprafaţa pieselor atât prin

bariera ce se formează între oţel şi mediu, cât şi prin realizarea unei protecţii catodice.

40

În contact cu atmosfera nepoluată, la o umiditate de 70%, zincul se corodează cu

o viteză redusă, acest procent păstrându-se şi în cazul atmosferelor neventilate, agresive

şi cu degajare de gaze. Se ştie că bioxidul de sulf favorizează puternic corodarea zincului.

2.5.2 Păstrarea funcţiei anticorozive a zincului

Totodată se doreşte reducerea stropirilor care necesitau operaţii postsudare

costisitoare. Ca o soluţia la început s-a încercat folosirea transferului în impulsuri pentru

reducerea stropilor. Dar proceeul MIG/MAG short-arc adaptat la CMT care reduce

cantitatea de căldură introdusă în materialul de bază, care nu se topeşte, asociată cu

introducerea materialului de adaos topit în îmbinare sudobrazarea tablelor subţiri.

Reducerea stropilor se face prin controlul întreruperii curentului înainte de

desprinderea picături fie electronic (ColdArc) sau mecanic prin retragerea sârmei la CMT

(Cold Metal Transfer).

Ţevile galvanizate se folosesc în următoarele locuri: canalizare, instalaţii de

transport a apei, evacuarea apelor industriale, construcţii navale, stingătoare de incendiu,

etc.

Datorită acţiunii puternic corozive a sulfului asupra zincului, la sudo-brazarea

tablelor zincate se limitează procentul de sulf din oţel şi se va ţine cont de bioxidul de sulf

din mediul de lucru.

Realizarea prin sudobrazare trebuie să îndeplinească două condiţii: să conserve

stratul de zinc, dar totodată să îndeplinească condiţile de rezistenţă mecanică. Acest lucru

se poate îndeplinii prin alegerea unei energii liniare scăzute şi a unor sârme cu aliere

potrivită. [37]

2.5.3 Producerea porilor

Prezenţa zincului în zona de sudare duce la apariţia porilor în zona îmbinării.

Pentru a înlătura acest inconvenient se va elimna stratul de zinc de pe feţele interioare a le

rostului şi de pe o porţiune apropiată rostului pe feţele superioare, la grosime a tablei

41

mm5,1 se va face îndepărtarea de 1mm şi respectiv de 2mm pentru grosimi mai mari de

1,5 mm.[38]

Curăţarea stratului de zinc din zona de îmbinare mai are un efect benefic, duce la

creşterea rugozităţii fapt care face ca rezistenţa sudobrazării să crească datorită efectului

de ancorare mecanică a materialului de adaos, în condiţile în care materialul de bază nu

se topeşte. Motiv pentru care se va studia comparativ umectarea la sudobrazare tablelor

galvanizate şi neacoperite.

Deschiderea rostului la sudobrazare să fie de 2s mm (s - grosimea tablelor)şi

îmbinarea tablelor să se realizeze în T pe cât posibil.

2.5.4 Prezenţa produşilor de oxidare în zona de îmbinare

În urma studiului făcut conform SR EN 1461 este posibil ca în zona de sudare să

existe suprafeţe neuniforme sau produşi de coroziune albi sau închişi la culoare, care nu

este motiv de respingere, dar din punct de vedere al sudurii nu este benefic modificând în

zona respectivă parametri pentru procedeele clasice. Dar CMT îşi modifică lungimea

arcului în funcţie de curentrul şi deci de numărul de picături desprinse, produsul curent

plus distanţă diuză de contact-tablă are influenţă mare în funcţionare. Între curentul de

sudare şi modificarea lungimii arcului s-a introdus un factor de corecţie în funcţionarea

instalaţiei denumită factor de corecţie al lungimii arcului 0l , care va fi studiată în

capitolul 5.

2.5.5 Limitarea deformaţiilor a îmbinărilor sudobrazate

Realizarea optimizării procedeului CMT pentru sudobrazarea cu arc electric al

tablelor zincate subţiri 0,8-2,0 mm, conservarea stratului de zinc prin reducerea arderii

zincului în timpul brazării, cât şi reducerii deformaţiilor şi tensiunilor remanente.

Materiale de adaos utilizat va fi CuSi3. Experimentele au fost realizate şi pe table din oţel

nealiat cu grosime de 0,4 mm şi diamentrul sârmei materialului de adaos de 1,2 mm.

42

2.5.6 Studiul comparativ MIG/MAG cu arc scurt şi CMT

Pentru a fundamenta alegerea procedeului de sudare CMT la realizarea cercetării

doctorale s-a efectuat un program de experimentare preliminar prin care s-a urmărit

compararea acestui procedeu cu sudarea clasica MAG cu arc scurt. În cadrul acestui

program experimental s-au realizat îmbinări prin cele două procedee folosind aceeaşi

energie liniară urmărindu-se următoarele elemente:

- aspectul cordonului

- stabilitatea arcului electric

- distrugerea stratului de zinc

- deformarea tablelor

Pentru studiul comparativ s-au prezentat două probe care au marcajele M1 şi M2.

Procedeele de sudobrazare sunt:

- pentru proba M1 - procedeul CMT;

- pentru proba M2 - procedeul MIG-ShortArc

Materialele utilizate pentru îmbinări, au fost următoarele:

- material de bază: tablă de oţel galvanizată (zincată), grosimea 0,8 mm;

-material de adaos: sârmă din aliaj CuSi3, ø 1,2 mm, forma îmbinării fiind cea

din figura următoare:

Examinarea metalografică s-a executat conform SR 5000 -1997.

Atacul chimic corespuzător, s-a executat cu următorii reactivi metalografici:

a. tablă oţel galvanizată - Nital 2 %

b. aliaj cupru: Clorură cuprică amoniacală

Îmbinarea este compusă din trei materiale diferite, deci va fi definită de mai multe

zone cu proprietăţi şi caracteristici diferite: cordonul sudobrazat în care temperatura de

lucru este cea mai mare, material de bază format din oţel şi stratul de zinc, stratul

intermetalic pe cele două feţe oţel şi cupru şi punctul de intersecţie a celor trei metale este

cel mai important din punct de vedere al studiului structural.

A. Îmbinarea realizată prin procedeu CMT

43

a. Examinări macroscopice

Examinarea macroscopică s-a executat, conform [40], pe cele două suprafeţe ale

sudobrazării în figura 25 a) faţă, b) rădăcină), prezentate şi c) în secţiunea transversală.

a) faţa sudobrazării) b) rădăcina sudobrazării) c) secţiune transversală a

sudobrazării

Figura 2.5 M1 Proba realizată cu CMT

Se poate observa în figura 25, că în ZIT, suprafaţa afectată de temperatură, s-a

exfoliat parţial, prezentând un aspect mat, zona este asemănătoare, cu excepţia unei

porţiuni, în care stratul galvanizat exfoliat, are aspectul unor aglomerări cu particule de

Zn. În secţiunea transversală, nu se observă imperfecţiuni de sudobrazare.

b. Examinări microscopice pentru procedeul CMT

Figura 2.6 Analiză micrografică realizată pentru procedeul CMT ZC [Nital

2%+Cl.ferică,50×]

44

Tabel 2.1 Analiză micrografică realizată pentru procedeul CMT

MB [Nital 2%, 100×] MB+Zn [Nital 2%, 100×] MB+Zn, defect [Nital 2%,

100×] SB, [Nital 2%, 100×]

ZIT St sus [Nital 2%+

Cl.ferică, 100×]

ZITdr sus [Nital 2%+

Cl.ferică, 100×]

ZITst jos [Niatl

2%+Cl.ferică, 100×]

ZITdrjos [Nital

2%+Cl.ferică, 100×]

Concluzii: Structura în zonele specifice îmbinărilor sudobrazate (MB-material

de bază, ZIT-zona influenţată termic, SB-sudobrazare) sunt formate din ferită şi

perlită în MB şi ZIT, soluţie solidă α Cu, cu particule disperse de Si (structură dendritică

de turnare). Cu formarea unui strat intermetalic Cu-Fe-Zn în zona de trecere. Punctul

principal de studiu metalografic îl constitue punctul de conexiune între cele trei metale

ZITst jos. Aspectele microscopice sunt cuprinse în figura 2.6 şi tabel 2.1.

B. Îmbinarea prin procedeu MIG-ShortArc

a. Examinări macroscopice

Examinarea macroscopică s-a executat pe cele două suprafeţe ale imbinarii sudate

(faţă, rădăcină şi în secţiunea transversală), prezentate în figura 3.7.

45

a) faţa sudobrazării) b) rădăcina sudobrazării) c) secţiune transversală a

sudobrazării

Figura 2.7 M1 Proba realizată cu MIG-ShortArc

b. Examinări microscopice

Structura în zonele specifice îmbinărilor sudate (MB, ZIT, SB) sunt formate din

ferită şi perlită în MB si ZIT, soluţie solidă α Cu, cu particule disperse de Si (structură

dendritică de turnare). Dar stratul intermetalic este mult mai gros, iar stratul de zinc

distrus pe porţiuni mari. Aspectele microscopice sunt cuprinse în figura 2.8 şi tabel 2.2.

Figura 2.8 Analiză micrografică realizată pentru procedeul MIG-ShortArc SUD

[Cl.ferică, 100×]

Tabel 2.2 Analiză micrografică realizată pentru procedeul MIG-ShortArc

46

MB [Nital 2%, 100×] MB+Zn [Nital 2%, 100×] ZITst_sus [Nital

2%+Cl.ferică, 100×]

ZITdr_sus [Nital

2%+Cl.ferică,100×]

ZITst_jos [Nital

2%+Cl.ferică 100×]

ZITdr_jos [Nital

2%+Cl.ferică,100×]

SUD [Nital 2%+Cl.ferică,

100×]

SUD [Nital 2%+Cl.ferică

100×]

Concluzii: Se poate observa în tabelul 2.2 că în jurul cordonului s-a exfoliat

parţial stratul de zinc şi au apărut insule de oxid de zinc care face ca procedeul să nu

poate fi folosit datorită faptului că materialul nu mai îndeplineşte condiţiile de protecţie

împotirva coroziunii. Un alt aspect vizibil în tabel 2.2 este prezenţa stropilor pe suprafaţa

zincată şi care nu pot fi îndepărtaţi mecanic deoarece ar duce la distrugerea stratului de

zinc. Stratul galvanizat oxidat, are aspectul unor aglomerări de particule fine albe.

În secţiunea transversală se observă goluri, cu diferite diametre, pe suprafaţa de

sudobrazare cauzate de oxidul de zinc. Lucru care demonstrează că temperatura de lucru

la acest procedeu este peste 9200C, temperatura de formare a oxidului de zinc.

La materialul de bază, se poate observa, că stratul de zinc este parţial desprins de

tablă.

Aspectul structural din ZIT, indică o depreciere a stratului de Zn în această zonă,

prin subţierea acestuia, până la dispariţie.

În îmbinarea sudobrazată se pot observă goluri de diferite dimensiuni, dispersate

în toată suprafaţa secţiunii transversale.

Concluzii ale studiului comparativ:

1. Observaţii iniţiale:

- dificultatea mare şi numărul mare de stropi în realizarea îmbinării în cazul

MIG/MAG shortarc comparativ cu CMT.

47

- iposibilitatea de conservare a stratului de zinc la MIG/MAG shortarc chiar dacă

energia liniară este relativ redusă.

2. Din figura 2.7 pentru CMT şi 2.8 pentru MIG/MAG short arc se observa ca ZIT

este caracterizată prin difuzia zincului şi este prezentă în ambele cazuri, dar în cazul CMT

este mai puţin extins.

Se observă că în materialul de bază la CMT are o zonă influenţată termic mai

redusă. În ambele cazuri apare o zonă de difuzie a cuprului şi zincului în materialul de

bază (matrice de fier), zonă mult mai extinsă la shorth arc comparativ cu CMT. Îmbinarea

are o rezistenţă la rupere mai mare, dar distrugerea stratului de zinc este mai masivă

îmbinarea ne mai având caracteristicile de protecţie impuse.

3. Din figura pentru CMT conservarea parţială a stratului de zinc şi MIG/MAG

clasic se observă că stratul de zinc se distruge, deci nu mai păstrează funcţia anticorozivă.

În ambele cazuri datorită răcirii rapide oxidul de zinc este prins în matrice îmbinării sub

formă de pori.

4. Materialul de sudobrazare [41] este CuSi3 prezintă o structură formată din

soluţie solidă de cupru şi siliciu dizolvat în cupru, ce cristalizează în sistem cubic cu

feţe centrate şi un amestec mecanic eutectoid format din fazele şi compusul

intermetalic 733SiCu . Aceasta este şi structura stratului intermetalic. Se observă

cristalizarea detritică a eutectoidului într-o matrice de soluţie solidă .

5. În cazul sudobrazării materialul de adaos difuzează în materialul de bază, iar

rezistenţa la rupere este cuprinsă între 233-407 2/mmN .

Conform [42] că durităţile sunt mai ridicate în zona influenţată termic, dată de

structurile Widmänstatten, durităţile având valori cuprinse între 110 – 160 HV5.

6. La procedeul CMT doar zincul Zn şi cuprul Cu din materialul de adaos

participă în îmbinare lucru care face să se formeze un aliaj al sistemelor Cu-Zn, denumit

soluţie solidă ordonată sau fază Kurnakov, care prezintă în structura la temperaturi înalte

soluţii solide neordonate, iar la temperaturi joase (sub temperatura Curie-Kurnakov),

devin soluţii solide ordonate. în timp ce cuprul şi zincul, având structuri cristaline diferite

(Cu - CFC, iar Zn - HC), prezintă solubilitate parţială în stare solidă şi formează soluţia

solidă parţială α ≡ Cu(Zn); comparativ cu shortharc unde are loc topirea materialului de

bază şi cel de adaos. Lucru pozitiv din punct de vedere a durităţii, deoarece răcirea se

48

face mai încet, structurile Widmänstatten fiind în procent mai mic, dar stratul de zinc este

compromis.

7. Figura 2.6 în cazul folosirii unei tehnologi optime CMT conservarea stratului

de zinc şi tabel 2.1 la acelaş procedeu CMT în cazul folosirii unei tehnologi

necoresponzătoare alterarea totală sau parţială a stratului de zinc, lucru care apare la

MIG/MAG short figura 2.8 şi tabel 2.2 indiferent de parametri aleşi.

49

CAPITOLUL 3

3 Obiectivele tezei de doctorat

Tematica de cercetare este cantonată cu preponderenţă în subdomeniul

Echipamente de sudură, tipuri noi de transfer în arcul electric. Fabricaţia flexibilă a

structurilor sudate este o ştiinţă multidisciplinară: care cuprinde: tehnologie, inteligenţă

artificială, computere, roboţi, utilaje de sudură, dispozitive de sudare, ştiinţa materialelor

etc.; acest fapt a făcut ca cercetările în domeniu să fie abordate în tările dezvoltate

economic în cadrul unor Laboratoare Naţionale ale Institutelor de Sudură, Institute

Naţionale de Robotică sau în laboratoarele marilor şi puternicelor firme transnaţionale.

Pe plan mondial sursele de sudare continuă să fie în prezent un domeniu în care

noutaţile de principiu sau de soluţie constructivă, sunt într-o permanentă evoluţie.

Apariţia acum cinci decenii a componentelor electronice de putere a constituit un moment

esenţial în evolutia construcţiei surselor de sudare. Acest lucru a facut posibilă rezolvarea

automatizării precum şi instalarea automată prin programul care conţine poziţia de

deplasare a capului de sudare şi a unor valori discrete ale parametrilor regimului de

sudare într-o succesiune precis anticipată.

Introducerea noilor surse şi-au găsit aplicabilitate atât în transferul în arcul electric

cât şi în gestiunea datelor de comandă: programarea parametrilor de sudare, programarea

traseului de parcurgere a pieselor, culegerea datelor pentru programarea parcurgerii

rostului, stocarea datelor pentru natura materialelor etc.

Pentru procesul de sudare cu surse clasice comandate după program suferă încă de

importante dezavantaje care pot fi rezumate astfel:

a) – pregătirea programului necesită un volum mare de încercări, acestea având la

baza informaţii apriorice despre natura materialului de bază, poziţia capului de sudare,

condiţiile concrete de lucru, volumul producţiei, informaţii economice etc.;

b) – datele de calcul sunt stabilite cu aproximări datorate coeficienţilor şi

exponenţilor specifici relaţiilor experimentale din teoria sudării precum şi diversităţii

cazurilor tehnologice concrete;

50

c) – efectele uzurii normale a capului de sudare provoacă variaţia caracteristicilor

geometrice ale cusăturii, a parametrilor tehnologici etc. iar încercările de predicţie a

uzurii au un grad insuficient de încredere şi repetabilitate;

d) – variaţiile grosimii semifabricatului sunt imprevizibile şi deci neprogramabile,

motiv pentru care sunt luate în calcul dimensiunile medii pentru pătrundere şi grosimea

cusăturii.

Dezavantajele menţionate şi pericolul ca erorile să conducă la îmbinări

necorespunzătoare, determină admiterea unor rezerve de siguranţă în stabilirea

parametrilor regimului de sudare, fapt care duce la o subîncarcare a sursei de sudare

convenţională din care derivă CMT.

Procedeul Cold Metal Transfer, va fi notat în lucrare CMT, are ca sursă termică

arcul electric, iar transferul materialului se face prin derivare din tarnsferul prin

scurtcircuit. Procedeul a devenit viabil odată cu evoluţie tehnologiei electronice şi este

folosit în:

- îmbinarea tablelor subţiri similare şi acoperite, prin zincare îndeosebi

- îmbinarea tablelor subţiri disimilare a materialelor: cupru cu aluminiu, oţel cu

fontă

- depuneri pentru îmbunătăţire proprietăţilor mecanice ale pieselor solicitate la

uzură

Actualmente procedeul este folosit cu precădere în industria aotuvehicolelor, dar

procedeul limitează energia liniară introdusă la nivelul tipului de transfer prin shortarc,

pentru îmbinarea tablelor cu grosime până la 2-3mm.

Având în vedere că cercetările din domeniul îmbinării tablelor subţiri sunt foarte

răspândite, prezenta teză îşi propune prin cercetare experimentală să optimizeze

parametrii utilizaţi la îmbinarea tablelor subţiri, respectiv îmbinarea, table zincate cu

aluminiu, cupru cu aluminiu şi tablelor zincate cu table zincate, îmbinare folosită la firma

Panduit.

51

3.1 Descrierea echipamentului pentru cercetarea experimentala

Principalul element al echipamentului pe cercetarea experimentala îl constitue

sursa de sudare MIG/MAG (prezentată în anexa Anexa 1), de tipul TransPuls Synergic

2700 CMT, destinată procedeului de sudare cu energie redusă Cold Metal Transfer. Sursa

are curentul nominal de 270 A, pentru durată relativă de lucru DRL = 100%. Se utilizează

această sursă de mică putere, deoarece curentul de sudare necesar este redus la realizarea

îmbinărilor disimilară a tablelor de grosime 0,5...1,5 mm, unde se aplică tehnologia de

sudobrazare, în mod special.

Această sursă de sudare este din categoria surselor sinergice la care parametrii de

sudare principali sunt corelaţi pe baza unor valori optimizate, determinate prin experienţa

producătorului sursei si autilizatorilor procedeului de sudare MIG/MAG Cold Metal

Transfer. Sursa este prevăzută cu un programator de proces cu microprocesor. El

îndeplineşte anumite funcţiuni de programare, prin selectarea tipului materialelor de

adaos, a diametrului acestora, respectiv prin prescrierea anumitor valori ale parametrilor

de sudare principali, [43].

Postul de sudo-brazare, amenajat la ISIM Timişoara pentru lucrări manuale,

mecanizate şi parţial automatizate, este prezentat în figura 3.1.

Figura 3.1 Postul de sudo-brazare

52

Principalele componente ale postului de sudo-brazare sunt următoarele:

1. Sursă de sudare MIG/MAG tip Fronius CMT, pentru procedeul MIG/MAG Cold

Metal Transfer, având curentul nominal maxim de 270 A.

2. Dispozitiv tampon pentru variaţiile vitezei de avans al sârmei.

3. Cap sau pistolet de sudare tip Fronius CMT de 270 A.

4. Cale de rulare (ISIM).

5. Tractor de sudare tip Kjellberg – Eberle KEBE.

6. Masa plană de poziţionare (ISIM).

7. Piesele pentru sudo-brazare.

8. Piesele de adaptare pentru blocul de traductoare (ISIM).

9. Bloc de traductoare, tip K1000.

10. Sistem computerizat de monitorizare, tip μQAS, cu dotările: procesor 16 biţi;

sistem de operare Windows XP; limbaj de programare evoluat; funcţiuni de

software uzuale pentru sudare; intrari pentru traductoare de tensiune, curent,

viteza sârmei şi debit de gaz; ieşiri tip releu pentru semnale de avertizare;

memorie de min. 500 MB, cu încărcare circulară; transfer de date pe computer,

prin interfaţă specială ş.a.

11. Accesorii.

Sursa de sudare este prevazuta cu un dispozitiv de compensare a variaţiilor vitezei

de avans al sârmei. Acest dispozitiv permite sârmei de adaos să realizeze o curbură de

rază variabilă, necesară pentru antrenarea sub formă de impulsuri mecanice a sârmei de

către mecanismul de avans al sârmei, din categoria push-pull, având acţionare de

împingere şi tragere a sârmei.

Capul sau pistoletul de sudare tip CMT, având curentul nominal de 270 A are o

formă proprie, în funcţie de cerinţele sistemului push-pull în impulsuri pentru avansul

sârmei de adaos.[44]

Echipamentul de sudare utilizat este prevazut cu un sistem de monitorizare a

parametrilor de sudare care îndeplineste următoarele funcţiuni [45] :

- monitorizarea în timp real a valorilor curente ale parametrilor de sudare

principali: tensiune, curent, viteza de avans a sârmei electrod, debitul gazului de

53

protecţie, viteza de sudare, în scopul ajustării parametrilor la valorile recomandate, în

funcţie de cazul concret de utilizare.

- înregistrarea parametrilor de sudare, de către un sistem computerizat, în scopul

reproducerii exacte a acestor parametri la aplicarea tehnologiei

Schema bloc a sistemului de monitorizare a parametrilor de sudobrazare este

prezentat in figura 3.2.

Figura 3.2 Sistemul de monitorizare a parametrilor de sudobrazare. Schema bloc.

Valorile parametrilor sunt actualizate după fiecare interval de 0,2 secunde,

interval care reprezinta timpul minim de integrare a valorilor parametrilor, adică

intervalul de timp în care sistemul calculează o valoare medie a parametrului de proces.

Timpul de integrare poate fi prescris şi la alte valori, de ordinul zecimilor de secundă, al

secundelor sau minutelor. In cazul timpilor de integrare mari probabilitatea de

înregistrare a abaterilor valorilor fiecărui parametru faţă de valoarea prescrisă este mai

redusă.

În cazul utilizării procedeului de sudobrazare ca tehnologie de fabricaţie

industrială, de unicate sau de serie, sistemul de monitorizare trebuie să îndeplinească

54

cerinţele pentru un sistem de asigurare a calităţii, conform cerinţelor standardelor din

seria ISO 9000, având următoarele funcţiuni:

- semnalizarea abaterilor de la valorile recomandate ale parametrilor tehnologici,

în vederea corectării parametrilor, în timp real.

- evaluarea rezultatelor procesului de sudobrazare, cu anumiţi indicatori de

calitate şi pe baza anumitor criterii tehnico-economice, cu scopul de a perfecţiona ulterior

tehnologia de fabricaţie.

- detectarea şi localizarea anumitor defecte de îmbinare, prin corelarea cu anumite

abateri ale parametrilor de sudare de la valorile prescrise, în anumite momente, respectiv

în anumite locuri.

Pentru cercetarea posibilităţilor de optimizare a sudobrazării mecanizate a tablelor

zincate s-a conectat la instalaţie un card de prelucrare a semnalului analogic, tip

WBK13A. Altă facilitate este software-ul WaveView, care permite instalarea rapidă şi

uşoară a aplicaţiei, permite vizualizarea datelor imediat dupa încercare şi verificarea

validităţii testului. Acest sistem este portabil. WaveBook poate înregistra datele direct pe

hard-disk-ul unui PC, permiţând un timp de achiziţie mai lung.

3.2 Domeniul de cercetare

Studiul teoretic realizat a scos în evidenţă interesul firmelor în domeniul îmbinării

tablelor subţiri, în special al îmbinării tablelor acoperite. Relizarea unor îmbinării cu

proprietăţii mecanice bune şi repetabilitate procesului.

Sudobrazare se caracterizează printr-o interdependeţă sporită între sursa de

sudare, matarialele şi parametrii utilizaţi. Ca parametrii definitorii distingem: curentul de

sudare, viteza de sudare şi factori caracteristici sursei: factorul de corecţie al lungimii

arcului şi factorul dinamic. Mai intră în studiu: geometria rostului, temperaturile de topire

şi structurile diferite ale materialului de bază şi materialului de adaos. Toţi aceştii

parametri interacţionează între ei şi alegerea lor corespunzătoare are ca rezultat obţinerea

unei îmbinări corespunzătoare atât din punct de vedere structural, cât şi mecanic.

Lucrarea de faţă se va axa spre următoarele direcţii:

55

1. Introducerea unor noţiuni de sudobrazare cu procedeul CMT şi a

parametrilor utilizaţi

2. Optimizarea parametrilor de proces prin probe experimentale şi

caracterizare metalografic (microscop electronic)

3. Modelarea în MatLab a temperaturii şi deformaţiilor tablelor subţiiri

Mod de cercetare

Studiul abordat în cadrul tezei este în concordanţă cu cercetarea actuală din

laboratoarele şi institutele de cercetare în sudură intranaţionale. Domeniul este complex şi

cu o evoluţie continuă a tehnologiei, optimizarea parametilor şi analiaza influenţei

temperaturii asupra proprietăţilor îmbinărilor realizate este o temă de mare actualitate.

1. Prezentare modului de transfer şi principalelor procedee derivate din

shortarc

Studiul teoretic asupra stadiului actual al dezvoltării procedeelor derivate din

MIG/MAG clasic cu energie liniară mică:

- Principiul transferului prin tensiune superficială STT

- Principiul transferului ColdArc

- Principiul transferului CMT (Cold Metal Transfer)

Studiul teoretic asupra procedeelor îmbinare alternative de îmbinare a tablelor

subţiri, cu referire la:

- Variante de procedee de sudare folosite pentru asamblarea tablelor subţiri

acoperite şi disimilare

- Materiale de adaos folosite la îmbinarea tablelor subţiri

- Parametrii tehnologici folosiţi în cazul sudobrazării

- Proprietăţile straturilor intermetalice formate la sudobrazare

- Macanismul de fragilizare datorat zincului

- Studiul temperaturii şi deformaţiile întâlnite în procesele cu energie liniară

mică.

- Aparate şi metode de măsurare a grosimii straturilor de zinc

56

2. Studiul experimental privind relaţia dintre parametrii tehnologici şi

proprietăţile îmbinărilor realizate:

a) Determinarea experimentală şi optimizarea parametrilor în procesul de

sodobrazare CMT a tablelor zincate cu table zincate:

- Descrierea instalaţiei şi materialelor utilizate pentru experimente

- Determinarea influenţei zincului în procesul de sudobrazare (umectare, pori,

stabilitate arc, etc.)

- Determinarea relaţiei dintre viteza de avans a sârmei şi viteza de sudare

- Determinarea influenţei factorului de corecţie dinamic asupra energiei liniare

- Determinarea influenţei factorului de corecţie al lungimii arcului asupra energiei

liniare

- Determinarea dependenţei dintre parametrii de proces şi grosimea stratului de

zinc conservat după sudobrazare

- Modelarea în MatLab a relaţiei dintre parametri de proces şi grosimea stratului

de zinc conservat, relaţionarea cu temperatura şi deformaţiile.

- Determinarea evoluţiei coeficientul de termoemisivităţii cu temperatura la oţel

- Determinarea relaţiei dintre energia liniară şi grosimea stratului intermetalic

b) Determinarea experimentală şi optimizarea parametrilor în procesul de

sodobrazare CMT a tablelor zincate cu aluminiu:

- Realizarea unui program experimental comparativ CMT (Cold Metal Transfer)

şi CMTP (Cold Metal Transfer Puls) la sudobrazarea a tablelor subţiri din oţel zincat cu

aluminiul

- Determinarea dependenţei dintre energia liniară şi gosimea stratului de difuzie a

zincului în aluminiu

- Analiza structurilor formate de cordon în zona de trecere cu aluminiu şi cu tabla

zincată

c) Determinarea experimentală şi optimizarea parametrilor în procesul de

sodobrazare CMT a cuprului cu aluminiu:

57

- Determinarea experimentală a parametrilor optimi necesari pentru sudobrazare

Cu-Al:

- Determinarea modului de variaţia a coeficientului de termoemisivitate a cuprului

cu temperatura

- Analiza dependenţei dintre energia liniară şi grosimea stratului intermetalic

- Analiza dependenţa dintre energia liniară şi lăţimea cordonului

- Analiaza dependenţa dintre energia liniară şi adâncimea zonei influenţate termic

în cupru

- Analiza dependenţa dintre energia liniară de sudare şi duritate stratului

intermetalic

58

CAPITOLUL 4

4 Sudobrazarea tablelor zincate

Studiul de optimizare va cuprinde trei tipuri de îmbinări:

1 Tablă zincată cu tablă zincată cu material de adaos CuSi3 [46]pe patru nivele.

Cele patru nivele sunt date de patru grosimi de tablă 0,7; 0,8; 1,0 şi 1,5 mm cu realizarea

unei modelări în MATLAB cu determinarea temperaturii şi deformaţiilor pentru fiecare

grosime de tablă.

2. Tablă zincată cu aluminu cu grosime de 1,0 mm pe două nivele date de două

procedee de sudobrazare CMT şi CMTP.

4. Aluminiu cu cupru cu grosime de 1,0 mm pentru Al şi 1,0 mm pentru Cu pe

două nivele date de sudobrazare cu strat intermetalic de nichel 20 m şi 40 m .

4.1 Optimizarea procedeului de sudobrazare a tablelor zincate

Procedeul de sudobrazare cu CMT este foarte complex, la el intervin un număr foarte

mare de fenomene fizice. Optimizarea şi modelarea procesului cere studierea unui număr

mare de fenomene: interacţiunea între arcul electric şi material, energia introdusă în zona

îmbinării care să ofere repetabilitate formării cordonului de sudobrazare, modificarea

caracteristicilor termo-fizice ale materialelor, etc.

Problema principală o constitue limtarea grosimii stratului intermetalic între cordon şi

placa de oţel. Cunoaşterea temperaturii în zona de lucru este definitorie pentru optimizarea

corectă şi conservarea stratului de zinc.

Plan experimental pentru optimizarea sudobrazării tablelor subţiri zincate cu

grosime de 0,7, 0,8; 1; 1,5; mm cu ajutorul procedeului CMT are la bază planul de

încercări pentru analiza statistică efectuată asupra unui experiment factorial care

urmăreşte studierea simultană a influenţei principalilor parametri tehnologici de

sudobrazare (curent de sudare SI , viteză de sudare sv , factor de corecţie a lungimii

arcului ol şi factorul de corecţie dinamic naI ). [47]

59

Funcţia de răspuns avută în vedere este grosimea stratului de zinc cu păstrarea

proprietăţilor mecanice ale îmbinării sudate cu table de grosime 0,7; 0,8; 1; 1,5 mm

zincate şi studiul stratului intermetalic format.

Aprecierea calităţii îmbinării sudobrazate are în vedere conservarea stratului de

zinc şi forţa necesară ruperii îmbinării prin forfecare pentru încercarea îmbinărilor

sudobrazate realizate în cazul de faţă cu procedeul CMT.

Dimensiunea probelor a fost de 200x50xs mm cu grosimi de tablă de s=0,7 mm

s=0,8mm; s=1mm, şi s=1,5 mm, decapate cu diluant înainte de sudobrazare, grosimi

utilizate în industria constructoare de maşini şi tubulatură pentru aer condiţionat.

Experimentările se vor realiza cu o sursă de sudare TransPulsSinergic 2700 CMT

cu arc pulsat (schema bloc fiind prezentată în anexa A2) cu sistem integrat/separat de

avans sârmă cu 4 role, cu o autonomie de lucru de 6m. Curentul maxim de 270A furnizat

de un invertor care lucrează la o frecvenţă de 100kHz, ceea ce permite un consum la mers

în gol de numai 50 W.

Abordarea cercetării implică realizarea câtorva paşii:[48]

- alegerea materialelor şi gazului de protecţie

- alegerea metodei de măsurare a stratului de zinc şi motivarea alegerii acestei

metode din punct de vedere industrial

- studiul comparativ al umectării cu table din oţel carbon neacoperite

- optimizarea parametrilor tehnologici şi factorilor de corecţie disponibili în

instalaţie pentru realizarea unei îmbinări corespunzătoare pentru tablele

zincate[49]

- modelarea optimizării procesului prin alegerea grosimii maxime a stratului de

zinc, realizarea unei temperaturi optime de topire, dar mai mică decât

temperatura de ardere a zincului, aflarea deformaţiilor în urma aplicării

procesului.[50,51]

- studierea grosimii şi componenţei stratului intermetalic la toate îmbinările

disimilare.

Studiul a pornit cu câteva etape preliminare:

- alegerea materialelor de adaos în urma studiului publicaţiilor

- alegerea gazului de protecţei

60

- detrminarea corelaţiei dintre rostul pentru sudobrazare şi grosimea tablei

- determinarea lungimii libere şi a înclinării capului de sudare

- determinarea influenţei factorului de corecţie dinamic şi factroului de corecţie

al lungimii arcului asupra energiei liniare

- corelaţia dintre viteza de avans a sârmei şi viteza de sudare

- deteminarea parametrilor pentru punctul central pentru fiecare grosime de

tablă

4.1.1 Materiale utilizate

Pentru efectuarea experimentărilor s-au utilizat următoarele materiale:

tablă zincată EN 10142, conform certificatului de calitate;[52]

sârmă material de adaos - CuSi3, cu diametrul de 1,2 mm, conform

certificatului de calitate;

flux de lipire de tipul AG8, conform SREN 1045 eliminat ulterior din

studiu;

Cercetarea s-a efectuat cu sârmă 3CuSi cu compoziţia chimică prezentată în

standard, cu diametrul de 1,2mm.

S-a simulat condiţiile industriale, prin folosirea unei variante mecanizate (se poate

vedea instalaţia în anexe) ce presupune fixarea tablelor în dispozitivul de sudare şi

deplasarea capului de sudare cu o viteză constantă cu ajutorul unui cărucior.

Înregistrarea datelor s-a făcut cu ajutorul unui sistem cu PC integrat care permite

stocarea informaţiilor pentru curent de sudare SI , tensiunea arcului aU , viteza de avans a

sârmei Sv şi debit de gaz Q şi procesarea datelor atât statistic, cât şi prezentarea lor

grafic. Înainte de demararea cercetări s-a realizat calibrarea şi verificarea suplimentară a

parametrilor electrici ai sistemului de achiziţii date.[52]

61

4.1.2 Alegerea gazului de protecţie

Alegerea gazului de protecţie la sudare s-a facut prin alegerea a patru dintre cele

mai utilizate gaze folosite la sudobrazare.[53]

Gaze utilizate în etapa preliminară: Ar+18%CO2, Ar+1%O2, Ar+2,5%CO2 şi

100%Ar cu un debit de 12-20 l/min.

Ar+18%CO2, Ar+2,5%CO2 şi 100%Ar sunt de dorit pentru că sudobrazarea se

face cu energie liniară mai mică, dar în cazul prezenţei oxigenului va fi coroziunea mai

puternică şi mai rapidă conform [17]. Gazele cu conţinut de hidrogen se exclud datorită

fragilizării în ZIT în prezenţa zincului.

Concluzie: Rezultate bune au fost cu Ar+2,5%CO2 şi 100%Ar. În final 100%Ar

este de dorit, deoarece în cazul prezenţei oxigenului sau dioxidului de carbon va fi

coroziunea mai puternică şi mai rapidă, în cazul altor gaze inerte se pune problema

introducerii unei El mai mari care ar arde stratul de Zn.

4.1.3 Lungimea liberă şi unghiul de înclinare al capului de sudare

Un alt element luat în lucru a fost lungimea liberă a sârmei ][mmlc , unde

măsurarea s-a făcut de la diuza de contact la suprafaţa componentei, şi unghiul de

înclinare al capului de sudare ][0

0 , la care măsurarea s-a făcut faţă de verticală în

planul de sudare. Gazul iniţial cu care s-a opţinut parametri geometrici ai optimizării a

fost gorgon Ar+18%CO2 şi 100%Ar.

Tabel 4.1 Experimente cu alegerea lungimii libere a sârmei de sudare

Nr.

crt. ][mmLl ][0

0 ][A

reglatIS ][V

realUa min]/[cm

realvs min]/[m

realvas min]/[l

Ql

1. 7 30 42 8 50 1,6 19

2. 7 30 45 9,2 50 2,0 19

3. 7 30 42 8 60 2,0 20

4. 7 30 38 7,7 60 1,6 20

5. 9 30 66 11,8 76,0 3,9 14

6. 9 30 23 6,5 50 0,8 14

62

7. 11 20 38 7,7 80 1,6 16

8. 11 20 48 7,7 80 2,2 16

Depunere pentru optimizare are următoarele proprietăţi, conform figurii 4.2:

- mmlc 107 lungimea de la piesă la diuza de contact

- 020 unghiul de înclinare a capului de sudare faţă de verticală

- mms 5,1;0,1;8,0;7,0 - grosimile corespunzătoare tablelor

Figura 4.2 Unghiul capului de sudare pentru realizarea experimentelor

Concluzie: În urma studiului arcului s-a observat că la o lungime liberă mai mică

de 7mm arcul se stinge, la o lungime mai mare de 11mm se întrerupe pentru energia

liniară cu care se doreşte să se facă studiul, fiind vorba de table subţirii 0,8-1,2 mm.

Unghiul optim la care se poate sudobraza este de 00 20 şi lungimea liberă mmlc 107 ,

în conformitate cu tabelul 4.1.

Suprafaţa care urmează să fie îmbinată trebuie să aibă o rugozitate mare deoarece

îmbinarea nu se realizeză prin topire materialui de bază, ci doar prin difuzie şi ancorare

mecanică.

4.1.4 Studiul umectării la sudobrazarea tablelor zincate

Studiul umectării la sudobrazarea tablelor zincate face parte din etapele

preliminare de optimizare a tehnologiei.[54]

În timpul sudobrazării distingem patru zone caracteristice (figura 4.3):

1. Zona de fuziune

63

2. Stratul intermetalic

3. Zona influenţată termic

4. Materialul de bază

Figura 4.3 Zonele caracteristice unei sudobrazări

Zona de fuziune este singura în care are loc topirea materialului. Este o zonă în

care solodificarea are loc cu viteză mare datorită energiei liniare mici. Solodificarea se

caracterizează prin transformare de fază şi nucleaţie eterogenă. Aceasta din urmă este

determinată de formarea germenilor de cristalizare pe suprafeţele altor faze existente sau

defecte structurale. Un factor important este unghiul de umectare.

Asupra moleculelor aflate la interfaţa lichid-solid se exercită, pe de o parte forţe

de coeziune intermoleculare proprii, iar pe de altă parte, forţe coezionale de atracţie a

mediului solid de contact. Această acţiune a forţelor moleculare determină adeziunea

lichidului (respectiv a stratului sudobrazat) pe suprafaţ solidului, care depinde de natura

celor două substanţe şi în principal de tensiunile lor superficiale.[39]

După cum rezultă din figura 4.4, lichidele cu tensiune superficială mică LG , aşa

numite tensioactive, posedă o mare capacitate de umectare (întindere pe suprafaţă) şi un

unghi mic de contact, a . Pentru producerea umectării una din condiţiile esenţiale este ca

între tensiunile superficiale ale straturilor limită solid-gaz SG , respectiv solid-lichid SL ,

să satisfacă următoarea inegalitate:

SLSG

64

La limita de separaţie a celor trei medii (punctul triplu) din condiţia de echilibru a

tensiunii superficiale rezultă:

SLSGLG a cos

unde unghiul a este cuprins între 0100 .

Figura 4.4 Echilibrul tensiunilor superficiale la tripla interfaţă pentru 090

În cazul unui anumit aliaj de sudobrazare se pot distinge următoarele cazuri:

1. α < 90° - aliajul de sudobrazare topit (ALT) umectează MB, curge în rost şi

este posibil de realizat îmbinarea sudobrazată; reprezentat în figura4.4.

2. α = 0 - aliajul de sudobrazare umectează la maxim MB, curgerea în rost va fi

maximă şi prin urmare condiţiile de realizare a îmbinării sudobrazate sunt cele mai bune.

În cazul sudobrazării tablelor zincate rostul fluxului de decapare este luat de zinc

care parţial se topeşte şi ajută la umectarea necesară. Pentru a demostra acest lucru se va

realiza experimentul următor.

Pentru a putea realiza experimentul pe sârmă sau trasat marcaje din 50 în 50 mm,

lucru care face posibil depunerea unei cantităţi constante de material. Experimentul

respectă astfel standardele (depunerea unei cantităţi cunoscute şi constante).

Parametrii tehnologici utilizaţi în studiu comparativ table zincate şi table

neacoperite sunt următorii:

curentul de sudare SI (direct proporţional cu viteza de avans a sârmei asv );

tensiunea arcului aU (care în cazul CMT nu este influenţată de

eventualele pete de grăsime sau oxid de pe material);

viteza de sudare Sv ;

lungimea liberă cl (lungimea de la diuza de contact la materialul de bază);

Gama valorilor pentru parametrii utilizaţi în cadrul experimentărilor a fost:

65

curentul de sudare AIS 7525

tensiunea arcului VUa 308

viteza de sudare min/2,15,0 mvS

Parametri care au fost modificaţi sunt:

- curentul de sudare SI ,

- implicit viteza de avans a sârmei asv , tensiunea arcului aU

- factorii de corecţie a lungimii arcului 00 l şi factorul de corecţie a

dinamicii arcului 0naI

Alegerea s-a făcut în funcţie de posibilităţile date de sursă la grosimea tablei de

mms 8,0 conform tabelului 4.2.

Tabelul 4.2 Limite ale parametrilor date de sursă pentru mms 8,0

Grosime material

][mms Limitele

parametrilor

Curent de sudare

][AIs Tensiunea arcului

][VUa

Viteza de avans a

sârmei

min]/[mvas

0,8 minim 60 9,5 3,1

maxim 73 9,7 3,5

Probele pentru studiul comarativ au fost realiazate pe tablă galvanizată TG şi tablă

neacoperită TN, iar valorile rezultate în urma probelor experimentale au fost trecute în

tabelul 4.3.

Calcularea unghiului se face cu formula: 2

21

, unghiurile sunt între planul

tablei şi tangenta la picătura depusă în partea considerată.

Tabel 4.3 Valorile unghiurilor de umectare rezultate experimental

Nr.

încercare

Valoarea

unghiului de

umectare ][0

Curent

de

sudare

][AIs

Imagine şi mod de măsurare a unghiului

TN2.

0

1 44 0

2 40 042

63

66

TG1.

0

1 25 0

2 23 024

63

Concluzii asupra influenţei stratului de zinc

Suprafaţa probelor pe care urma să se depună au fost curăţate prin degresare cu

diluant, nu s-a realizat sablare.

Pe baza studiului de caz prezentat, admitem că prezenţa zincului este un factor

benefic pentru umectarea suprafeţei de către materialul de adaos (se comportă ca un flux

decapant). Partea negativă a păstrării stratului de zinc este prezenţa porilor în structură şi

posibilitatea de iniţiere a fisurii datorită zicului lichid prin difuzia zicului de-a lungul

graniţei primare de grăunţi austenitici.[54]

Stratul de zinc de la suprafaţa îmbinării se evaporă în timpul procesului de

sudobrazare, datorită temperaturii de C0920 la care se evaporă zincul, formând pori. Porii

apar deoarece zincul cu oxigenul formează ZnO care este prins în matricea îmbinării,

energia liniară fiind mică răcirea se face cu viteză mare.

Arderea zincului este benefică în zona de aderenţă deoarece se comportă ca un

decapant făcând ca difuzia cuprului şi a siliciului în oţel şi a fierului în matricea de cupru.

Lucru care face ca îmbinarea să fie mai rezistentă, se doreşte ca zincul să participe cât

mai puţin la realizarea îmbinării datorită porilor.

4.1.5 Studiul corecţiei desprinderii picăturii

Corecţia desprinderii picăturii/dinamicii depinde de natura materialul de adaos şi

de diametrul sârmei de sudare selectate. Se va nota cu naI acest parametru şi se va numii

în continuare factorul de corecţie dinamic.

67

Reglarea digitală a procesului şi predefinirea scurtcircuitelor produse la retragerea

sârmei şi la desprinderea picăturilor de pe capătul sârmei. Transferul picăturii se face la

un curent foarte mic, lucru ce duce la o alternaţă cald-rece. În perioada de ardere a arcului

(cald), căldura acţioneză asupra metalui de bază şi asupra materialului de adaos. În

perioada de retragere a sârmei (rece), se produce transferul unei singure picături de metal

către baia topită. În comparaţie cu sudarea MIG/MAG clasică la folosirea aceleiaşi valori

a puterii arcului, la procedeul CMT se produce o deformaţie mai redusă, iar stropi nu se

produc deloc.

În timpul acestui proces pentru a obţine un regim staţionar şi deci un control

foarte bun al desprinderii picăturii este necesar ca ecuaţia echilibrului dinamic să aibă

forma conform Gliţă [45]:

)()( aSaaa IUIU

dt

dIL

unde:

L-inductanţa circuitului de sudare

Ua, Ia- tensiunea şi curentul arcului de sudare

US, IS-tensiunea şi curentul sursei de alimentare

Se mai ştie că sdadsaS RRtgtgk ,[45]

Unde:

- Rsd-rezistenţa electrică dinamică a sursei

- Rad- rezistenţa arcului electric în regim stabil

Modificarea arcului se face în felul următor:

Figura 4.5 Stabilitatea arcului în care sursa are carateristica sursei este 1-extrem

coborâtoare, 3-rigidă şi 4-urcătoarea

68

Pentru sursa considerată modificarea caracteristicei de curent se face doar prin

modificarea rezistenţei dinamice, această modificarea în lucrarea o vom numi factor de

corecţie dinamic şi o vom nota cu Ina.

Pentru caractaristica 1 rezistenţa dinamică este 0naI şi 0Sk ,

Pentru caractaristica 3 rezistenţa dinamică este 0naI şi 0Sk ,

Pentru caractaristica 4 rezistenţa dinamică este 0naI şi 0Sk ,

Corecţia Ina reglează caracteristica sursei şi modul de desprindere a picăturii

pentru a controla cantitatea de căldură introdusă în materialul de bază. În cazul nostru

materialul de adaos este 3CuSi cu protecţia de Ar, grosimea sârmei 1,2 mm.

Studiul iniţial pentru acest parametru s-a făcut pe cordoane realizate cap la cap pe

tablă zincată de grosime 0,8 mm cu deschiderea tablelor de 0,6, 1şi respectiv 3mm,

conform cu tabelul 4.4.

Tabel 4.4 Date experimentale cu factorul de corecţie al picăturii

Nr.proba naI ][AreglatI S ][ArealI S ][VrealU a min]/[cmrealvs min]/[mrealvas

Rost cu deschidere de 0,6mm

1. 0 38 40 7,8 70 1,5

2. 1 38 41 7,7 70 1,5

3. 2 38 43 8 70 1,7

4. 3 38 42 7,9 70 1,4

5. 0 38 41 7,4 60 1,5

6. 1 38 42 7,5 60 1,6

7. 2 38 43 7,5 60 1,8

8. 5 38 48 7,8 60 2,0

Rost cu deschidere de 1mm

9. 0 33 34 7,2 60 1,3

10. -1 33 32 6,9 60 1,2

11. -2 33 31 6,9 60 0,8

12. -4 33 30 6,8 60 1,0

13. -5 33 29 6,6 60 1,1

14. +5 33 38 7,2 60 1,5

Rost cu deschidere de 3mm

15. -5 42 35 7,1 60 1,0

69

16. 0 42 42 8 60 1,9

17. +5 42 55 8,3 60 2,3

Diagramele din figura 4.6 s-au realizat cu următoarele date şi formule de

calcul[46,47]:

i

n

ix xS 1 ; )(1 i

n

iy xyS ;2

12 i

n

ixxS ; ii

n

ixy xxyS )(1 (4.1)

yx

xyxx

SanSb

SSaSb 2

(4.2)

22

2

xx

xyxyx

SSn

SSSSa

(4.3)

22 xx

yxxy

SSn

SSSnb

(4.4)

Funcţia liniară pentru influenţa factorului de corecţie dinamic asupra energiei

liniare este abxY şi conform ecuaţiilor 4.3 şi 4.4 funcţia va avea forma ecuaţie (4.5),

valabilă pentru o grosime a tablei de 0,8 mm.:

Funcţia rezultată pentru rostul de 0,6 mm este 70.304.1 xY , unde 3.70a şi

04.1b (4.5.1)

Funcţia rezultată pentru rostul de 1 mm este 12.311.0 xY , unde 3.12a şi

11.0b (4.5.2)

Funcţia rezultată pentru rostul de 3 mm este 96.427.0 xY , unde 62.4a şi

27.0b (4.5.3)

Unde: Y- energia liniară, x – factorul de corecţie

70

Influenţa factorului dinamic asupra energiei liniare

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

-1 0 1 2 3 4 5 6

Ina

En

erg

ia lin

iară

[J/c

m^2]

Rost 0,6mm experimental

Rost 0,6 teoretic

Influenţa factorului dinamic asupra energiei liniare

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

-6 -4 -2 0 2 4 6

Ina

En

erg

ia lin

iară

[J/c

m^2]

Rost 1 mm experimental

Rost 1 teoretic

Influenţa factorului dinamic asupra energiei liniare

-1

0

1

2

3

4

5

6

7

-6 -4 -2 0 2 4 6

Ina

En

erg

ia lin

iară

[J/c

m^2]

Rost 3mm experimental

Rost 3mm teoretic

Figura 4.6 Diagrama a) energiei liniare funcţie de corecţia dinamică pentru

cordoane cu rosturi de 0,6; 1 şi 3 mm realizate între table cu grosime de 0,8 mm cu

aceeaşi viteză de sudare; b) rezidurile

Concluzie

Datorită faptului că materialul de bază nu se topeşte în timpul procesului energia

liniară este direct proporţională cu deschiderea şi se observă că îmbinarea va fi cel mai

bine realizată din punct de vedere energetic la un rost de 1 mm pentru grosimea 0,8mm

considerată. La o corecţie a dinamică a arcului negativă avem un cordon cu lăţime mai

redusă, o pătrundere mai mică, deci o energie liniară mai mică, arderea zincului mai

redusă.

La o corecţie a dinamică a arcului pozitivă avem un cordon la care lăţimea creşte,

o pătrundere mai mare şi ZIT este foarte extins. Acest lucru este remarcabil atunci când

71

se doreşte protecţia stratului de zinc şi obţinerea unui strat de încărcare cu acest procedeu,

care nu va topi materialul de bază.

4.1.6 Studiul corecţiei lungimii arcului

Sistemul de comandă adaptivă la sudarea CMT mai are ca mărime controlabilă şi

posibil de predefinit înainte de procesul de sudobrazare, pe lângă factorul de corecţie naI ,

şi corecţia lungimii arcului electric 0l .[43,44]

Retragerea periodică a sârmei de sudare, specific sistemului push-pull la CMT,

având contact mecanic direct cu metalul de bază – determină distanţa dintre capătul

sârmei şi piesă, deci lungimea arcului. Această metodă furnizează date mai exacte decât

metoda electrică clasică de măsurare a acestei distanţe, bazată pe determinarea tensiunii,

care poate fi viciată datorită impurităţilor existente pe suprafaţa piesei.

Pentru a putea înţelege modul de corecţie a lungimii arcului şi modul în care

influenţează parametrii de lucru şi implicit energia liniară introdusă s-au efectuat

următoarele experimente.

Iniţial instalaţia a fost reglat pe un curent de sudare AI S 33 şi o viteză de

sudare min/600mmvS şi corecţia desprinderii picăturii 0naI . Modificarea s-a făcut

numai asupra factorului de corecţie al lungimii arcului care este un parametru

adimensional.

Corecţie a lungimii arcului se va nota 0l , care poate lua valori:

- arc electric mai scurt (până la valoarea -30)

- arc electric neutru (0)

- arc electric mai lung (+30)

Valorile care s-au studiat sunt prezentate în tabelul 4.6 şi calculul este conform

formulelor 4.1...4.4:

Tabel 4.6/1 Modificarea parametrilor în funcţie de corecţia lungimii arcului

Nr.proba ol ][ArealI S ][VrealU a min]/[mrealvas

1. 10 32 8,1 1,5

72

2. 20 31 8,6 1,4

3. 30 29 10,3 1,3

4. 0 33 7,2 1,2

5. -10 33 7,0 1,0

6. -20 38 6,8 0,9

7. -30 39 6,4 0,8

Tabel 4.6/2 Valori ale factorului de corecţie al lungimii arcului şi energia liniară

Nr.proba x y x2 xy yteoretic y-yi

1 10 3.456 100 34.56 3.339286 0.116714

2 20 3.554667 400 71.09333 3.247905 0.306762

3 30 3.982667 900 119.48 3.156524 0.826143

4 0 3.168 0 0 3.430667 -0.26267

5 -10 3.08 100 -30.8 3.522048 -0.44205

6 -20 3.445333 400 -68.9067 3.613429 -0.1681

7 -30 3.328 900 -99.84 3.70481 -0.37681

Sume 0 24.01467 2800 25.58667

Funcţia liniară pentru influenţa factorului de corecţie al lungimii arcului asupra

energiei liniare este baxY şi conform ecuaţiilor 4.3 şi 4.4 funcţia va avea forma

ecuaţie (4.6) şi este prezentată în figura 4.7, valabilă pentru o grosime a tablei de 0,8

mm.:

3.43a 009.0b

43.3009.0 xY (4.6)

Unde: Y- energia liniară (J/cm2) şi x – factorul de corecţie

Influenţa factorului de corecţie lo asupra energiei liniare

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

4.5

-40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40

lo

En

erg

ia lin

iară

[J/c

m^2]

Factorul de corecţie lo

experimental

Factor de corecţie lo teoretic

Figura 4.7 Diagrama a) energiei liniare funcţie de corecţia lungimii arcului pentru

cordoane depuse pe tablă de grosime 0,8 mm, b) valori reziduale asociate funcţiei liniare

ale corecţiei lungimii arcului

73

Concluzie asupra factorului de corecţie al lungimii arcului

Lucru ce se observă experimental este că cusătura are o lăţime constantă

indiferent de alegerea acestui parametru şi o pătrunderea mai mare cu creşterea acestui

factor (figura 4.4). Datorită acestui lucru corecţie arcului a fost folosită ca variabilă în

optimizarea tehnologiei de sudobrazare pentru obţinerea unei sudobrazării cu pătrundere

bună. Corecţia lungimii arcului modifică în timpul funcţionării, energia liniară în funcţie

de modificările lungimii arcului independent de operator sau de dispozitivul de conducere

a capului de sdobrazare. Compensează modificările distanţei de la diuză la piesă care apar

datorită deformaţiei materialului de bază şi desprinderii picăturii în timpul sudării.

Alegerea unui 0l necorespunzător duce la un cordon cu înălţime neregulată şi

formă necorespunzătoare. Deci 0l influenţează semnificativ zvelteţea cordonului, implicit

pătrunderea.

La o corecţie a lungimii arcului + corelată cu o corecţie dinamică negativă -

obţinem un strat de Zn puţin afectat şi o umplere a rostului bună.

Influenţa acestor factori şi modul lor de lucru asupre tehnologiei este descris în

partea de optimizare a procedeelui, capitolul 4.3. Studiul acestor factori s-a realizat pentru

obţinerea punctului central al etapei de optimizare propriu-zise.

4.1.7 Influenţa vitezei de sudare asupra vitezei de avans a sârmei

În etapa preliminară dorim să determinăm parametrii punctului central pentru

realizarea unei optimizări a sudobrazării tablelor zincate. Programul începe prin scanarea

tuturor parametrilor posibili de modificat. În această etapă încercăm să găsim o relaţie

între viteza de sudare şi viteza de avans a sârmei, deci implicit cu curentul de sudare.

Pentru acest lucru s-au realizat un număr de 24 de probe (tabel 4.7) cu diferite

energii liniare şi grosimii ale tablelor unde s-a urmărit în acestă fază doar conservarea

stratului de zinc, lucru realizat vizual.

Obiectivele analizei acestui factor de influenţă asupra optimizării au fost

următoarele:

74

- studiul lăţiimii şi pătrundrii

- detrminarea lăţimii pe care are loc distrugerea stratului de zinc

Funcţia liniară pentru influenţa vitezei de sudare asupra vitezei de avans a sârmei

este baxY şi conform ecuaţiilor 4.3 şi 4.4, studiul fiind realizat pe grosimi ale tablelor

de 0,7; 0,8; 1 şi 1,5 mm grosime a tablei. Determinarea valorilor fiind realizate cu

ajutorul tabelului 4.7 şi este prezentată în figura 4.8.

6.776335a 0.163099b

0.1630996.776335 xY (4.7)

Tabel 4.7 Asocierea matematică între viteza de sudare şi viteza de avans a sârmei

Nr.

proba vs(cm/min) vas(vcm/min) Nr. proba vs(cm/min) vas(vcm/min)

1 50 8 13 60 9

2 50 19 14 60 15

3 50 20 15 60 15

4 60 16 16 65 20

5 60 12 17 70 15

6 60 21 18 70 17

7 60 19 19 70 14

8 60 19 20 76.2 39

9 60 16 21 80 16

10 60 10 22 80 16

11 60 23 23 80 19

12 60 19 24 80 17

Figura 4.8 Relaţia dintre viteza de sudare şi viteza de avans a sârmei la

sudobrazarea cu CuSi3 a tablelor zincate

75

Pentru a determiana influenţa vitezei de sudare asupra vitezei de avans a sârmei

am dezvoltat un experiment liniar la care s-a păstrat constant viteza de sudare şi s-a

modificat viteza de avans a sârmei, pe mai multe nivele ale vitezei de sudare: Nivel 1 cu

min/60cmvS ,Nivel 2 cu min/70cmvS ,Nivel 3 cu min/80cmvS până la găsirea unei

relaţii de liniaritate asS vv / , conform relaţiei 4.6 şi descrisă în figura 4.5.

Tabel 4.8 Intervalul de parametrilor de lucru în funcţie de grosimea tablei la

material de adaos CuSi3 cu mm2,1 .

Grosime

material

][mms Extreme de lucru

Curent de

sudare

][AIs

Tensiunea

arcului

][VUa

Viteza de

avans a sârmei

min]/[mvas

0,8 minim 60 9,5 3,1

maxim 73 9,7 3,5

1,0 minim 90 10 4,2

maxim 105 10,7 4,8

1,5 minim 156 14,5 6,9

maxim 165 15,3 7,4

Concluzii:

- am determinat zona care este de interes pentru optimizare, zona în care stratul de

zinc se distruge parţial sau total şi zona în care apar fisuri sau îmbinarea nu are

caracteristici fizice bune. Se observă că pentru sudobarazarea tablei zincate cu gosimea

de 0,7 viteza de sudare este situată între (40-60cn/min) ; 0,8 viteza de sudare este situată

între (60-80cm/min); 1 viteza de sudare este situată între (80-120cn/min) şi 1,5mm viteza

de sudare este situată între (80-100cm/min).

- primul lucru care se observă că nu există o creştere a vitezei de avans a sârmei

(implicit a curentului de sudare) cu grosimea materialului de bază. La grosimea de 1,5mm

a tablei zincate are loc o schimbare a liniarităţii dintre grosimea tablei şi viteza de avans a

sârmei, implicit a vitezei de sudare.

- tot odată am găsit şi parametri punctului central pentru fiecare groasime de tablă

(valori prezentate la capitolul de optimizere 4.3).

76

4.1.8 Precizie şi factori de influenţă la masurarea stratului de zinc

Leptoskopul este instrumentul folosit pentru măsurare grosimii straturilor de zinc

în cazul acestei lucrări. Este compus dintr-o sondă integrată în carcasa instrumentului.

Sondele pot fi conectate sistemelor electronice necesare pentru evaluare, ele se conecteză

direct printr-o interfaţă RS 232 la un calculator. Cu ajutorul unui program special livrat

împreună cu sondele, calculatorul poate servi ca aparat de măsurare a grosimii straturilor

şi valorificat în acest scop.[55]

Utilizatorul trebuie să cunoască doi factori importanţi:

- precizia maximă realizabilă depinde de rugozitatea suprafeţei materialului de

bază

- toţi factorii care pot modifica fluxul magnetic al sodei au influenţă asupra

indicaţiei grosimii stratului de acoperire şi deci asupra preciziei măsurătoii

În figura 4.9 este prezentată o secţiune perpendiculară pe suprafaţa unei piese din

fier cu strat de acoperire zinc. Atât partea externă a stratului de acoperire, cât mai ales

parte superioară a piesei din fier neacoperită prezintă, datorită procesului de producţie,

abateri mai mari sau mai mici de la linia ideală. Se consideră rugozitate TR . Deoarece

câmpul magnetic al sondei de măsurare pătrunde în materilul de bază şi este influenţat de

profilul suprafeţei, valoarea indicată a grosimii stratului se referă la linia medie imaginară

mR .

La aparatele de măsurare magnetoinductivă a grosimii straturilor, semnalul A al

sondei care trebuie evaluat îşi modifică forma caracteristică în funcţie de grosimea

stratului de acoperire. Rezoluţia aparatelor de măsurare a grosimii straturilor este mai

mare în cazul straturilor subţiri decât în cazul celor mai groase, de exemplu m1,0 pentru

valori sub m100 , m1 pentru valori mai mari, iar pentru grosimi de strat peste mm10 ,

chiar m100 . În ce priveşte incertitudinea de măsurare, situaţia este inversă: aceasta este

cea mai mică la grosimi mici ale acoperirii şi creşte odată cu creşterea valorii grosimii.

77

Figura 4.9 Secţiunea mărită a suprafeţei unei piese din fier cu un strat de acoperire

Aceste erori de măsurare pot fi evitate sau cel puţin drastic diminuate la aparatele

electronice de măsurare a grosimii straturilor de acoperire, dacă aparatul şi sonda sunt

calibrate de către utilizator pe materialul care va fi cercetat, înaite de efectuare

măsurătorilor.

Calibrarea în două puncte este realizată de obicei între zero (material neacoperit)

şi o grosime oarecare cunoscută a stratului de acoperire.

Prin conectarea sondelor adecvate, aparatul este automat comutat pentru metoda

corespunzătoare. Un tip special de aparat de măsură este LEPTOSKOP cu sondă

combinată încorporată, care includ ambele princiipi de măsurare, magnetoinductiv şi prin

curenţi turbionari. După aşezarea aparatului pe stratul care urmează să fie măsurat, sonda

însăşi recunoaşte tipul materialului de bază, iar aparatul se comută automat pe tipul de

material de bază evaluat.

Aparatul are capacitate de memorare pentru serii de măsurători şi reglaje ale

instrumentului. Evaluarea statistică urmează procesul de măsurare, deaoarece rezultatele

măsurătorilor grosimii straturilor trebuie cuprinse într-un protocol de certificare a

calităţii.

4.1.9 Programul STATWIN folosit pentru evaluarea statistică

Evaluările statistice au o anumită importanţă în cazul măsurării grosimii

straturilor de acoperire, întrucât adesea sunt măsurate cantităţi mari de piese identice, iar

constanţa grosimilor determinate ale straturilor poate oferi nu numai o imagine despre

calitatea acoperirii, ci şi informaţii referitoare la capacitatea funcţională a procesului de

78

depunere a stratului de acoperire. Programul de lucru pentru măsurarea straturilor este

STATWIN , interfaţa fiind prezentată în figura 4.10.

Figura 4.10 Profilul programului STATWIN 2000

Piesele acoperit trebuie să prezinte o grosime minimă convenită a stratului de

acoperire. DIN EN ISO 2064-2006 (Acoperiri metalice şi alte acoperiri anorganice –

definiţii şi convenţii la măsurarea grosimii straturilor) stabileşte cum poate fi definită fără

echivoc expresia „grosimea minimă a stratului de acoperiere” prin proceduri clare de

măsurare.

În cazul strautrilor de zinc măsurătorile se execută în zona supusă coroziunii, în

care este aşteptată grosimea minimă a acoperirii, anume pe o suprafaţă de referinţă, aleasă

de regulă cu mărimea de cca 1 2cm , în jurul axei centrale a cusăturii.

Dacă pe o tablă sunt convenite mai multe suprafeţe de referinţă, în care trebuie

măsurate grosimile locale, se poate ca din valorile determinate, folosind aceeaşi schemă

de calcul să se stabilească media aritmetică a grosimilor (locale) ale stratului.

În cazul acestui studiu nu se va lua în calcul valoarea medie ci valoarea minimă,

zona de măsurare fiind indicată în figura 4.11.

79

Figura 4.11 Zona de măsurare a stratului de zinc

Programului folosit STATWIN indicată şi cea mai mică grosime locală a stratului

de zinc în urma îmbinării prin sudobrazare, împreună cu cea mai mare, pentru a obţine o

privire de ansamblu a variaţiilor posibile ale grosimii acoperirii pe piesa respectivă.

În cazul măsurării manuale după fiecare n măsurători, valoarea medie este

calculată automat şi indicată de către program.

4.2 Condiţiile experimentale pentru realizarea optimizării sudobrazării

În vederea optimizării procesului de sudobrazare cu procedeul CMT a tablelor

galvanizate, au fost selecţionaţi următori factori de influenţă:[50,51]

- 1x curentul de sudare ][AIS

- 2x viteza de sudare min]/[cmvS

- 3x factor de corecţie a lungimii arcului ]30;30[ ol pentru grosimile de 0,8;

1,0; 1,5 mm şi ]5;5[ naI factorul de corecţie dinamic pentru grosimea de 0,7mm

Ca şi funcţie obiectiv a fost aleasă grosimea stratului de zinc y măsurată pe

suprafaţa tablei opusă stratului depus în axa cordonului, figura 4.11, cu păstrarea funcţiei

anticorozive a stratului de zinc.

Strategia experimentală adoptată este una secvenţială, în prealabil ralizându-se un

program experimental preliminar, urmat de un program experimental de explorare în

jurul celui mai convenabil rezultat obţinut în urma încercărilor preliminare.

Urmând procedura stabilită anterior, pentru gazul de protecţie ales Ar100%, se va

testa procedeul de sudobrazare şi pe tablele zincate realizând 8 depuneri pentru fiecare

80

grosime de tablă considerată, considerând maximul şi minimul fiecărui factor de

influenţă. Pentru fiecare coordon s-a măsurat grosimea stratului de zinc cu aparatul

considerat, măsurătorile fiind prezentate în Anexa A3

Se prezintă care sunt limitele parametrilor de lucru pentru fiecare grosime de tablă

în tabelul 4.8.

Formulele de calcul, conform [47], şi calculul detailat este prezantat în anexa 4.

4.2.1 Optimizarea pentru tablă zincată de grosime 0,8 mm

Iniţial pentru fiecare cordon depus s-a măsurat pe spatele tablei modificarea

stratului de zinc transversal prin ridicare profilului variaţiei stratului şi histiograma

(frecvenţa de apariţie a unei valori).[48,49]

Datele determinate experimental şi modul de lucru pentru tabla cu grosime de 0,8

mm sunt prezentate în tabelul 4.9 şi 4.10.

Tabel 4.9 Coordonatele punctului central şi intervalele de variaţie ale factorilor de

influenţă pentru tablă zincată de grosime de 0,8 mm cu material de adaos CuSi3 şi gaz

Ar+2,5%CO2.

Parametru Valoarea

codificată

Valoarea fizică

SIx 1

A

svx 2

min/cm

03 lx

mm110

Punctul central, 0jx 0 60 70 0

Interval variaţie, jD j 10 20 30

Nivel superior, supjx +1 65 80 +15

Nivel inferior, infjx -1 55 60 -15

În punctul central al experimentului factorial se vor executa replicic 3 ,

obţinându-se următoarele valori măsurate ale funcţiei obiectiv, conform [48]:

01y 0,1 02y 0,1 03y -0,1

81

Tabel 4.10 Matricea program a experimentului factorial EFC 32 (fără coloanele

corespunzătoare interacţiunilor) care se vor realiza într-un program de calcul.

Număr

măsurare

Nivele codificate ale factroilor de influenţă Valoarea

minimă a

grosimii

stratului de Zn

][ my SIx 1 svx 2 03 lx

1. 1 1 -1 0.5

2. -1 1 -1 -0.1

3. 1 -1 -1 0.6

4. -1 -1 -1 0.6

5. 1 1 1 0.3

6. -1 1 1 2.3

7. 1 -1 1 0.7

8. -1 -1 1 0.4

Analiza experimentală se va face pe baza calculelor prezentate în anexa 4.

Funcţia obiectiv estimată pe baza metodei statistice pentru tabla cu grosime de 0,8

mm este prezentată în relaţia (4.8):

323121321 0,2872875,00,2125-0,26250875,00,1375-6625,0~ xxxxxxxxxy (4.8)

Modelul explicitat al funcţiei obiectiv estimate cu metode experimentale care

rămâne prin eliminarea coeficienţilor care sunt sub limită.

4.2.2 Optimizarea pentru tablă zincată cu grosime de 1,0 mm

Datele determinate experimental şi modul de lucru pentru tabla cu grosime de 1,0

mm sunt prezentate în tabelul 4.11 şi 4.12.[48]

În punctul central al experimentului factorial se vor executa replicic 3 ,

obţinându-se următoarele valori măsurate ale funcţiei obiectiv:

01y 0,5 02y 0,3 03y 0,4

82

Tabel 4.11 Coordonatele punctului central şi intervalele de variaţie ale factorilor

de influenţă pentru tablă zincată de grosime de 1,0mm cu material de adaos CuSi3 şi gaz

Ar+2,5 CO2%.

Parametru Valoarea

codificată

Valoarea fizică

SIx 1

A

svx 2

min/cm

03 lx

Punctul central, 0jx 0 110 100 0

Interval variaţie, jD j 20 40 60

Nivel superior, supjx +1 120 120 +30

Nivel inferior, infjx -1 100 80 -30

Tabel 4.12 Matricea program a experimentului factorial EFC 32 (fără coloanele

corespunzătoare interacţiunilor) care se vor realiza într-un program de calcul.

Număr

măsurare

Nivele codificate ale factroilor de influenţă Valoarea

minimă a

grosimii

stratului de Zn

][ my

SIx 1 svx 2 03 lx

1. +1 +1 -1 0.1

2. -1 +1 -1 0.3

3. +1 -1 -1 0.4

4. -1 -1 -1 0.5

5. +1 +1 +1 1.5

6. -1 +1 +1 2.0

7. +1 -1 +1 0.5

8. -1 -1 +1 1.5

Analiza experimentală se va face pe baza calculelor din Anexa 4:

Funcţia obiectiv estimată pe baza metodei statistice pentru gorsime de 1,0 mm

este prezentată în relaţia (4.9).

323121321 0,215,00,050,475175,00,225-9,0~ xxxxxxxxxy (4.9)

83

Modelul realizat pentru simulare a valorii maxime. Modelul explicitat al funcţiei

obiectiv estimate cu metode experimentale care rămâne prin eliminarea coeficienţilor

care sunt sub limită.

4.2.3 Optimizarea pentru tablă zincată cu grosime de 1,5 mm

Forma variaţiei stratului de zinc pentru probele realizate pe table de grosime 1,5

mm sunt prezentate în anexa 3. Datele determinate experimental şi modul de lucru pentru

tabla cu grosime de 1,0 mm sunt prezentate în tabelul 4.12 şi 4.13.

Tabel 4.12 Coordonatele punctului central şi intervalele de variaţie ale factorilor

de influenţă pentru tablă zincată de grosime de 1,5mm cu material de adaos CuSi3 şi gaz

Ar100%

Parametru Valoarea

codificată

Nivele codificate ale factroilor de influenţă

A

Ix S1

min/

2

cm

vx s mm

lx

1

03

10

Punctul central, 0jx 0 125 90 0

Interval variaţie, jD j 10 20 30

Nivel superior, supjx +1 130 100 +15

Nivel inferior, infjx -1 120 80 -15

Tabel 4.13 Matricea program a experimentului factorial EFC 32 (fără coloanele

corespunzătoare interacţiunilor) care se vor realiza într-un program de calcul.

Număr

măsurare

Nivele codificate ale factroilor de influenţă ][ my

SIx 1 svx 2 clx 3

1. +1 +1 -1 -0,1

2. -1 +1 -1 0,5

3. +1 -1 -1 0,0

4. -1 -1 -1 -0,1

5. +1 +1 +1 -0,1

6. -1 +1 +1 2,9

7. +1 -1 +1 -0,1

8. -1 -1 +1 -0,1

84

În punctul central al experimentului factorial se vor executa replicic 3 ,

obţinându-se următoarele valori măsurate ale funcţiei obiectiv:

01y 0,1 02y -0,1 03y 0,1

Funcţia obiectiv pentru grosimea tablei de 1,00mm este prezentată în relaţia 4.10:

323121321 0,31253125,04,51750,28754375,00,4375-3625,0~ xxxxxxxxxy (4.10)

Modelul explicitat al funcţiei obiectiv estimate cu metoda experimentală care

rămâne prin eliminarea coeficienţilor care sunt sub limită.

4.2.4 Optimizarea pentru tablă zincată cu grosime de 0,7

Studiul preliminar a constat din realizarea unor cordoane pentru aflarea punctului

central pornind de la studiile detailate realizate pentru celălalte grosimi de tablă. Se

studiază factorul de corecţie dinamică naIx 3 ca variabiala trei. Datele determinate

experimental şi modul de lucru pentru tabla cu grosime de 1,0 mm sunt prezentate în

tabelul 4.14 şi 4.15.

Tabel 4.14 Coordonatele punctului central şi intervalele de variaţie ale factorilor

de influenţă pentru tablă zincată de grosime de 0,7mm cu material de adaos CuSi3 şi gaz

Ar100%.

Parametru Valoarea

codificată

Valoarea fizică

SIx 1

A svx 2

min/cm naIx 3

Punctul central, 0jx 0 40 20 0

Interval variaţie, jD j 10 50 10

Nivel superior, supjx +1 45 60 +5

Nivel inferior, infjx -1 35 40 -5

85

Tabel 4.15 Matricea program a experimentului factorial EFC 32 (fără coloanele

corespunzătoare interacţiunilor) care se vor realiza într-un program de calcul.

Număr

măsurare

Valoarea

factorului de

influenţă my

Nivele codificate ale

factorilor de influenţă

SIx 1 svx 2 naIx 3

1. 0.9 1 1 -1

2. 0.4 -1 1 -1

3. 0.6 1 -1 -1

4. 0.5 -1 -1 -1

5. 0.3 1 1 +1

6. 0 -1 1 +1

7. 0.7 1 -1 +1

8. 0.6 -1 -1 +1

Tabel 4.16 Calculul energiei liniare introdusă în îmbinare

Nr.

Incercare min/cmvS VUa AIS cmJEl /

1 40 8.4 54 0.85 9.64

2 40 7.8 42 0.85 6.96

3 60 8.4 55 0.85 6.55

4 60 7.5 42 0.85 4.46

5 40 8.2 37 0.85 6.45

6 40 7.4 30 0.85 4.72

7 60 7.7 37 0.85 4.04

8 60 7.2 30 0.85 3.06

PC9 50 7.7 40 0.85 5.24

PC10 50 7.6 41 0.85 5.30

PC11 50 7.6 41 0.85 5.30

PC – defineşte probele realizate în punctul central determinat iniţial pe baza

documentaţiei şi experimentelor preliminare.

În punctul central al experimentului factorial se vor executa replicic 3 ,

obţinându-se următoarele valori măsurate ale funcţiei obiectiv:

86

01y 0,6 02y 0,5 03y 0,4

Analiza experimentală se va face pe baza măsurătorilor a stratului de zinc din

anexa 3 şi calculelor din anexa 4:

Funcţia obiectiv determinată experimental pentru tablele cu grosime de 0,7 mm

este prezentată în relaţia (4.11):

32211 325,12,02,0775,6~ xxxxxy (4.11)

Modelul explicitat al funcţiei obiectiv estimate cu metoda experimentală care

rămâne prin eliminarea coeficienţilor care sunt sub limită.

4.2.5 Sinteza generală a optimizării şi modelării în MATLAB

Studiul de modelare a pornit conform [56,57,58,59].

Platforma de Simulink din Matlab se foloseşte pentru modelarea sistemelor fizice.

Blocurile din Simulink reprezintă blocuri matematice, acestea în modelarea noastră devin

blocuri electronice, cu parametrii aferenţi.

Conform schemei din Anexa 2 se observă că parametrii care pot fi reglaţi pe sursă

sunt:

1. Curentul de sudare care este legat sinergic de tensiunea de sudare şi viteza de

avans a sârmei,

2. Factorul de corecţie dianamic Ina

3. Factorul de corecţie al lungimii lo

Viteza de sudare se reglează independent pe tractorul de sudare.

Pentru a realiza programul de optimizare s-a construit cu ajutorul funcţiei de

optimizare, oţinută pentru fiecare grosime de tablă, un fişier în MatLAB care realizează

următoarele lucruri:

- fiecare variabilă este introdusă ca interval de variaţie într-un bloc ex.

X1(curentul de sudare), X2(viteza de sudare) şi X3(factorul de corecţie dinamic

naI sau factorul de corecţie al lungimii arcului ol )

87

- acest bloc permite prezentarea paremetrilor optimi pentru grosimea maximă a

stratului de zinc conservată. Totodată un bloc ne oferă valoarea maximă a

stratului de zinc conservată după sudobrazare pornind de la o grosime de

20 m .

- valorile optime sunt ulterior date ca informaţii de pornire unui bloc de

simulare a ecuaţiei câmpului termic pentru sursele continue şi care lucrează cu

energie liniară mică

- iar în final în acest bloc mai există construit blocuri pentru deformaţiile

longitudinale şi transversale.

În continuare este prezentat modul de conexiune între fişiere, conform figurii

4.12:

- unde fişierele notate generic „grosime” ne oferă parametrii optimi şi trimit

valorile la cu temperaturi şi deformaţii

- iar fişierele cu notare „extreme” ne dă valoarea maximă a stratului de zinc

obţinută la aceştii parametrii.

Figura 4.12 Mod de conexiune a programului de optimizare

În continuare se prezintă schema bloc şi graficul funcţiei de răspuns a fiecărei

ecuaţii de optimizare obţinută la fiecare grosime de tablă.

88

Pentru grosimea tablei de mms 7,0 , funcţia obiectiv obţinută este

32211 325,12,02,0775,6~ xxxxxy la capitolul 4.3, care este prezentată sub

formă de blocurii din Matlab în figura 4.13. În acest bloc se obţine curba funcţiei

prezentată în figura 4.11a şi valorile optime sunt: curentul optim AI S 8,44 , viteza de

sudare min/6,59 cmvS şi factorul de corecţie dinamic 8,4Ina . Deoarece graficul din

figura 4.14a nu oferea valoarea maximă a stratului de zinc s-a mai realizat o funcţie

suplimentară care să ofere valoarea stratului de zinc explicit, graficul fiind prezentat în

figura 4.14 b.

y

x3

x2*x3x2

x1*x3

x1*x2x1

t

t

prod5

prod4

prod3

prod2

prod1

prod

x3

To Workspace2

x2

To Workspace1

x1

To Workspace

0.075

Constant6

1.325

Constant5

0.05

Constant4

0.2

Constant3

0.125

Constant2

0.2

Constant1

6.775

Constant

Clock

Figura 4.13 Schema de modelare cu porgramul MATLAB©

pentru pentru

mms 7,0

89

1

1.5

2

2.5

3

0

20

40

60-20

0

20

40

60

y[grosime strat de zinc]vs[cm/min]

Is[A

]

a) b)

Figura 4.14 a) graficul funcţiei de otimizare a ecuaţiei 0,7, b) valoarea maximă a

funcţiei de răspuns.

Pentru grosimea tablei de mms 8,0 , funcţia obiectiv obţinută este

323121321 0,2872875,00,2125-0,26250875,00,1375-6625,0~ xxxxxxxxxy

la capitolul 4.3, care este prezentată sub formă de blocurii din Matlab în figura 4.15. În

acest bloc se obţine curba funcţiei prezentată în figura 4.16a şi valorile optime sunt:

curentul optim AI S 8,64 , viteza de sudare min/6,79 cmvS şi factorul de corecţie al

lungimii arcului 4,140 l . Deoarece graficul din figura 4.16a nu oferea valoarea maximă

a stratului de zinc s-a mai realiazt o funcţie suplimentară care să ofere valoarea stratului

de zinc explicit, graficul fiind prezentat în figura 4.16 b.

90

y

x3

x2*x3x2

x1*x3

x1*x2x1

t

t

prod5

prod4

prod3

prod2

prod1

prod

x3

To Workspace2

x2

To Workspace1

x1

To Workspace

0.2625

Constant6

0.287

Constant5

0.2875

Constant4

0.2125

Constant3

0.0875

Constant2

0.1375

Constant1

0.6625

ConstantClock

Figura 4.15 Schema de modelarea în MATLAB©

a ecuaţiei pentru tabla de 0,8 mm

1

1.5

2

2.5

3

0

20

40

60-20

0

20

40

60

80

grosime stratului de zinc yvs[cm/min]

Is[A

]

a) b)

Figura 4.16 a) graficul funcţiei de otimizare a ecuaţiei 0,8, b) valoarea maximă a

funcţiei de răspuns.

Pentru grosimea tablei de mms 0,1 , funcţia obiectiv obţinută este

323121321 0,215,00,050,475175,00,225-9,0~ xxxxxxxxxy la

capitolul 4.3, care este prezentată sub formă de blocurii din Matlab în figura 4.17. În acest

bloc se obţine curba funcţiei prezentată în figura 4.18a şi valorile optime sunt: curentul

91

optim AI S 8,119 , viteza de sudare min/6,119 cmvS şi factorul de corecţie al

lungimii arcului 4,290 l . Deoarece graficul din figura 4.18a nu oferea valoarea maximă

a stratului de zinc s-a mai realiazt o funcţie suplimentară care să ofere valaorea stratului

de zinc explicit, graficul fiind prezentat în figura 4.18 b.

y

x3

x2*x3x2

x1*x3

x1*x2x1

t

t

prod5

prod4

prod3

prod2

prod1

prod

x3

To Workspace2

x2

To Workspace1

x1

To Workspace

0.475

Constant6

0.2

Constant5

0.15

Constant4

0.05

Constant3

0.175

Constant2

0.225

Constant1

0.9

ConstantClock

Figura 4.17 Schema de modelare cu porgramul MATLAB©

pentru pentru

mms 0,1

92

1

1.5

2

2.5

3

0

20

40

60-50

0

50

100

150

y[grosimea stratului de zinc]vs[cm/min]

Is[A

]

a) b)

Figura 4.18 a) graficul funcţiei de otimizare a ecuaţiei 1,0, b) valoarea maximă a

funcţiei de răspuns.

Pentru grosimea tablei de mms 5,1 , funcţia obiectiv obţinută este

323121321 0,31253125,04,51750,28754375,00,4375-3625,0~ xxxxxxxxxy

la capitolul 4.3, care este prezentată sub formă de blocurii din Matlab în figura 4.19. În

acest bloc se obţine curba funcţiei prezentată în figura 4.20a şi valorile optime sunt:

curentul optim AI S 9,129 , viteza de sudare min/8,99 cmvS şi factorul de corecţie al

lungimii arcului 7,140 l . Deoarece graficul din figura 4.20a nu oferea valoarea maximă

a stratului de zinc s-a mai realiazt o funcţie suplimentară care să ofere valaorea stratului

de zinc explicit, graficul fiind prezentat în figura 4.20 b.

93

y

x3

x2*x3x2

x1*x3

x1*x2x1

t

t

prod5

prod4

prod3

prod2

prod1

prod

x3

To Workspace2

x2

To Workspace1

x1

To Workspace

0.2875

Constant6

0.3125

Constant5

0.3125

Constant4

4.5175

Constant3

0.4375

Constant2

0.4375

Constant1

0.3625

ConstantClock

Figura 4.19 Schema de modelare cu porgramul MATLAB©

pentru pentru

mms 5,1

1

1.5

2

2.5

3

0

20

40

60-50

0

50

100

150

y[grosimea strat zinc]Vs[cm/min]

Is[A

]

a) b)

Figura 4.20 a) Graficul funcţiei de otimizare a ecuaţiei 1,5 , b) valoarea maximă a

funcţiei de răspuns.

Concluzia acestei optimizării:

Prin studii preliminare s-a făcut alegerea corectă a materialului de adaos şi gazului

de protecţie, parte propriu-zisă a constat din realizarea unui studiu statistic prin care s-a

putut optimiza procedeeul şi s-a opţinut caracteristici mecanice ale îmbinării cu rezistenţa

94

la rupere mmNRm /200 . Parametri utilizaţi au fost curentul de sudare AIS , viteza de

sudare min]/[cmvs şi factori de corecţie dinamică naI şi factorul de corecţie al lungimii

arcului 0l .Funcţie de răspuns fiind grosimea stratului de zinc.

Planul de cercetare s-a desfăşurat pentru patru grosimi de tablă şi trei parametri

tehnologici realizându-se 32 experimente. De fapt 8 experimente pe 4 nivele.

Pentru grosimea de:

- mms 7,0 curentul optim AI S 8,44 , min/6,59 cmvS şi factorul de corecţie

dinamic 8,4Ina

- mms 8,0 curentul optim AI S 8,64 , min/6,79 cmvS şi factorul de corecţie

al lungimii arcului 4,140 l

- mms 0,1 curentul optim AI S 8,119 , min/6,119 cmvS şi factorul de

corecţie al lungimii arcului 4,290 l

- mms 5,1 curentul optim AI S 9,129 , min/8,99 cmvS şi factorul de corecţie

al lungimii arcului 7,140 l

Valorile prezenate sunt valorile obţinute pentru valoarea maximă a grosimii

stratului de zinc conservat.

Se observă că factorul de corecţie al lungimii arcului 0l trebuie să crească cu

grosimea, dar la valori mai mari de 1mm grosime acest factor atinge un maxim în ceea ce

priveşte influenţa asupra sudobrazării tablelor zincate, de la acest punct el trebuie să

scadă. Lucru care expilcă limitarea lui în intervalul 30;30 . Sa observat că există o

strânsă legătură între factorul de corecţie al arcului şi viteza de sudare. Sa observat la

grosimi de 0,7mm, respectiv 0,8mm că influenţa asupra stratului de zinc o are factorul de

corecţie dinamic Ina , iar în cazul studiului pentru îmbinări factorul de corecţie dinamic

va fi luat ca un parametru de influenţă primordial, alături de curentul de sudare. Se

observă că trebuie pentru îmbinarea tablelor zincate ca factorii de corecţie să fie pozitivi.

Pentru grosimea de 1mm a continuat realiazarea de încercări distructive micro-

macro în punctul central considerat.

95

4.3 Modelarea temperaturii la sudobrazarea CMT a tablelor zincate

Sudarea CMT face parte din categoria surselor cu arc electric deacoperit şi sursa

are o mişcare unifomă cu viteză constantă v. Sursa are puterea P, care se deplasează de-a

lungul axei Ox cu viteză de sudare constantă v , poate fi caracterizată prin energia liniară

dată de ecuaţia 4.14:

- v

UIvP as 1 (4.14)

Ecuaţia care defineşte temperatura la acest procedeu este, conform [61]:

)4

()2(),,(2

2

021

a

b

a

vrKePtyxT

pa

xv

(4.15)

- ]/[ smv viteza de sudare care la modelare se predefineşte

- 11 KkgJc căldură specifică

- ][ 11 KmW conductivitate termică

- ][ 3mkg masă specifică a metalului

- ][0KT temperatura componetelor în punctul considerat

-

ca difuzivitatea termică

- 1)(2 cbp coeficient de pierderi de căldură (4.16)

- coeficient de convecţie termică

- pentru oţel carbon (tablă zincată) se cunosc următorii parametrii:

]/[2,40 0KmW , ]/[850 0KkgJc , ]/[1085,7 33 mkg , temperatura de topire

][1808 KTtop

- pentru material de adaos CuSi3 :

]/[7,397 0KmW , ]/[1,3768 0KkgJc , ]/[1093,8 33 mkg , temperatura de topire

][1336 KTtop

0K - funcţia Bassel de ordinul o, gradul 2.

Acest model al ecuaţiei termice a fost verificat prin experimente practice în cadrul

facultăţii Politehnica din Timişoara conform [61].

96

În continuare este prezentată schema bloc (figura 4.21) a fişierului care determină

temperatura şi deformaţiile. În acest fişier, vine da la fişierul care descrie funcţia obiectiv,

parametrii optimi de sudobrazare necesari pentru a obţine un strat de zinc cât mai gros.

Figura 4.21 Schema bloc de determinare al temperaturilor şi deformaţiilor

Schema bloc este definită astfel:

- în partea stângă a schemei (blocurile cu albastru) sunt prezentate blocurile

unde se predefineşte următorii parametrii, de sus în jos: 1. viteza de sudare, 2.

timpul de sudare, 3. coordonata iniţială de sudare, 4. curentul de sudare care

vine din funcţia de optimizare, 5 tensiunea arcului, 6-10 proprietăţile

materialului în care se consideră calcularea câmpului termic, 11-coordonata pe

y, mai precis distanţa faţă de axa cordonului la care se măsoară temperatura.

În cazul acesta a fost ales 4mm, deoarece este diatanţa unde apar distrugeri ale

stratului de zinc.

- în zona centarală este blocul care descrie ecuaţia de temperatură (4.15) şi care

este prezentată detailat în figura 4.22, unde fiecare operaţie matematică din

ecuaţia câmpului termic este prezentată cu blocuri de simulare iar valorile

descrise anterior sunt trecute numeric de la 1 la 11.

97

- în partea dreaptă sunt prezentate blocurile care descriu deformaţiile şi mai sunt

blocurile pentru introducerea parametrilor geometrici al ecuaţiilor

respspective: aria, notată cu A, lungime, notată cu l şi grosimea tablei notată

cu s.

3

El1

2

alpha/c*ro

1

temp

u^(2)

y patr

x->

u^(2)x patr

u^(2)v patr T

rezultat

rez

u^(1/2)

rad

u^(1/2)

r

prod

1/1000

mm

4.09

k0

cond

u^(-1)

c*ro*delta

bpalpha/c*ro1

a

Scope1

Product3

Product2

Product1

Product

eu

Math

Function

4Gain1

2

Gain

El

-1/2

Constant3

1/6.28318

2*pi

u^(-1)

1/v

u^(-1)

1/ro

u^(-1)

1/lambda

u^(-1)

1/delta

1/c*ro

u^(-1)

1/c

u^(2)

1/a patr

u^(-1)

1/a

11

y

10

alpha

9

ro

8

delta

7

c

6

lambda

5

Ua

4

Is

3

X

2

t

1

v

Figura 4.22 Schema ecuaţiei care descrie câmpul termic

Modelul analitic pentru temperatură a fost verificat experimental şi validat de

autor pe sudarea MIG/MAG shortarc, deci cu energie liniară mică ca la CMT, diferenţa

care există este doar la desprinderea picăturii.[62]

4.3.1 Modelarea contracţiei longitudinale

Contracţia longitudinală a cărei valoare se determină cu formula 4.20 [63]:

98

A

lE

cl l ..

..335,0

(4.20)

unde:

α – coeficient de dilatare termică liniară, 1/K;

c- căldura specifică, J/g.K;

– densitatea materialului de bază, g/mm3;

El – energia liniară, J/cm;

l - lungimea piesei;

A – aria secţiunii elementului, mm2.

Valoarea care se introduce detailat pentru acet bloc este lungimea cordonului de

sudobarazare, în blocul albastru notat l , şi aria tablelor care se îmbină, în blocul albastru

notat A , conform figurii 4.23.

1

delta l

0.335

const

Product1

u^(-1)

1/A

4

A

3

l

2

El

1

frac

Figura 4.23 Schema bloc a contracţiei longitudinale

Modelarea se face cu blocuri pe baza formulei de calcul a contracţiei

longitudinale, relaţia 4.20. Energia liniară este preluată de la blocul general, constantele

de material la fel.

99

4.3.2 Modelarea contracţiei transversale

Contracţia transversală a cărei valoare se calculează cu formula 4.21 [64]

s

E

cb l

(4.21)

unde:

α – coeficient de dilatare termică liniară, 1/K;

c- căldura specifică, J/g.K;

– densitatea materialului de bază, g/mm3;

s - grosimea componentelor;

El - energia liniară.

Modelarea se face cu următoarele blocuri (conform figurii 4.24), pe baza formulei

de calcul 4.21 a contracţiei transversale.

1

delta b

Product

u^(-1)

1/s

3

El

2

frac

1

s

Figura 4.24 Schema bloc a contracţiei transversale

Analog cu contracţia anterioară energia liniară se introduce din blocul general

singurul parametru care se introduce fiind grosimea piesei în blocul albastru notat cu s.

Modul de lucru cu programul realizat. La deschiderea programului Matlab apar

trei ferestre de dialog:

- Command Window care este fereastra principală de lucru şi în care se rulează

următoarele comenzi:

- În parte dreaptă mai apar ferestrele Workspace, unde se vizualizează blocurile

care intră în componenţe programului şi Command History, unde se văd

comenzile care au fost date anterior.

100

- pornirea fişierului caracteristic fiecărei grosimii notat generic „grosime 1” şi

se dă comanda de simulare,

1 y=[x1 x2 x3] realizarea matricii de lucru,

2. surf(y) rezultă graficul din figura 4.18, a),

3. a=max(y) rezultând valorile variabilor considerate pentru care s-a obţinut

valoarea maximă a funcţiei de răspuns în exemplu considerat Is=44,8 A, vs=59.6 cm/min,

Ina=4.8;

4 Is=[1 a(1)] ca efect al comenzii se alege ca variabilă principală de lucru în

continuare Is (variabila 1) şi se introduce în blocul cu determinarea temperaturii şi

blocurile pentru determinarea deformaţiilor.

După aceste comenzi se deschide fişierul pentru simularea temperatruii şi în

blocul temp-scope se poate vizualiza valoarea temperaturii, care este în grade K.

Pentru determinarea deformaţiilor există blocul pentru deformaţia longitudinală şi

transversală, deoarece acest bloc primeşte informaţiile de la blocul cu temperaturi.

Unităţile de măsură ale variabilelor care intră în formula temperaturii sunt diferite de

valorile necesare la calculul deformaţiei, ordinul de mărime al deformaţiilor este

prezentat în mm 510s , valoarea este doar s.

4.4 Măsurarea termografică în infraroşu pentru determinarea temperaturii

Măsurarea în infraroşu ocupă un loc important în măsurarea temperaturii în cazul

îmbinărilor realizate prin sudare sau sudobrazare. Această metodă are avantajul că ne dă

informaţii despre temperatură de la distanţă în comparaţie cu termocupla care necesită un

contact direct cu punctual cald ce trebuie măsurat. Se observă că metoda termografică nu

ne pune problema poziţiei, ca la termocuplă care nu oferă informaţia privind evoluţia

temperaturii în lungul cordonului ci doar în punctul de contact considerat.

Programul experimental pentru determinarea temperaturilor la sudobrazarea

tablelor subţiri cu procedeeul CMT a fost dezvoltat pentru table din oţel nealiat

galvanizate preliminar, urmând ca programul analitic să fie validat cu valorile

determinate experimental.[65]

101

Se vor prezenta parametrii de sudare, rezultatele programului experimental,

precum şi interpretarea acestora prin macro şi microstructuri. În acest capitol sunt

prezentate măsurări ale temperaturii perpendicular pe linia de îmbinare, la diferite

distanţe faţă de începutul sudobrazării şi graficle de variaţie aferente, diagrame pentru

evoluţia temperaturii în timpul procesului de sudare, utilizând termografia în infraroşu.

La realizarea îmbinărilor au fost utilizate table de dimensiuni 200x100 mm din

oţel galvanizat identice cu cele folosite la cercetarea de optimizare, de grosime mms 1

pentru tablele zincate.

S-a utilizat material de adaos 3CuSi cu diametrul sârmei de mmde 2,1 şi ca gaz

de protecţie Ar100% cu debitul min/2,20 lQ .

Probele sudobrazate s-au efectuat utilizând valori ale parametrilor de sudare,

conform datelor înscrise în tabelul 4.17:

Tabel 4.17 Parametrii de sudobrazare pentru determinarea experimentală a

temperaturilor

Material

de bază

Grosime

(mm)

Material de adaos Parametri procesului de

sudobrazare

Tip

Diametru

sârmă

(mm)

Viteza

de avans

a sârmei

(m/min)

Curent

de

sudare

(A)

Viteză de

sudare

(mm/min)

Tensiunea

arcului

(V)

Tablă

zincată

DX51D+Z

EN 10327

1,00 3CuSi 1,2 2,52 70 600 9,1

Îmbinarea s-a realizat prin suprapunere, capul de sudare a fost poziţionat conform

capitolului de optimizare din lucrarea de faţă. Cordonul a avut o lungime de 250 mm,

lungimea de sârmă consumată a fost 0,72 m, cantitatea de gaz 5,83 l, energia electrică

0,003 Kwh.

Pe baza valorii temperaturii măsurate, realizate cu camera termografică în

infraroşu, s-a putut realiza diagrama de evoluţie a temperaturii în timpul procesului de

sudobrazare CMT (figura 4.25), observându-se uniformitatea temperaturii pe toată

lungimea îmbinării, după ce procesul s-a stabilizat şi o conformitate cu determinarea

102

experimentală în Matlab. Fapt care confirmă posibiliatea de realizare a unei componente

electronice în conformitate cu schema care să oferă utilizatorului temperatura în

componentă în timpul procesului de producţie.

Tabla otel zincat

v= 600 mm/min, Is=70 A, lo=10, Ina = 1,5

0

100

200

300

400

500

600

0 50 100 150 200 250

l [mm]

T [

gra

de C

]

Figura 4.25 Evoluţia temperaturii în timpul procesului de sudobrazare a tablelor

zicate

Pentru a urmării modul în care variază temperatura în cele două table în timpul

sodobrazării s-au realizat măsurători ale acesteia perpendicular pe linia de îmbinare, la

diferite distanţe de începutul îmbinării şi s-au trasat graficele variaţiei aferente. În cazul

nostru s-au realizat la 50 mm, 75 mm şi 125 distaţă faţă de începutul îmbinării. Valorile

s-au măsurat perpendicular pe linia îmbinării pe o lăţime totală de 60 mm, simetric faţă

de linia îmbinării mm30 , conform tabelului 4.18 şi figurii 4.26.

Tabel 4.18 Variaţia temperaturii la 50, 75, 125 mm pentru îmbinarea tablelor

zincate.

b[mm] -21,8 -19,1 -16,4 -13,7 -11 -8,3 -5,6 -2.9 -0,2 0,2 2,9 5,6 8,3 11 13,7 16,4 19,1 21,8

T[mm]la 50

mm

23 30 32 50 75 100 180 420 506 480 380 160 100 75 50 32 30 23

T[mm]

la 75 mm

23 30 42 53 75 125 200 430 468 450 370 160 100 75 53 42 30 23

T[mm]

la 125

mm

25 40 50 72 104 182 288 382 397 360 300 190 104 94 72 50 40 25

103

Evolutia comparativa a temperaturilor

0

100

200

300

400

500

600

-22

-19

-16

-14

-11

-8,3

-5,6

-2,9

-0,2

0,2

2,9

5,6

8,3 11

13,7

16,4

19,1

21,8

b[mm]

T[g

rad

C]

l1=50mm

l2=75mm

l3=125mm

Figura 4.26 Evoluţia comparativă a temperaturilor pentru tablele zincate

Concluzii:

După realizarea a 50 mm lungime de sudobrazare se pot constata următoarele:

- temperaturile măsurate după stabiliazarea procesului sunt de valoare C0500 ,

teperatură la care stratul de zinc este parţial distrus.

- se observă că tabla amplasată pe partea superioară are o temperatură mai ridicată

faţă de linia îmbinării (în plan transversal). Temperatura maximă este amplasată la

0,2mm de linia îmbinării.

- zona ampalsată sub îmbinare are temperatura mai mică chiar cu 020T , lucru

care explică de ce folosirea unui dispozitiv realizat cu pat de cupru şi elementele de

prindere la fel poate duce la realiazarea unor cordoane cap la cap bune în ce priveşte

conservarea stratului de zinc.

La o lungime sudobrazată de 75 mm s-a constat:

- temperatura maximă înregistrată în zona îmbinării a scăzut la aprox. C0460

- temperatura maximă a fost înregistrată în placa superioară la aprox. mm2,0 ,

lucru care explică de ce la înlăturarea în avans a stratului de zinc pe mm1 ,

fată de marginile tablei face să nu apară pori datorită stratui de zinc

(considerat impediment) zonă care ulterior va fi protejată de stratul de cupru.

După realizarea a 125 mm de îmbinare sudobrazată s-a remarcat că:

104

- temperatura maximă s-a înregistrat tot la o distanţă de mm2,0 faţă de

îmbinare, dar a fost max. K700 . Lucru datorat conducţiei în materialul de bază

şi benefică în acelaş timp prin faptul că temperatura s-a situat sub punctul de

topire a zincului.

Analizând evoluţia temperaturii în cele două componente, în timpul procesului de

sudobrazare CMT, după 50 mm, 75 mm, 125 mm se pot enunţa câteva concluzii, care pot

avea un rol important în evaluarea îmbinărilor sudobrazate şi prezentarea în Matlab a

simulării temperaturii în componente:

- după 50 mm de sudobrazare, procesul încă nu este stabilzat şi nu s-a ajuns la

temperatura optimă, temperatură mai mică ca temperatura de topire a stratului

de zinc.

- valorile temperaturilor în cele două table tot timpul sunt diferite cu C03020 ,

lucru care face ca stratul de zinc pe tabla inferioară să fie mai puţin afectat.

- analizând comparativ diagramele de evoluţie a temperaturii pe o direcţie

perpendiculară pe linia îmbinării în cele 3 momente ale măsurătorilor (figura

162 jos), se constată o scădere a temperaturii atunci când creşte lungimea

îmbinării realizată. Motivul acestui fenomen este datorat conducţiei termice.

Aceste diferenţe sunt relativ mici C0100 , explică posibilitatea de aplicare a

procedeului deoarece temperatura ajunge mai mică ca temperatura de topire a

zincului.

4.5 Determinarea dependenţei dintre energiei liniară şi lăţimea stratului

intermetalic

Prin efectuarea testelor privind optimizarea realizate la aliniatul 4.3.2 se

determină şi influenţa energiei liniare asupra grosimii stratului intermetalic pentru

gosimea tablelor de 1,00mm.

Analiza metalografică a îmbinărilor sudobrazate a constat în examinarea

macroscopică, respectiv microscopică conform normativelor SR 1321-2000. S-au analizat

105

probe din îmbinări cu grosime de 1mm realizate cu aliajul de sudobrazare CuSi3 conform

parametrilor din etapa de optimizare.

Probele macroscopice analizate pentru probele realizate în etapa de optimizare,

având marcajele M1-M8 sunt prezentate în tabel 4.21.

Structura, în zonele specifice îmbinărilor sudobrazate: (MB-material de bază ,

ZIT-zonă influenţază termic, SB-sudobrazare), este formată din:

ferită şi perlită în MB şi ZIT;

soluţie solidă Cu α cu incluziuni solide globulare de Cu2O în SB.

Materialul de adaos 3CuSi sudobrazat este un eutectoid format dintr-o matrice de

soluţie solidă de siliciu dizolvat în cupru, ce cristalizează în sistem cubic cu feţe

centrate şi anumiţi compuşi intermetalici.

Se cunoaşte conform diagramei de echilibru Cu-Si [47, pag 95] că aceste aliaje

prezintă forme peritectice, eutectice şi eutectoide, care duc în urma răcirii şi ajungerii la

temperatura ambiantă la formarea unor compuşi intermetalici Cu33Si7 (1,75%Si),

Cu15Si4 (2,22%Si), Cu19Si6 (2,4%Si), care conferă aliajului rezistenţă şi duritate, dar

scade tenacitatea. (conform tabelului 4.20)

Aliajul CuSi3 are o structură formată dintr-o soluţie solidă de siliciu dizolvată

în cupru, care cristalizează în sistemul cubic cu feţe centrate şi un amestec mecanic

eutectoid format din fazele şi compusul intermetalic Cu33Si7.

Tabel 4.20 Analiză micrografică pentru optimizarea sudobrazării tablelor zincate

pentru materialul de bază şi cordonul sudobrazat

MB [Nital 2%, 50×] MB [Nital 2%, 100×] SB 1 [Nital 2%, 100×] SB 8 [Nital 2%, 100×]

106

La examinările microscopice nu se observă imperfecţiuni, iar liniile de aderenţă

ale îmbinărilor sudobrazate nu conţin goluri sau discontinuităţi.

Rezultatele sintetice ale examinărilor macro şi microscopice sunt prezentate în

tabelul 4.21, iar rezultatele detaliate sunt cuprinse în raportul de examinare nr. 106 a / PN

103/2 din 08.07.2009 Proiect ISIM.

La nivel microscopic, în tabel 4.21, se observă că materialul de bază ferită şi

perlită globulară nu este afectat semnificativ şi nu au loc modificări de structură, deoarece

acesta nu este topit şi temperatura este mai mică de C0721 , lucru observat şi prin faptul că

granulaţia nu este modificată după sudobrazare în ZIT.

Tabel 4.21 Analiză macrografică şi microscopică a optimizărilor sudobrazării

tablei zincate cu grosime de 1mm.

Proba ZIT1 [Nital 2%, 100×] ZIT 2 [Nital 2%, 100×]

M1

M2

M3

107

M4

M5

M6

M7

M8

108

Tabel 4.11 Matricea program a experimentului factorial EFC 32 (fără coloanele

corespunzătoare interacţiunilor) care se vor realiza într-un program de calcul.

Număr

probă

Nivele codificate ale factroilor de influenţă

Energia

liniară[J/cm]

Lăţimea

stratului

intermetalic

][ m

][AIS min]/[cmvs ][VUa

1. 115 100 12 11.04 24.53

2. 111 100 11.8 10.4784 24.995

3. 116 80 14.1 16.356 20.985

4. 109 80 12 13.08 4.88

5. 126 100 10 10.08 17.66

6. 121 10 9.0 8.712 16.135

7. 127 80 10.1 12.827 24.245

8. 119 80 9.2 10.948 32.92

În continuare s-a determinat prin calcul de regresie dependenţa grosimii stratului

intermetalic analitic de energia liniară a sudobrazării tablelor zincate. S-a urmărit

determinarea unei regresii de tip exponenţial de forma:

bxay , (4.22)

unde: x=energia liniară [J/cm2], y= grosimea stratului intermetalic [ m ],

Rezolvarea funcţiei se face prin logaritmare, conform [89] se notează YY lnln , xx lnln ,

aa lnln , ecuaţia devine: lnlnln axbY , coeficienţii fiind determinaţii cu ajutorul

ecuaţiilor 4.23 şi 4.24:

2lnln

lnlnlnlnlnln

)(2

2

xx

yxxyx

SSn

SSSSa

(4.23)

2lnln

lnlnlnln

)(2 xx

yxyx

SSn

SSSnb

(4.24)

x - energia liniară J/cm, Y – grosimea stratului intmetalic m

109

Tabel 4.11 Date de calcul pentru ecuaţiile 4.31 şi 4.32 pentru procedeul CMT

Nr.

Proba x(T) x^2 xln xln^2 y(epsilon) yln xln*y x*yln xln*yln Y

3 16.35 267.3225 2.794228 7.80771 5.3009687 1.52405 12.82768 24.91821 4.258543 5.11277

4 13.08 171.0864 2.571084 6.610475 4.5907795 1.66789 13.62924 21.816 4.288285 4.504084

7 12.82 164.3524 2.551006 6.507634 4.5293202 1.510572 11.55433 19.36553 3.853479 4.453006

1 11.04 121.8816 2.401525 5.767323 4.0844238 1.407181 9.808846 15.53527 3.37938 4.090497

8 10.94 119.6836 2.392426 5.723701 4.0580635 1.400706 9.708616 15.32372 3.351085 4.069408

2 10.47 109.6209 2.348514 5.515518 3.9320161 1.369152 9.234395 14.33502 3.215473 3.969156

5 10.08 101.6064 2.310553 5.338656 3.8246048 1.341455 8.836953 13.52187 3.099504 3.884483

6 8.71 75.8641 2.164472 4.684938 3.424705 1.231015 7.412677 10.72214 2.664498 3.575154

Sume 93.49 1131.418 19.53381 47.95595 28.443913 11.45202 83.01273 135.5378 28.11025 33.65856

Efectuând calculele rezultă urmatoarele valori ale coeficientilor: 044,0ln a si

568.0b

Ca urmare, grosimea stratului intermetalic la îmbinarea tablelor zincate cu 3CuSi

funcţie de energia liniară se poate determina cu relaţia:

568,0044,0 li Es (4.25)

Influenţa energiei liniare asupra grosimii stratului intermetalic

0

1

2

3

4

5

6

0 5 10 15 20

Energia liniara (J/cm2)

Mo

dif

icare

a g

rosim

ii s

tratu

lui

inte

rmeta

lic[m

icro

n]

Valori măsurate

Valori determinate analitic

a)

110

Valori reziduale asociate funcţiei de sudobrazare a tablelor zincate

-20

-15

-10

-5

0

5

10

15

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18

x

y-y

i y-yi

linia de zero

b)

Figura 4.26 a)Reprezentarea grafică a influenţei energiei liniare asupra grosimii

stratului intermetalic procedeul CMT aplicat tablelor zincate, b) Reprezentarea grafică a

distribuţiei valorilor reziduale asociate funcţiei determiantăr prin regresie matematică

Pentru o bună caracterizare a influenţei energiei liniare asupra grosimii stratului

intermetalic, s-au efectuat măsurători pe ambele părţii a zonei de tracere dispre materialul

topit şi materialul netopit. În continuare această zonă o vom numii zonă de trecere notată

cu ZT.

Se observă pe toate probele apariţia unui strat intermetalic realizat parţial prin

difuzia zincului în materialul de adaos CuSi3, care este singurul care se topeşte. Grosimea

acestei zone este situată în jurul valorii de m20 pentru a asigura o rezistenţă la rupere

corespunzătoare.

Pe baza măsurătorilor în faza preliminară groasimea stratului de zinc scade, dar se

conservă astfel încât să se îşi păstreze funcţia anticorozivă.

Examinarea metalografică a evidenţiat că în îmbinările sudobrazate nu se observă

fisuri, discontinuităţi sau defecte.

Examinarea microscopică efectuată a evidenţiat următoarele:

- lipsa microfisurilor din îmbinările realizate prin sudobrazare;

- structura zonei investigate reprezentată de materialul de adaos (MA) din rostul

îmbinărilor realizate cu aliajul CuSi3 este o structură constituită din soluţie Cu cu

eutectic (Cu-Si), structură dendritică de turnare;

- structura zonei investigate reprezentată de materialul de bază (MB): oţel nealiat

este o structură constituită din soluţie solidă de ferită şi perlită globulară.

111

În continuare s-a realizat teste mecanice pentru parametrii optimi determinaţi

pentru grosimea tablei de 1,0mm şi 1,5mm, în scopul determinării rezistenţei la rupere.

4.5.1 Încercări mecanice distructive ale îmbinărilor sudobrazate din table

suprapuse

Testele realizate pe epruvete sudobrazate cu parametrii optimizaţi cu procedeeul

CMT au o influenţă majoră asupra proprietăţilor mecanice, chiar dacă studiul a fost

centrat cu precădere pe conservarea zinc, grosimea stratului de stratul intermetalic, şi

evaluarea temperaturii. Pentru a determina dacă parametrii optimizaţi au fost determianţi

corect s-a realiazat teste pentru aspectul microstructurii şi încercări mecanice distructive.

Parametrii tehnologici fiind situaţi la valorile determiante în puctul central al rezultatelor

din subcapitolul anterior.[71]

Se determină rezistenţa la rupere prin forfecare. Calculul rezistenţei la rupere prin

forfecare se face cu relaţia din anexa 5 conform standardizării:

Figura 4.27 Macrostructura la o sudobrazare realizată prin suprapunere

Tabel 4.22 Rezultatele încercărilor pentru table de 1mm şi 1,5mm suparpuse la

încercarea de tracţiune

Epruveta

Nr.

încercare

Grosime ][mm ]/[ 2mmNRm

Amplasarea

rupturii Rost

1. 1,0 254 ZT 1

2. 1,0 262 ZT 1

3. 1,0 243 ZT 1

4. 1,5 233 ZT 1,2

112

5. 1,5 260 ZT 1,2

6. 1,5 171 ZT 1,2

Ca rezultat a încercărilor mecanice de tracţine, conform tabelului 4.22, rezultă că

sudobrazarea tablelor zincate are valoarea cuprinsă 170-260 N/mm2.

4.5.2 Încercarea la tracţiune ale îmbinărilor sudobrazate cap la cap

Deoarece procedeul CMT este un procedeu de sudobrazare vom aborda îmbinarea

rezultată ca o îmbinare care trebuie să respecte caracteristicile îmbinărilor lipite.

Epruveta, pentru tablă cu grosimea de 1 mm, are capete de prindere mai late decât

porţiunea calibrată. Lungimea calibrată trebuie să fie racordată la aceste capete printr-o

rază de racordare egală cu 12 mm şi lăţimea capetelor trebuie să fie cel puţin 20mm şi cel

mult 40mm, conform figurii4.28 şi tabelului 4.23.

Tabel 4.23 Dimensiunile epruvetelor

Grosimea

tablelor

Lăţimea

][1 mmb

Lăţimea

][2 mmb

Lungimea

elementelor

de prindere

][mmh

Lungime

][mml

Lungime totală

)(2 hlbLt

1 şi 1,5 25 15 30 25 135

Figura 4.28 Sudobrazare realizată cap la cap cu rost

b – lăţimea cordonului realizat

113

Pentru ca epruvetele să poată fi debitate corect şi să nu se exfolieze zincul probele

vor fi realizate între table cu grosime de 1; 1,5 mm cu dimensiuni de 150x200 mm, iar

debitarea se va realiza mecanic.

Parametrii tehnologici au fost prezentaţi în partea de optimizare şi sunt parametri

de lucru din punctul central.

Calculul rezistenţei la rupere se face cu relaţia din anexa 5.

Tabel 4.24 Rezultatele încercărilor pentru table de 1mm realizate cap la cap la

încercarea de tracţiune

Epruveta

Nr.

încercare

Grosime

][mm ]/[ 2mmNRm

Amplasarea

rupturii Rost

4. 1,0 165 ZT 1

5. 1,0 171 ZT 1

6. 1,0 168 ZT 1

Concluzii

Concluzii în condiţiile respectării tehnologiei optime obţinută la punctul anterior.

În cazul tablelor îmbinate prin suprapunere CMT trebuie respectate restricţiile impuse de

lipirea tare a tablelor:

- tablele să fie suprapuse pe minim 4mm

- să existe un intertiţiu între table de valoare s , s grosimea

componentelor unde să aibă loc curgerea materialului între

componente

- decaparea iniţială pentru tablele zincate cu clorură de zinc

Specifice la CMT:

- prelucrarea compenentei superioare prin prelucrări mecanice pentru a

creşte rugozitatea suprafeţei ce urmează a fi umectată cu MA

- prelucrarea componentei inferioare prin deformare unde este posibil,

ca după sudobrazare să nu rămână curbată.

Concluzii pentru îmbinările cap la cap realizate din tablă galvanizată:

Pentru realizarea unei îmbinări de calitate trebuie respectate următoarele lucruri:

114

- alegerea unei tehnologi optime conform capitolului anterior

- folosirea unui rost 1,2mm:

o dacă este prea mic materialul de bază neparticipând la îmbinare

poate să compromită îmbinarea

o dacă este prea mare de foarte multe ori se pot realiza poduri între

componete dar îmbinarea să nu îndeplinească condiţiile impuse

- polizarea transversală a rostului pentru a creşte rugozitatea şi a realiza

o ancorare foarte bună a materialului de adaos.

- degresarea materialului de bază pentru îndepărtarea grăsimilor şi

impurităţilor.

Prezentarea zonei de trecere la CMT, unde apare un strat intermetalic sub m20 în

cazul unei tehnologii optime, care influenţează proprietăţile mecanice ale îmbinării.

Prezenţa acestei zone sub m20 asigură o bună legăură între aliajul de brazare şi metalul

de bază. Dacă grosimea acestui strat este peste m20 scade rezistenţa la tracţiune şi deci

compromite îmbinarea.

În final se observă că sudobrazarea este eficientă la poziţionarea prin suprapunere

a elementelor care vor fi analizate la studiul disimilar Al-oţel şi Al-Cu.

115

CAPITOLUL 5

5 Program experimental la sudobrazarea CMT şi CMTP a tablelor

subţiri din oţel zincat cu aluminiul

5.1 Elemente generale

Pentru rezolvarea unor probleme de coroziune şi obţinerea simultană şi a unei

construcţii uşoare, în practică este necesară realizarea unor îmbinări disimilare între

elemente din oţel zincat şi aluminiu, [72].

Îmbinarea prin sudare a combinaţiei de materiale pe bază oţel şi aluminiu este

dificilă datorită problemelor legate de incompatibilitatea metalurgică şi fizică a

caracteristicilor celor doua materiale. Sub aspect metalurgic, aluminiul formează cu fierul

soluţii solide, faze intermetalice şi eutectici. Solubilitatea fierului în aluminiu este

nesemnificativă. La conţinuturi reduse de fier în aluminiu apare compusul intermetalic

Fe3Al conţinând cca 34% Fe. La conţinuturi mai mari de aluminiu apar compuşii

intermetalici FeAl2 (66% Fe) Fe2Al5 (70,2% Fe), FeAl3 (74,5% Fe), [73].

Prezenţa acestor faze intermetalice face dificilă îmbinarea prin sudare. O altă

problemă este diferenţa între temperatura de topire a oţelului 1809K şi temperatura de

topire a aluminiului 933K. Această diferenţă de temperatură necesită procedee termice de

îmbinare speciale, sudobrazarea CMT reprezintă o soluţie, [74].

În cazul sudobrazării tablelor din oţel cu aluminiu, în îmbinare se topeşte doar

aluminiu. Astfel materialul de adaos se alege asemănător cu aluminiu, materialul de bază

care se topeşte ţinând cont de următoarele caracteristici: temperatura de topire, duritate,

rezistenţa electrică, conductivitatea, compoziţie chimică, curgerea materialului de adaos

şi granulaţia materialului de adaos în comparaţie cu materialul de bază care nu se topeşte.

Procedeul de sudobrazare a aluminului cu oţelul constă în topirea aluminiului din

materialul de adaos şi materialul de bază şi depunerea pe suprafaţa netopită a oţelului, în

cazul de faţă suprafaţa de tabla zincată. Legătura dintre aluminiu şi tabla de oţel este

116

mecanică datorită contracţiei prin răcirea bruscă cu suprafaţa netopită a oţelului şi

difuziei ulterioare a zincului, [75].

Din studiul sudobrazării tablelor zincate a rezultat că zincul se comportă ca un

decapant în zona îmbinării dar are şi efect negativ prin producerea porilor în îmbinare. Un

alt factor benefic introdus prin zincare este rugozitatea mărită a suprafeţei unde are loc

îmbinarea, [75].

5.2 Materialele de bază

La realizarea programului experimental s-au folosit următoarele materiale de

bază:

- Tablă de oţel zincat DX51D+Z150-N-A-C ( SR EN 10327:2004) cu grosimea de

1mm.

- Tablă de aliaj de aluminiu EN AW 1200 (SR EN 1706 : 2000) cu grosimea de

1mm.

Principalele caracteristici mecanice ale materialelor de bază sunt prezentate în

tabelul 5.1.

Tabelul 5.1 Principalele caracteristici mecanice ale materialelor de bază

Materialul de bază 2

2,0 / mmNRp 2/mmNRm

Tablă de oţel zincat (DX51D+Z150-N-A-C) 348-395 max. 405

Tablă de aliaj de aluminiu(EN AW 1200) 150-165 max. 205

În tabelul 5.2 sunt prezentate caracteristicile termofizice ale tablei de aliaj de

aluminiu EN AW 1200 care sunt necesare pentru determinarea temperaturii în tabla de

aluminiu în programul MatCAD.

Tabelul 5.2 Caracteristicile termofizice a tablei de aliaj de aluminiu EN AW 1200

Densitatea aluminiului ]/[107,2 33 mkg

Conductivitatea termică ][187 11 KmW

Căldură specifică 11890 KkgJc

117

Temperatura de solidus(solidificare) K883

Temperatura de lichidus(lichefiere) K928

Energia latentă de fuziune 15109,3 KgJLF

În tabelul 5.3 sunt prezentate caracteristicile termofizice ale tablei de oţel

galvanizat (acoperită cu zinc) marca DX51D+Z150-N-A-C care sunt necesare pentru

determinarea temperaturii în zona tablei zincate cu ajutorul programului realizat în

MatCAD (vezi capitolul 4).

Tabelul 5.3 Caracteristicile termofizice a tablei de oţel galvanizat (acoperită cu

zinc) marca DX51D+Z150-N-A-C

Densitatea tablei zincate ]/[1085,7 33 mkg

Conductivitatea termică ][50 11 KmW

Căldură specifică 11850 KkgJc

Temperatura de solidus(solidificare) K1808

Energia latentă de fuziune 151005,2 KgJLF

Principalele elemente de aliere întâlnite la aliajele de aluminu sunt: siliciul,

cuprul, manganul, magneziul, litiul şi zincul, [76].

Ca material de adaos s-a folosit sârmă electrod din aliaj AlSi5 (tabel 5.4) cu

diametrul de 1,2mm, folosind polaritatea cc+. În tabelul 5.4 este prezentată compoziţia

chimică a sârmei electrod AlSi5 conform DIN 1732.

Tabel 5.4 Compoziţia chimică a sârmei electrod AlSi5

Materialul

de adaos

Compoziţia chimică în procente

Si Mn Fe Al

AlSi5 4,5-5,0 <0,5 <0,5 rest

Caracteristicile mecanice ale materialului depus prin topirea sârmei electrod AlSi5

sunt trecute în tabelul 5.5.

Tabelul 5.5 Caracteristicile mecanice ale sârmei electrod EL-AlSi5

Limita de curgere

Rp0,2

N/mm2

Duritatea

HB

Rezistenţa la

tracţiune

Rm

Alungirea la rupere

A10[%]

118

N/mm2

70-90 48-60 110-160 Min. 15

Ca gaz de protecţie s-a folosit argonul tehnic (Ar 100%), deoarece la aliajele de

aluminiu este recomandat acest gaz inert, de documentaţia tehnică studiată, [77].

Tabel 5.6 Grosimi de tablă şi gaze folosite la îmbinări disimilare tablă zincată-

aluminiu

Material A Material B

Grosimea

tablelor

(mm)

Gaz

Diametrul

sârmei

(mm)

Material

de adaos

Mod de

aplicare

Tablă

zincată Al 1,0 100%Ar 1,2 AlSi5 mecanizat

5.3 Stabilirea tipului de îmbinări disimilară şi a variantelor de sudobrazare

Pentru efectuarea programului experimental s-au ales îmbinări de colţ „prin

suprapunere” datorită numeroaselor aplicaţii ale acestui tip de îmbinare ce se regăsesc în

domeniul construcţiei de vehicole (auto, feroviar, etc), [78]. Experimentările s-au efectuat

pe table cu dimensiunea 150x250x1mm.

Obiectivele programului experimental au urmărit caracterizarea geometrică (prin

grosimea stratului intermetalic) şi mecanică (analiza rezistenţei la rupere a îmbinării) a

stratului intermetalic format la îmbinarea disimilară a aluminiului cu tablă galvanizată.

Experimentul s-a realizate cu două variante de sudobrazare:

- CMT Cold Metal Transfer şi CMTP Cold Metal Transfer Pulse studiate conform

[75], cele două variante sunt disponibile pe aceeaşi sursă.

Studiul s-a realizat cu alegerea parametrilor specifici tehnologiilor de sudobrazare

pentru materialul de adaos AlSi5 cu diametrul sârmei de 1,2 mm disponibili pe sursă:

- la sudarea CMT parametrii setaţi au fost aleşi astfel AIs 60min şi

VUa 6,11min , AIs 67max şi VUa 9,11max la 00 l şi 0Ina

- la sudarea CMTP parametrii setaţi au fost aleşi astfel AIs 70min şi

VUa 3,14min , AIs 85max şi VUa 2,15max la 00 l şi 0Ina

119

Aceşti parametrii sunt stabiliţi ca valoare minimă şi maximă pentru sudobrazarea

tablelor cu grosime de 1,0mm, pentru sârma AlSi5.

Calculul s-a făcut cu parametrii înregistraţi cu ajutorul instalaţiei de achiziţii date.

Modificările pe care le facem noi sunt ale vitezei de sudare şi factorul de corecţie

dinamic. Valorile vitezei de sudare au fost min/800min mmvS şi min/1000max mmvS , iar

ale factorului de corecţie dinamic au fost 5min naI şi 5max naI .

În tabelul 5.7 sunt prezentate valorile parametrilor utilizaţi la realizarea

îmbinărilor disimilare oţel zincat - aliaj de aluminiu.

Tabel 5.7 Valorile parametrilor utilizaţi la realizarea îmbinărilor

Nr. variantă

sudobrazare min/mmvs naI AIS VUa

Energia

liniară

0/CMT 1000 0 70,0 12,9

CMT Cold Metal Transfer

1 800 +5 67,2 11,7 8.35

5 800 -5 61,0 11,3 7.32

4 1000 +5 67,6 11,6 6.66

8 1000 -5 62,6 11,3 6.01

CMTP Cold Metal Transfer Pulse

2 800 +5 88,6 15,2 14.30

6 800 -5 69,3 14,3 10.52

3 1000 +5 88,6 15,2 11.44

7 1000 -5 70,1 14,5 8.63

Poziţionarea pe plăcile sudobrazate a probelor micro-macro pentru examinări

structurale s-au făcut conform SR EN 1321:2000 (Examinări macroscopice şi

microscopice a îmbinărilor sudate) şi a epruvetelor pentru încercări mecanice s-au

realizează conform STAS 10888-77 (Încercări ale îmbinărilor din table subţiri sudate în

colţ).

Pe distanţa de început a procesului de sudobrazare are loc o instabilitate a arcului

şi implicit o neuniformitate a geometriei sudurii, drept pentru care s-a considerat necesară

120

folosirea pentru probe a zonei situată după o lungime de 75 mm de la începerea îmbinării.

Acest lucru a fost observat la studiul teperaturii în cazul îmbinării tablelor zincate, cap 3.

Debitarea probelor s-a făcut folosind procedee mecanice.

În figura 5.1 este reprezentat modul de desfăşurare a experimentului pe două

nivele cu modificarea parametrilor hotărâţi în urma experimentelor preliminare.

Figura 5.1 Planul de realizare al experimentului factorial pe două nivele

În tabelul 5.8 sunt prezentate imaginile macro ale probelor realizate la îmbinarea

disimilară oţel zincat - aliaj de aluminiu. Probele au fost debitate mecanic, pentru a evita

influenţa termică a probelor care urmează să fie analizate. După depitare probele au fost

şlefuite folosindu-se hârtie metalografică cu granulaţie cuprinsă între 280 şi 2500. Luciul

metalic s-a obţinut prin lustruire şi atac cu soluţie specifică îmbinărilor din aluminiu: nital

2% + NaOH 5% cu timp de menţinere 2 sec.

Examinările macroscopice pe secţiunile transversale ale îmbinărilor disimilare

realizate în variantele analizate nu au evidenţiat defecte de sudare de tipul fisurilor, dar la

toate variantele au apărut în sudură pori fini cu diametrul maxim de 0,3 mm (figura 5.2 şi

tabelul 5.8). Lucru datorat prezenţei zincului, energiei liniare mici şi conductibilităţii

termice ridicată a aluminiului.

121

Figura 5.2 Varianta de sudobrazare 0, realizată în punctul central[Atac Nital 10%]

Tabel 5.8 Analiză macrografică a îmbinărilor disimilare aluminu-tablă zincată

Nr. încercare Proba macro CMT Nr. încercare Proba macro CMTP

Varianta de

sudobrazare 1

[Atac Nital

10%]

1,015mm

Varianta de

sudobrazare 2

[Atac Nital

10%]

0,35mm

Varianta de

sudobrazare 5

[Atac Nital

10%]

0,362mm

Varianta de

sudobrazare 6

[Atac Nital

10%]

0,267mm

Varianta de

sudobrazare 4

[Atac Nital

10%]

0,589mm

Varianta de

sudobrazare 3

[Atac Nital

10%]

0,348mm

Varianta de

sudobrazare 8

[Atac Nital

10%]

0,337mm

Varianta de

sudobrazare 7

[Atac Nital

10%]

0,002mm

122

Concluzii rezultate în studiul comparativ a celor două procedee pentru

macrostructurile realizate:

- dintre cele două procedee analizate, după aspectele vizual al probelor

procedeul CMT depreciază stratul de zinc al tablei, lucru măsurat în capitolul

anterior cu 50% din valoarea iniţială.

- la ambele procedee nu există stropi, lucru care recomandă ambele procedee

din acest punct de vedere

- la sudobrazarea realizată cu CMTP îmbinarea este mai plată comparativ cu

CMT, măsurarea s-a făcut conform figurii 5.4. şi prezentată în tabelul 5.8.

Măsurarea s-a făcut în modul următor: imaginile macro au fost introduse în

programul AutoCAD şi s-a luat ca referinţă grosimea tablei de 1mm. A urmat

măsurarea fiecărei supraînălţări. Exemplu: la probele 4 CMT şi 6 CMTP care

au energii liniare aproximativ egale, se observă o supraînălţare redusă cu

jumătate la procedeu CMTP faţă de CMT. Lucru explicabil prin curentul

suplimentar introdus la procedeul CMTP în momentul desprinderii picăturii.

Lucru care face ca picătura să ajungă în baie şi ulterior să fie încălzită

suplimentar la CMTP faţă de CMT.

Figura 5.4 Modul de măsurare a supraînălţării şi stratului de difuzie a zincului

123

- la acelaş procedeu CMT prin schimbarea doar a factorului de corecţie dinamic

5naI proba 4 cordonul este mai plat la 5naI proba 8 mai convex, în

condiţile în care grosimea cordonului nu se schimbă semnificativ.

Ca rezultat a acestei etape se observă că procedeul CMT dă cordoane mai plate

comparativ cu CMTP, iar factorul de corecţie dinamic negativ face ca cordonul să fie mai

convex.

Examinările microscopice s-au efectuat în zonele caracteristice îmbinărilor

disimilare sudobrazate (SUD=îmbinare, MB=material de bază, ZIT=zona influenţată

termic) conform SR EN 1321:2006 decelându-se microstructurile prezentate în figura 5.4

şi tabelul 5.8:

Figura 5.4 Varianta de sudobrazare 0, [Atac Nital 2% + NaOH 5%], 100x

Tabel 5.9 Analiză micrografică a îmbinărilor disimilare aluminu-tablă zincată

Nr.

încercare Proba macro CMT Nr. încercare Proba macro CMTP

Varianta de

sudobrazare

1, [Atac

Nital 2% +

NaOH 5%],

100xCMT

Varianta de

sudobrazare

2, [Atac

Nital 2% +

NaOH 5%],

100x

Varianta de

sudobrazare

5, [Atac

Nital 2% +

NaOH 5%],

100x

Varianta de

sudobrazare

6, [Atac

Nital 2% +

NaOH 5%],

100xCMTP

124

Varianta de

sudobrazare

4, [Atac

Nital 2% +

NaOH 5%],

100xCMT-

5

Varianta de

sudobrazare

3, [Atac

Nital 2% +

NaOH 5%],

100xCMT+5

Varianta de

sudobrazare

8,

[AtacNital

2% +

NaOH 5%],

100xCMT-

5

Varianta de

sudobrazare

7, [Atac

Nital 2% +

NaOH 5%],

100xCMT+5

5.4 Determinarea dependenţei dintre energia liniară şi gosimea stratului de

difuzie a zincului

Analizând microstructurile realizate se poate determina valoarea stratului de

difuzie a zincului în aluminiu. Valorile determinate experimental sunt trecute în tabelul

5.10.

Măsurarea grosimii stratului de difuzie a zincului este prezentat în figura 5.3,

măsurătorile s-au realizat în număr de cinci şi s-a făcut o medie aritmetică pentru fiecare

microstructură.

Tabelul 5.10 Valorile parametrilor şi adâncimea măsurată a stratului de difuzie a

zincului y

Nr.varianta

CMT vs[cm/min] Ina Is[A] Ua[V] X El[J/cm]

y

experimental

1 80 5 67.2 11.7 8.3538 62

5 80 -5 61 11.3 7.3238125 40

4 100 5 67.6 11.6 6.66536 50

8 100 -5 62.6 11.3 6.01273 25 Nr.varianta

CMTP vs[cm/min] Ina Is[A] U a[V] El[J/cm]

y

experimental

2 80 5 88.6 15.2 14.3089 82

125

6 80 -5 69.3 14.3 10.52926875 33

3 100 5 88.6 15.2 11.44712 81

7 100 -5 70.1 14.5 8.639825 31

Această parte a experimentului va fi de tip regresie, prin utiliazarea lui se

urmăreşte investigarea influenţei energiei liniare asupra grosimii stratului intermetalic.

Cu valorile obţinute experimental s-a determinat funcţia care exprimă tendiţa liniară de

ordonare ),,( xbafy , unde a şi b sunt coeficienţii funcţiei. Algoritmul celor mai mici

pătrate este cel folosit pentru determinarea funcţiei.

x - energia liniară J/cm

Y - adâncimea stratului de difuzie a zincului în aluminiu m

Funcţia liniară pentru procedeul investigat este xbaY , unde a este deplasarea

faţă de origine pe axa OY, iar b este panta graficului de regresie.

Studiul se va face conform formulelor 4.1...4.4, din capitolul 4 şi valorilor

determinate experimental din tabelele 5.11. în cazul procedeului CMT 87.49a , 27.13b

şi tabelul 5.12 pentru procedeul CMTP 94,54a 94.9b .

Tabel 5.11 Date de calcul pentru ecuaţiile 4.3 şi 4.4 pentru procedeul CMT

xY 27.1387.49 funcţia determinată pentru procedeul CMT

unde Y- grosimea stratului de difuzie a zincului, x-energia liniară J/cm (5.17)

Tabel 5.12 Date de calcul pentru ecuaţiile 5.14 şi 5.15 pentru procedeul CMTP

Nr.

Proba x(El) x

2

y (s

difuzie) xy Yteoretic y-yi

1 8.35 69.78 62 517.93 61.04 0.95

5 7.32 53.63 40 292.95 47.36 -7.36

4 6.66 44.42 50 333.26 38.62 11.37

8 6.01 36.15 25 150.31 29.96 -4.96

Nr.

Proba x(El) x

2

y (s

difuzie) xy Yteoretic y-yi

2 14.30 204.74 82 1173.33 87.35 -5.35

6 10.52 110.86 33 347.46 49.76 -16.76

3 11.44 131.03 81 927.21 58.89 22.10

7 8.63 74.64 31 267.83 30.97 0.02

126

xY 94.994,54 funcţia determinată pentru procedeul CMTP

unde Y- grosimea stratului de difuzie a zincului, x-energia liniară J/cm (5.18)

Grosimea stratului de difuzie a Zn funcţie de energia liniară la CMT

0

10

20

30

40

50

60

70

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9

Energia liniară[J/cm]

Gro

sim

ea s

tratu

lui

de

dif

uzie

[mic

ron

]

yexperimental=f(El)

Yteoretic=f(El)

a)

Grosimea stratului de difuzie a Zn funcţie de energia liniară la CMTP

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0 2 4 6 8 10 12 14 16

Energia liniară[J/cm]

Gro

sim

ea s

tratu

lui

de

dif

uzie

[mic

ron

]

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 2 4 6 8 10 12 14 16

yexperimental=f(El)

Yteoretic=f(El)

b)

Figura 5.4 Reprezentarea grafică a influenţei energiei liniare asupra grosimii

stratului de difuzie pentru procedeul a)CMT şi b)CMTP

127

a) b)

Figura 5.5 Reprezentarea grafică a distribuţiei valorilor reziduale asociate funcţiei

determinată prin regresie matematică a)CMT şi b)CMTP

În figura 5.4 sunt prezentate graficele funcţiilor asociate influenţei energiei liniare

asupra grosimi stratului de difuzie, ca funcţie liniară respectând ecuaţiile 5.17 şi 5.18.

Validarea regresiei matematice se face prin reprezentare grafică a valorilor reziduale

asociate funcţiilor liniare determinate în figura 5.5 a şi b. Valorile reziduale reprezintă

diferenţa dintre valorile determinate experimental şi valorile obţinute prin calcul

matematic, pe axa x se află energia liniară şi pe y deviaţia dintre valoarea determinată

experimental şi cea determinată prin regresie.

Pentru calculul coeficientului de corelaţie R se foloseşte ecuaţia:

2

2

)(

)(1

yy

YyR , unde y-valorile determinate experimental, Y- valorile

calculate teoretic pentru fiecare x şi y media valorilor y determinate experimental.

Pentru procedeul CMT s-a determinat R=0,84, iar pentru CMTP s-a determinat

R=0,82. Coeficentul de determinare interpretează procentual, cât de reprezentativă este

linia de regresie determinată pentru datele investigate. O funcţie este cu atât mai adecvată

cu cât valoarea R este mai apropiată de 1. Pentru cazul nostru R este situat între 0,8-0,9

coeficient foarte mare, deci model foarte bun,

Se observă că condiţiile sunt îndeplinite deci graficul asociat determinării

adâncimi de pătrundere a stratului de zinc funcţie de energia liniară pentru procedeu

CMT şi CMTP sunt valide.

Pe baza calculelor analitice s-a determinat că eroarea dată de cele două formule

este cuprinsă între 0,2-4%, lucru vizibil în tabele 5.11 şi 5.12.

128

Reprezentările grafice din figura 5.4 şi ecuaţiile determinate (ec. 5.17 şi 5.18)

indică faptul că, procedeul are influenţă asupra adâncimii de pătrundere a zincului şi

zonei influenţată termic, deci se poate spune că difuzia stratului de zinc este influenţată

de energia liniară şi de procedeu. La CMTP grosimea stratului este mai mare la aceeaşi

energie liniară.

Măsurările pe macrostructură conturează dimensional că procedeul CMTP are

influenţă mai mare decât CMT asupra fluidităţii băii. În ambele cazuri se observă că

înălţimea stratului sudobrazat depinde de energia liniară cu care se efectuează cordonul,

dar este dependentă şi de procedeul aplicat. Fiind mai mică la CMTP.

5.5 Concluzii

Cordon

Iniţial s-a studiat documentele [79], [80] şi [81].

Studiul microscopic ne permite să vedem cauzele care au dus la rupturi şi în

consecinţă să corectăm parametrii astfel încât îmbinarea să aibă rezistenţa la rupere la

valoare apropiată cu a materialului de adaos. În cazul nostru o să prezentăm probele 4

CMT şi 6 CMTP care au fost realizate cu aceleaşi energie liniară.

În cazul de faţă se vor lua în discuţie mai multe interfeţe (figura 5.6):

129

a) CMT b) CMTP

Figura 5.6 Stratul intrmetalic creat pe cele două nivele cu aceeaşi parametrii

1. Interfaţa situată între Zn-Al

Se observă prezenţa unei zone dentritice în zona Zn-Al care contribuie la

diminuarea rezistenţei pe această interfaţă. La procedeul CMTP pe faţa dinspre cordon se

observă o alternanţă de zone dentritice cu zone netede. Făcând analiza metalografică a

zonei dentritice s-a determinat o structură formată din Zn-Al, fără aportul altui material.

Pentru zona netedă compoziţia este Fe-Zn-Al. Prezenţa dentritelor mai numeroasă la

CMT faţă de CMTP poate fi explicată printr-o răcire mai rapidă pe interfaţa oţel/cordon,

în felul acesta neexistând o legătură între cordon şi oţel. Această zonă poate fi explicată

printr-o reacţie la interfaţa oţel/lichid (fază intermetalică de tip AlxFey), pe parcursul acestei

etape elementele de aliere din oţel pot difuza în baie. Şi astfel în etapa de solidificare pot

apărea defecte ca: retasură, fisuri, pori.

La CMTP se observă prezenţa unei zone de tip Fe-Al-Zn mai line, care poate fi

explicată printr-o reacţie mai lungă în etapa oţel/lichid când răcirea se face mai lent,

difuzia fiind mai pregnantă şi timpul de creare a interfaţei Al-Zn-Fe este mai lung.

Prezenţa acestei zona Fe-Zn-Al favorizează ruperea fragilă.[80]

Analizând faţa oţel/cordon unde a avut loc ruperea s-a observat în zonă prezenţa

unor fisuri/pori şi o difuzie Zn în Al mai pregnantă la CMTP faţă de CMT.

Rezistenţa la ruperea în cele două cazuri a fost foarte diferită. În cazul prezenţei

zonei dentritice, zonă specifică CMT forţa la rupere se situează în jurul valorii 150N/mm2

în cazul unei zone line specifică CMTP (conform figurii 5.6 b CMTP) rezistenţa la rupere

este în jur de 100N/m2.

Stratul intermetalic este format din Fe2Al5 pe partea tablei din oţel şi din FeAl3 în

îmbinare şi zona aluminiului.

2. Interfaţa situată între oţel-cordon, strat intermetalic

Se observă că metalul lichid aderă pe placa de oţel, suprafaţa este fină, fără

dentrite ca în cazul aluminiului, cum se vede în figura 5.6.

130

Compoziţia stratului intermetalic este formată cu precădere din faze de tip Fe2Al3, iar

zincul detectat este sub formă de soluţie solidă. Zonele albe observate corespund unor faze

bogate în oxid de aluminiu, cu temperatura de topire cuprinsă între 673 şi 1173K. Faza

intermetalică conţine între 5 şi 30% aluminiu şi în echilibru cu faza lichidă Zn-Al şi θ-Al3Fe.

Figura 5.6 Interfaţa oţel/cordon, stratul intermetalic la sudobrazare CMT

Interfaţa situată între cordon-aluminiu este mult mai complexă. În figura x se

observă fenomenul de curgere a zincului în aluminiu, fenomen care face ca îmbinarea să aibă

fisuri şi pori.

Se observă prezenţa fisurilor transversale pe cordon. Punctul de pornire al fisurilor

este în interfaţa dintre aluminiu şi cordon. Aceste fisuri sunt datorate regiunilor bogate în zinc

în structurile dentritice. Modul de dezvoltare al fisurilor exclude formarea acestora în timpul

solidificării.

Din studiul grosimii şi forţei de rupere se observă că în cazul transferului CMT

grosimea stratului intermetalic este mai subţire şi forţa de rupere este mai mare (se vede

valoarea în tabelul care indică rezistenţa la rupere). Ca rezultat, în cazul folosirii

materialelor care dau straturi intermetalice cu fragilizare se recomandă procedeul de

sudobrazare CMT. În cazul sudobrazării materialelor similare care nu dau straturi

intermetalice se preferă CMTP care introduce o energie liniară superioară şi face ca

legăturile mecanice formate să fie mai puternice şi îmbinarea să fie satisfăcătoare.

131

În metalul de bază (oţel nealiat) structura este ferito-perlitică cu incluziuni

oxidice, perlita plasându-se în general pe limitele de grăunţi. În metalul de bază (aliaj de

aluminiu) structura este formate din soluţie solidă α aluminiu, cu compuşi intermetalici

Al-Si şi oxizi de aluminiu.

În zona de interfaţă dintre oţelul zincat şi sudură se observă straturi intermetalice

de grosimi diferite ce delimitează cele două zone.

În sudurile (SUD) realizate prin procedeul CMT sau CMTP se dezvoltă structuri

dendritice cu structuri specifice aliajelor de aluminiu-zinc, soluţie solidă α şi compuşi

intermetalici pe bază de siliciu.

132

CAPITOLUL 6

6 Sudobrazarea cuprului cu aluminu

6.1 Probleme generale la îmbinarea cuprului cu aluminiu

Îmbinarea cuprului cu aluminiul este utilizată, cu precădere, în construcţia

sistemelor de răcire şi componentelor de acumulator. Se sudează ţevi cu diametrul între 3

şi 20 mm, cu grosime între 0,5 - 1,6 mm. Îmbinarea între cupru şi aluminiu se realizează

prin diferite procedee ca sudare cu fascicul laser, sudare prin presiune ,vezi figura 6.1,

sudare prin frecare, prin sudare la rece, [82] sau sudare prin difuzie.

Figura 6.1 Sudare prin suprapunere între cupru şi aluminiu prin presiune [83]

Îmbinarea prin sudare a cuprului cu aluminiul este dificilă întrucât cele două

materiale sunt solubile parţial în stare solidă şi la topirea celor două materiale se

formează compuşi intermetalici. În zona de trecere dintre cele două materiale se formează

următoarele straturi, [49]:

- interfaţa cu cupru acestea sunt faze 23AlCu şi 2CuAl cu grosime de 3-10 m

- interfaţa cu aluminiu se formează faze 415SiCu , Al-Si în soluţie solidă Al

Proprietăţile mecanice ale îmbinării depind de grosimea stratului intermetalic şi

de uniformitatea acestuia pe secţiune.

133

Duritatea mare (450-550 HV) a stratului intermetalic afectează rezistenţa la rupere

a îmbinării dacă grosimea sa este peste 20 m . Rezistenţa la rupere poate fi crescută prin

alierea cusăturii cu siliciu 4-5% şi zinc 6-8%, [84] sau nichel 3%, [85].

În cazul sudării prin frecare pentru a obţine îmbinări cu caracteristici mecanice

corespunzătoare este necesară pregătirea atentă a suprafeţelor frontale şi alegerea unor

parametri de sudare adecvaţi. Suprafeţele frontale trebuie să fie fără oxizi sau urme de

grăsimi. Suprafaţa de cupru trebuie prelucrată suplimentar după debitare cu ferestrău

mecanic. Pentru a elimina orice efect de durificare a cuprului acesta trebuie tratat termic

la temperatura de 7000C timp de 30 minute şi răcit în aer înainte de îmbinare, [86].

Cele două materiale au capacitate de deformare diferită la cald, lucru care ar putea

fi compensat prin alegerea unor geometrii diferite în zona îmbinării.

Cuprul şi aluminiul se pot îmbina în condiţii bune prin sudare la rece, situaţie în

care apare un strat de difuzie la interfaţa celor două materiale. Acesta conţine un strat

intermetalic fragil care scade rezistenţa la rupere a îmbinării dacă grosimea stratului

intermetalic depăşeşte 10 m , [87]. Grosimea stratului de difuzie în zona de intrefaţă

depinde de timp şi temperatură. Pentru a păstra dimensiunea stratului de difuzie la

dimensiuni acceptabile se recomandă ca îmbinările sudate la rece între cupru şi aluminiu

să fie exploatate la temperaturi sub 1750C, [88].

Cuprul cu aluminiul se îmbină uzual şi prin sudare electrică prin presiune cap la

cap. În acest caz în zona îmbinării apar faze intermetalice a căror cantitate poate fi redusă

prin acoperirea suprafetei de cupru cu un strat de zinc, aluminiu, argint sau nichel, [87].

La sudarea prin presiune prin topire intermediară se obţin rezultate bune datorită ruperii şi

expulzării stratului intermetalic în bavura creată prin sudare.

În cadrul tezei de doctorat s-a urmărit cercetarea posibilităţii de îmbinare a

cuprului cu aluminiu prin procedeul de sudobrazare CMT folosind un strat intermediar de

nichel. Cercetarea a fost orientată spre stratul intermetalic creat între cele două metale la

procedeul CMT, [89].

Studiul stratului intermetalic este strâns legat de evoluţie temperturii în zona

îmbinării care este condiţionată de energia liniară introdusă în îmbinare. Măsurarea

temperaturii în zona sudurii este dificilă cu mijloace clasice şi de aceea se preferă

utilizarea măsurării prin termoemisivitate. Aceast tip de măsurare este influenţat de

134

coeficientului de emisivitate a cărui valoarea se modifică cu temperatura. Din acest motiv

a fost necesară determinarea în cadrul tezei a modului de variaţie a coeficientului de

emisivitate al cuprului cu temperatura.

6.2 Modificarea coeficientului de emisivitate a cuprului cu temperatura

Programul experimental s-a realizat cu următoarele materiale de bază: tablă din

cupru marca Cu 99,7 (SR EN 506:2008), grosimea 0,7 mm şi tablă de aliaj de aluminiu

EN AW 1200 (SR EN 1706 : 2000) cu grosimea de 1 mm. Îmbinare a fost realizată prin

suprapunere. Probele sudobrazate au avut dimensiunile de 150x250mm. Caracteristicile

mecanice ale materialelor de bază sunt prezentate în tabelul 6.1.

Tabelul 6.1 Principale caracteristici mecanice ale materialelor de bază

Materialul de bază 2

2,0 / mmNRp 2/mmNRm

Tablă de cupru tehnic marca Cu

99,7 (SR EN 506:2008) 348-395 max. 405

Tablă de aliaj de aluminiu

(EN AW 1200) 150-165 max. 205

Materialul de adaos folosit a fost sârmă CuSi3, cu diametrul de 1,2 mm, iar gazul

de protecţie utilizat argon I1, conform EN ISO 14175.

Sudobrazarea s-a realizat în curent continuu, polaritate inversa cc+. În cadrul

experimentului s-au variat următorii parametri de sudare: curentul de sudare ][75;65 AIS ,

factorul de corecţie a arcului de sudare ]5;0[ naI şi viteză de sudare min]/[600;400 mmvS .

Se menţionează că valoarea efectivă a curentului de sudare se modifică în timpul

procesului. S-a urmărit determinarea influenţei temperaturii asupra coeficientului de

emisivitate a cuprului.

Sistemul de monitorizare are în componenţă următoarele module principale:

- camera termografică FLIR A40M ;

Programul de măsurare a proceselor de sudare se va prin utilizarea unei camere

FLIR A40 M, aflată în dotarea ISIM Timişoara.

135

Măsurarea termografică s-a facut prin preluarea semnalului de măsurare

perpendicular pe arcul electric în planul format de direcţia de deplasare şi capul de

sudare, conform figurii 6.2.

Figura 6.2 Modul de măsurare termografic

Sistemul de măsurare a temperaturii în IR are punctul de măsurare pe suprafaţa

piesei de lucru, punct de măsurare localizat în afara ariei zonei topite. Coeficientul de

termoemisivitate la măsurare a fost predefinit εm=0,9 şi s-a folosit pentru toate probele.

La acest experiment s-au realizat un număr de 8 probe cu parametrii prezentaţi în

tabelul 6.2 şi s-au măsurat temperaturile, pentru fiecare variantă considerată, cu ajutorul

unui sistem de termoviziune în infraroşu. În tabel sunt prezentate deasemenea valorile

tensinunii arcului şi vitezei de avans a sârmei care sunt necesare pentru prelucrarea

ulterioară a rezultatelor. Valorile temperaturilor determinate experimental sunt prezentate

în figura 6.2.

Tabelul 6.2 Parametrii utilizaţi pentru determinarea relaţiei dintre temperatură şi

coeficientul de emisivitate

Nr. variantă

sudobrazar

e

AIS VUa min/mmvs naI El [J/cm] WP

136

1 69,3 9,8 600 0 11.319 679.14

2 65,2 15,9 600 0 17.278 1036.68

3 64,4 16,9 400 0 27.209 1088.36

4 64,4 9,8 400 0 15.778 631.12

5 80,3 10,6 600 +5 14.18633 851.18

6 73,9 16,7 600 +5 20.56883 1234.13

7 74,6 17,0 400 +5 31.705 1268.2

8 77,6 10,8 400 +5 20.952 838.08

Al 1xxx - aliaj Cu

250

300

350

400

450

500

550

600

650

700

750

0 50 100 150 200 250 300 350 400t (ms)

T (

°C)

1

2

2b

3

4

5

6

7

8

Figura 6.2 Variaţia temperaturii în proble sudate

Coeficientul de termoemisivitate predefinit în programul de măsurare a fost ales

9,0 , [29] . Această valoare a coeficientului de termoemisivitate este folosita în general

pentru suprafeţe vopsite, lăcuite, oxidate, eloxate, etc. Nu este însă cunoscută valoarea

coeficientului pentru a avea o măsurătoare realizată cu acurateţe, mai ales pentru

materiale care au o reflexivitate înaltă cum este Al şi Cu.[90]

Coeficientul ε depinde de natura şi gradul de prelucrare a suprafeţei. Cel mai

important pentru sudură este faptul că îşi schimbă valoarea odată cu temperatura.

Pentru a determina valoarea reală a coeficeientului de termoemisivitate ε, mărimea

măsurată a temperaturii trebuie corelată cu mărimea temperaturii determinată analitic.

137

Pentru fiecare probă de sudobrazare s-a realizat o determinare analitică aflându-se

valoarea temperaturii în funcţie de parametrii de sudare şi de proprietăţile materialelor

urmată de o determinare experimentală a temperaturii în IR.

Calculul analitic al temperaturii în zona sudurii se efectuează pornind de la legea

Stefan – Boltzman:

42

41

81076,5 TTAPd (6.1)

unde s-au notat:

- dP - puterea radiată de arcul electric

- ε- coeficientul de termoemisivitate (pentru corpul absolut negru 1 ),

- T1

- temperatura suprafeţei radiante,

- T2

- temperatura mediului ambiant

Considerând că puterea radiantă este aceeaşi atât la determinarea analitică cât şi la

cea experimentală rezultă relaţia:

42

41

42

41 TTATTA masuratmanalitica (6.2)

unde: εa - coeficientul de termoemisivitate care se determină analitic şi εm =0,9 -

coeficientul de emisivitate ales experimental.

Din relaţia 6.2 se poate determina valoarea coeficentului a :

4

24

1

42

41

TT

TT

analitic

masuratma

(6.3)

Având în vedere că temperatura mediului ambiant este mult mai mică decât

temperatura de sudobrazare se poate neglija temperatura mediului ambiant, relaţia

anterioară devenind:

4

1

1

analitic

masuratma

T

T (6.4)

Pentru calculul analitic al temperaturii s-a folosit relația 4.15 şi elemente

conţinute sunt explicate în capitolul 4, )4

()2(),,(2

2

021

a

b

a

vrKesPtyxT

pa

xv

,

conform [61]. Valorile caracteristicilor termofizice ale materialului (CuSi3) sunt:

]/[7,397 0KmW , ]/[1,3768 0KkgJc , ]/[1093,8 33 mkg , şi temperatura de topire

][1336 KTtop . Puterea sursei P în funcţie de parametrii de sudare este indicată tabelul 6.2.

138

Valorile temperaturilor determinate analitic pentru regimurile de sudare

experimentale sunt prezentate în tabelul 6.3. În acelaşi tabel sunt prezentate şi rezultatele

măsurătorilor de temperatură realizate prin termoemisivitate.

Folosind relaţia 6.4 s-a determinat coefieintul de emisivitate pentru fiecare regim

de sudare, rezultatele fiind prezentate în tabelul 6.3.

Tabelul 6.3. Corecţia coeficientului de termoemisivitate cu temperatura

Nr. variantă

sudobrazare

Temperatura

măsurată

experimental

[K]

Temperatura

determinată

analitic [K]

x

Determinarea

coeficientul

εa

y

4 380 440.81 0.841

5 470 477.97 0.727

1 460 490.6 0.696

8 425 532.25 0.366

6 465 548.03 0.466

2 560 560.35 0.898

3 630 654 0.168

7 740 763 0.13

În continuare s-a determinat prin calcul de regresie dependenţa coeficientului de

termoemisivitate analitic de temperatura reală a zonei analizate. S-a urmărit determinarea

unei regresii de tip exponenţial de forma:

bxay , (6.5)

unde: x=T temperatura [K], y= εa coeficientul de termoemisivitate

Rezolvarea funcţiei se face prin logaritmare, conform [89] se notează YY lnln , xx lnln ,

aa lnln , ecuaţia devine: lnlnln axbY , coeficienţii fiind determinaţii cu ajutorul

ecuaţiilor 6.6 şi 6.7:

2lnln

lnlnlnlnlnln

)(2

2

xx

yxxyx

SSn

SSSSa

(6.6)

139

2lnln

lnlnlnln

)(2 xx

yxyx

SSn

SSSnb

(6.7)

Tabelul 6.4 Valorile folosite pentru x - temperatura, y – ceficentul de

termoemisivitate determinat analitic

Nr.

Proba x(T) x^2 xln xln^2 y(εa) yln xln*y x*yln xln*yln

Y

teoretic

4 440.81 194313.5 6.088614 37.07122 0.841 -0.31883 4.426422 -140.543 -1.94123 0.988617

5 477.97 228455.3 6.169548 38.06332 0.727 -0.17316 5.18859 -82.767 -1.06834 0.736556

1 490.6 240688.4 6.195629 38.38582 0.696 -0.36241 4.312158 -177.796 -2.24533 0.669907

8 532.25 283290.1 6.277113 39.40215 0.366 -1.00512 2.297423 -534.976 -6.30926 0.498107

6 548.03 300336.9 6.30633 39.7698 0.466 -0.76357 2.93875 -418.459 -4.81532 0.447898

2 560.35 313992.1 6.328562 40.05069 0.898 -0.10759 5.683048 -60.2854 -0.68086 0.413112

3 654 427716 6.483107 42.03068 0.168 -1.78379 1.089162 -1166.6 -11.5645 0.235498

7 763 582169 6.637258 44.05319 0.13 -2.04022 0.862844 -1556.69 -13.5415 0.13444

Sume 4467.01 2570961 50.48616 318.8269 3.451 -6.55469 26.7984 -4138.11 -42.1663

Efectuând calculele rezultă urmatoarele valori ale coeficientilor: 13.22ln a si

63.3b

Ca urmare, coeficientul real de termoemisivitate al cuprului se poate determina în

funcţie de temperatura cu relaţia:

63.313.22 T (6.8)

Modificarea coeficientului cu temperatura, conform regresiei determinată este

prezentată în figura 6.3. În această figură au fost marcate şi valorile induviduale rezultate

prin calcul, pe baza cărora s-a construit ecuaţia de regresie.

140

Influenţa temperaturii asupra coeficientului de emisivitate

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

0 200 400 600 800 1000

Temperatura (K)

Mo

dif

icare

a c

oefi

cie

ntu

l d

e

term

oem

isiv

itate Valori măsurate

Valori determinate analitic

Figura 6.3. Variaţia cu temperatura a coeficientului de emisivitate a cuprului

Coeficientul de intensitate al corelaţiei exprimat prin regresia determinată este

_2

2

)(

)(1

yy

YyR , R=0,77 cea ce reflectă o corelaţie bună, conform [46,47].

Din acest studiu a rezultat că temperatura în zona critică în care este posibilă

apariţia compuşilor intermetalici fragili se situează între 400-800K.

Această concluzie va fi utilizată la alegerea covenabilă a materialului care se va

folosi ca strat tampon în zona de îmbinare a cuprului cu aluminiul.

6.3 Sudobrazarea cupru - aluminiu fără strat intermediar

Programul experimental a constat în realizarea unor îmbinări cu regimurile de

sudobrazare prezentate în tabelul 6.2.

Epruevetele au fost prelucrate mecanic în vederea realizării analizei mico şi

macroscopice. În acest sens au debitate pe o maşină cu răcire pentru a evita influenţarea

termică a zonei care s-a analizat. După depitare au fost şlefuite pe o maşină cu hârtie

metalografică de granulaţie cuprinsă între 280 şi 1200 m , [91]. Epruvetela au fost atacate

141

chimic cu soluţia formată din: 950ml H2O; 25 ml HNO3; 15 ml HCl; 10 ml HF pentru

cupru şi NaOH 2% pentru aluminiu.

Îmbinările realizate au fost analizate macro şi microstructural cu ajutorul

microscopului metalografic, iar măsurătorile au fost efectuate cu ajutorului softului

specializat, rezultatele fiind prezentate în tabelul 6.5.

Tabelul 6.5 Analizele macro şi microstructurale determinate la îmbinarea Cu-Al

Nr.

încercare

CMT

Proba macro CMT ZITAl, 100x ZITCu, 100x

Varianta de

sudobrazare

1

Varianta de

sudobrazare

2

Varianta de

sudobrazare

3

Varianta de

sudobrazare

4

142

Varianta de

sudobrazare

5

Varianta de

sudobrazare

6

Varianta de

sudobrazare

7

Varianta de

sudobrazare

8

În imaginile macro şi microscopice prezentate în tabelul 6.5 se observă influenţa

energiei liniare asupre geometrie cordonului sudobrazat şi asupra structurii, date de

variaţia câmpului termic din timpul procesului. Observaţiile vizuale din timpul procesului

de sudobrazare caractarizează procesul ca fiind uniform, continuu şi mai ales fără stropi.

Uzual parametri utilizaţi duc la energii liniare sub 25J/cm2. Iar valori peste

30J/cm2 induc defecte şi influenţe termice mari în materialul care nu se topeşte (cuprul în

cazul de faţă). Temperatura de sudobrazare este cuprinsă KT 800400 conform

graficului prezentat în figura 6.2.

Studiul şi problemele apărute au pornit de la diagramele de echilibru

reprezentative sunt redate în figura 6.4. Figura 6.4 prezintă o regiune din diagrama de

echilibru a sistemului binar Cu-Al, care stă la baza acestor îmbinări.

143

Figura 6.4 O regiune din diagrama de echilibru a sistemului binar Cu-Al

Probleme apărute la îmbinările disimilare Cu-Al: faza β, pe baza compusului

intermetalic Cu3Al, reprezintă austenita care, la răcire foarte lentă, se descompune

eutectoid la 850K [92] rezultând o soluţie solidă izomorfă cu cuprul (α, cfc) şi o soluţie

solidă pe baza compusului intermetalic de tip electronic Cu9Al4 (γ2, cub complex cu 52 de

atomi pe celulă elementară). La răcirea cu viteze obişnuite, austenita β (A2) se ordonează

devenind β1 (D03), la cca. 790 K [90]. Acelaşi lucru se întâmplă şi cu soluţia solidă α care

se ordonează la distanţă scurtă transformându-se în α2 [93]. La continuarea răcirii

obişnuite a austenitei ordonate β1 se pot produce două transformări martensitice în urma

cărora se obţin martensitele 1'(sub 13 %Al) sau 1'(peste aproximativ 12,4 %Al). În

figura 6.4 s-a prezentat şi variaţia punctului critic Ms, de început de transformare

martensitică, în funcţie de conţinutul de aluminiu. Se poate constata că valorile lui Ms

sunt foarte ridicate, aliajele (hiper)eutectoide care prezintă interes având puncte de

transformare situate între 300-700 K, zona noastră de lucru. În plus, precipitarea fazei γ2,

extrem de dură, nu poate fi suprimată nici chiar prin răcire bruscă. Pentru a elimina

inconvenientele de mai sus, s-a recurs la introducerea unui strat tampon de Ni.

Urmărind obţinerea unor compuşi intermetalici cu rezisitenţă la rupere mai

ridicată faţă de compuşi formaţi la îmbinarea Cu-Al fără strat intermediar se alege

parametrii tehnologici necesari studiului cu strat de nichel intermediar.

144

6.4 Studiul teoretic la sudobrazare cu strat intermediar de Ni

Pentru a realiza îmbinarea şi reduce diluţia Al în Cu s-a folosit un strat

intermediar de nichel Ni. Alegerea nichelului ca şi strat intermediar s-a făcut din

următoarele motive:

- temperatura este cuprinsă între 600-800K pentru acest procedeu ce duce la o

diluţie mare a cuprului cu aluminiu fără strat intermediar

- structurile formate între Cu-Al sunt fragile şi îşi modifică structura cu

tempratura de lucru a structurii sudate, precipitarea fazei γ2.

Diagrama binară Al-Ni este prezentată în figura 6.5 cuprinde două soluţii solide

de structură CFC – cubic cu feţe centrate (Al) şi (Ni) şi faze intermetalice Al3Ni, Al3Ni2,

AlNi, Al3Ni5, AlNi3, [94].

Figura 6.5 Diagrama binară Al-Ni[94]

Solubilitatea în stare solidă a Ni în Al este limitată, dar s-a determinat

experimental un interval de la 0,01% Ni până la 0,11%Ni eutectic la 933K, [94]. În

soluţie suprasaturată de Ni primul precipitat intermetalic format este Al3Ni (notat în

documentaţii , ) [95] are o structura cubică cu feţe centrate, se formează la temperatura

de max. 8540C(1127K) şi un procent de 25% Al. Trebuie avut în vedere procentul maxim

145

de Ni este 21,2% care poate fi dizolvat în Al la eutecticul format la temperatura de

13850C, formând AlNi3.

Conform determinărilor experimentale de la coeficientului de emisivitate,

subcapitolul 6.2, tempratura în zona de lucru este între 600-800K. Deci la sudobrazarea

Cu cu Al cu strat intermediar de Ni se formează stratul intermetalic Ni3Al, la care

rezistenţa la curgere creşte exponenţial cu temperatura, care prezintă o anomalie în

comparaţie cu alte straturi intermetalice întâlnite la sudobrazarea cuprului cu aluminiu,

[95]. Acestă componentă este faza , care se precipită în soluţia solidă cubică cu feţe

centrate a nichelui, lucru care face să crească rezistenţa la rupere şi la curgere. Difuzia

este un factor important în sudobrazare privind comportamentul stratului limită între

Ni3Al şi Ni, adică interfazele , / . Difuzia influenţează rata de degradare a structurii

, / la temperatură ridicată şi procesul de apariţe a dislocaţiilor însoţite de fisuri.

Structura şi energia influenţeză transferul între cele două faze , / şi stabilitatea

termodinamică a fazei , , [94].

În acest paragraf s-a realizat studiul diagramei binare Al-Ni, pentru a prezenta

structurile stratului intermetalic care apar la îmbinarea Cu-Al cu strat intermediar de

nichel.

6.5 Determinarea parametrilor optimi de sudobrazare pentru îmbinările Cu-

Al cu strat intermediar de nichel

Experimentele s-au efectuat având ca factori de influenţă: curentul de sudare

][AIS , tensiunea arcului de sudare ][VUa şi viteză de sudare min]/[cmvS . Sudobrazarea s-a

realizat folosind o sârmă de AlSi5 [96] cu diametrul de 1,2 mm şi un debit al gazului de

16l/min.

S-a utilizat distanţa între capul de sudare şi piesele de lucru mmlc 12 şi unghiul

de înclinare a capului 00 20 . Aceste caracteristici geometrice au fost alese pe baza

experimentelor prezentate în capitolul 4 şi 5, unde îmbinarea s-a realizat cu aceeaşi

material de adaos şi cu aceelaşi diametru.

146

Cercetările experimentale s-au efectuat pe epruvete prelucrate din cupru şi

aluminiu conform 6.1. Probele au avut dimensiuni de 100x50x1mm. Îmbinarea s-a

realizat cap la cap. Epruvetele au fost debitate mecanic prin frezare la dimensiune pentru

a evita modificarea structurilor prin încălzire. Tablele de aluminiu s-au polizat şi degresat

în zona de îmbinare cu cel mult două ore înainte de experiment.

Pe probele de cupru a fost depus electrolitic un strat de nichel cu grosimi de

20 m sau 40 m .

Îmbinarea s-a realizat printr-o trecere, programul experimental factorial a constat

din 16 îmbinări prin modificarea parametrilor in jurul unui punct central.

Aceste probe se îmbină cu material de adaos AlSi3 cu diametrul sârmei 1,2 mm.

Deci vom folosi ca parametrii pentru punctul central şi pentru valorile minime/maxime,

valorile date de utilaj pentru acest tip de material de adaos, urmând să stabil ce modificări

trebuie făcute pentru materialele de bază considerate.

Astfel pentru realizarea optimizării parametrii necesari pentru sudobrazarea MIG-

CMT a aluminului cu cuprul sunt: curentul de sudare, care are valori cuprinse între IS=60-

80A, viteza de sudare vS=600-800mm/min şi factorul de corecţie dinamic Ina =+5/-5. Iar

tensiunea arcului Ua=10-13V se va folosi pentru calculul energiei liniare şi Ina trebuie

atent monitorizat deoarece influenţeză pătrundere (vezi capitolul sudobrazarea tablelor

zincate cu aluminiu).

Experimentul ne oferă informaţii privind influenţa energiei liniare asupra

structurii şi grosimii stratului intermetalic.

În vederea optimizării procesului de sudobrazare cu procedeul CMT a tablelor de

aluminiu cu cupru, au fost selecţionaţi următori factori de influenţă:

- 1x curentul de sudare ][AIS

- 2x viteza de sudare min]/[cmvS

- 3x factor de corecţie dinamic ]5,5[ naI

Ca şi funcţie obiectiv a fost aleasă valoarea rezistenţei la rupere (daN/cm2).

Intervalele de variaţie a parametrilor sunt în tabelul 6.15 şi matrice de lucru în tabelul

6.16.

147

Tabel 6.6 Intervalele de variaţie ale factorilor de influenţă pentru sudobrazarea

tablei aluminiu cu tablă de cupru de grosime de 1 mm cu material de adaos AlSi5

Parametru Valoarea

codificată

Valoarea fizică

SIx 1 A svx 2 min/cm naIx 3

Punctul central, 0jx 0 70 52 0

Interval variaţie, jD j 20 12 10

Nivel superior, supjx +1 80 58 +5

Nivel inferior, infjx -1 60 46 -5

1. Pentru strat de nichel de 20 m

Probele au fost în număr de 8, realizate cu parametrii din tabelul 6.7 şi analizele

microscopice au fost prezentate în tabelul 6.8.

Tabel 6.7 Parametrii utilizaţi la sudobrazarea cu strat tampon de nichel de 20 m

Proba

Curent

de

sudare

(x1)

[A]

Viteza

de

sudare

(x2)

[cm/min]

Factorul

de

corecţie

dinamic

(x3)

Tensiunea

arcului

[V]

Energia

liniară

[J/cm]

Temperatura

analitic

[K]

Locul

ruperii

Proba 1 60 46 +5 10.1 13.17 458,78 -

Proba 2 80 58 +5 12.5 17.24 638,29 ZT tb Cu

Proba 3 60 58 +5 10.2 10.55 390,63 -

Proba 4 80 46 +5 11.5 20 629,49 ZT tb Cu

Proba 5 60 46 -5 10.8 14.09 490,57 ZIT tb Cu

Proba 6 80 58 -5 9.7 13.38 495,31 ZIT tb Al

Proba 7 60 58 -5 10 10.34 382,97 ZT tb Cu

Proba 8 80 46 -5 10.2 17.74 617,76 ZIT tb Al

Tabel 6.8 Prezentarea analizelor microscopice

Proba Microstructura 350x Proba Microstructura 350x

148

Proba 1

Proba 5

Proba 2

Proba 6

Proba 3

Proba 7

Proba 4

Proba 8

Epruvetele au fost debitate mecanic pe maşină cu răcire în vederea realizării

analizei macro şi microscopice. După debitare corpurile de probă se vor şlefui pe maşină

de şlefuit folosindu-se hârtie metalografică cu granulaţia de 280.

Luciul metalic al epruvetelor se obţine prin lustruire pe pâslă şi suspensie de

alumină şi pulbere de ceriu la 1 m . Epruvetela vor fi atacate cu soluţia formată din:

950ml H2O; 25 ml HNO3; 15 ml HCl; 10 ml HF, [95].

149

Pentru fiecare cordon sudobrazat s-a măsurat pe la microscop modificarea

grosimii stratului de intemetalic, natura stratului s-a determinat ulterior prin analiză

spectrală.

Matricea program a experimentului factorial EFC 32 pentru programul de calcul

al rezistenţei la rupere, pentru strat intermediar 20 m de nichel este prezentată în tabelul

6.9.

Tabel 6.9 Matricea program a experimentului factorial EFC 32 pentru programul

de calcul al rezistenţei la rupere, pentru strat intermediar 20 m de nichel

.Număr

măsurare

Nivele codificate ale factroilor de

influenţă

Valoarea

rezistenţei la

rupere pentru 20 m

]/[ 2mmdaNy SIx 1 svx 2 naIx 3

1. 1 1 1 4

2. -1 1 1 6.6

3. 1 -1 1 4

4. -1 -1 1 10

5. 1 1 -1 8.3

6. -1 1 -1 8.79

7. 1 -1 -1 4.26

8. -1 -1 -1 9.8

În punctul central al experimentului factorial se vor executa replicic 3 , (tabel

6.10) obţinându-se următoarele valori măsurate:

Tabelul 6.10 Replicile măsurate în punctul central

Grosimea stratului

de nichel )/( 2

01 cmdaNy )/( 202 cmdaNy )/( 2

03 cmdaNy

20 m 5,4 5,6 5,9

Analiza experimentală se va face pe baza datelor din tabelul 6.9 şi 6.10:

150

Dispersia reproductibilităţii

063,01

1

20

20

c

yy

s

c

şi dispersia coeficienţilor

007,02

0

1

2

202

N

s

x

ss

N

i

ij

bj pentru strat intermediar de nichel 20 m , calculată cu relaţia din

tabel, corespunde măsurătorilor replicate în centrul domeniului experimental. Valorile

coeficienţilor funcţiei de regresie b şi efectelor produse de factorii de influenţă E sunt

preyentate în tabelul 6.11.

Tabel 6.11 Valorile coeficienţilor funcţiei de regresie b şi efectelor produse de

factorii de influenţă E

Coef. 0b

1b 2b

3b 12b

13b 23b

Valoare 6.84375 -1.70375 -0.17125 0.94375 1.18125 0.19625 0.92875

Efect TE

1E 2E

3E 12E

13E 23E

Valoare 6.84375 -3.4075 -0.3425 1.8875 2.3625 0.3925 1.8575

2. Pentru strat de nichel de 40 m

Pentru îmbinarea cuprului cu aluminu cu strat tampon de 40 m au fost realizate

8 probele, cu parametrii prezentaţi în tabelul 6.12.

Tabel 6.12 Parametrii utilizaţi la sudobrazarea cu strat de Ni 40 m

Proba

Curent

de

sudare

(x1)

[A]

Viteza

de

sudare

(x2)

[cm/min]

Factorul

de

corecţie

dinamic

(x3)

Tensiunea

arcului

[V]

Energia

liniară

[J/cm]

Temperatura

analitic

[K]

Locul

ruperii

Proba 9 80 46 +5 12.9 11.44 782 ZT tb Cu

Proba 10 60 58 +5 10 10.34 383 ZT tb Al

Proba 11 80 58 +5 12.5 17.24 638.2 ZT tb Cu

Proba 12 60 46 +5 10.8 14.09 491 ZT tb Cu

Proba 13 80 46 -5 10 17.39 606 tb Al

Proba 14 60 58 -5 10.5 10.86 387 ZT tb Cu

Proba 15 80 58 -5 10.1 13.93 516 ZT tb Cu

151

Proba 16 60 46 -5 10 13.04 455 ZT tb Al

Analizele microscopice au fost prezentate în tabelul 6.13.

Tabel 6.13 Parametrii utilizaţi la sudobrazarea cu strat de Ni 40 m

Proba Microstructura 350x Proba Microstructura 350x

Proba 9

Proba 13

Proba 10

Proba 14

Proba 11

Proba 15

Proba 12

Proba 16

152

Tabel 6.14 Matricea program a experimentului factorial EFC 32 (fără coloanele

corespunzătoare interacţiunilor) care se vor realiza într-un program de calcul.

Număr

măsurare

Nivele codificate ale factroilor de

influenţă

Valoarea

rezistenţei la

rupere pentru 40 m

]/[ 2mmdaNy SIx 1 svx 2 naIx 3

9. 1 1 -1 4.12

10. -1 1 -1 6.65

11. 1 -1 -1 6.63

12. -1 -1 -1 6

13. 1 1 1 11.82

14. -1 1 1 10.8

15. 1 -1 1 9.51

16. -1 -1 1 9.06

În punctul central al experimentului factorial se vor executa replicic 3 , (tabel

6.17) obţinându-se următoarele valori măsurate:

Tabelul 6.15 Replicile măsurate în punctul central

Grosimea stratului

intermediar de nichel )/( 2

01 mmdaNy )/( 202 mmdaNy )/( 2

03 mmdaNy

40 m 5,9 5,6 5,9

Dispersia reproductibilităţii

03,01

1

20

20

c

yy

s

c

şi dispersia coeficienţilor

00375,02

0

1

2

202

N

s

x

ss

N

i

ij

bj pentru strat intermediar de nichel 40 m , corespunde

măsurătorilor replicate în centrul domeniului experimental. Valorile coeficienţilor

funcţiei de regresie b şi efectelor produse de factorii de influenţă E pentru un strat

intermediar de 40 m .

153

Tabel 6.16 Valorile coeficienţilor funcţiei de regresie b şi efectelor produse de

factorii de influenţă E

Coef. 0b

1b 2b

3b 12b

13b 23b

Valoare 7.82375 -0.05375 0.27375 2.47375 -0.07375 0.42125 0.73875

Efect TE

1E 2E

3E 12E

13E 23E

Valoare 7.82375 -0.1075 0.5475 4.9475 -0.1475 0.8425 1.4775

Făcând o sinteză asupra celor 16 experimente (8 cu strat intermediar de 20 m şi

40 m de nichel) rezultă:

- amplitudinea efectelor produse de factorii de influenţă asupra funcţilor obiectiv

poate fi uşor apreciată pe baza reprezentări grafice, histograma efectelor (vezi figura 6.5).

Efectele ne arată influenţa fiecărui factor şi totodată influenţa cumulată a câte doi

factori.

0 1 2 3 4

1

2

3

4

5

6

Figura 6.5 Efectul provocat asupra funcţiei obiectiv ]/[ 2mmdaNy ,

1 - 1x efectul curentului de sudare, 2 - 2x efectul vitezei de sudare, 3 - 3x efectul

factorului de corecţie dynamic, 4 - 21 xx , 5 - 31 xx , 6 - 32 xx

Modelul explicitat al funcţiei obiectiv estimate cu metode experimentale care

rămâne prin eliminarea coeficienţilor care sunt sub limită este prezentat în tabelul 6.17:

Tabel 6.17 Funcţia determinată prin optimizare

Funcţia

pt. 20

m

323121321 0,7387542125,007375,02,4737527375,00,0537582375,7~ xxxxxxxxxy

154

Funcţia

pt. 40

m

323121321 0,92871962,01812,10,943717125,01,70378437,6~ xxxxxxxxxy

Concordanţa dintre valorile estimate cu ajutorul modelului şi cele măsurate

rezultă şi din figura 6.9.

Reprezentarea grafică a valorilor reziduale reprezintă diferenţa dintre valorile

determinate experimental şi valorile obţinute prin calcul matematic, respectiv pe axa x

numărul măsurătorii iar pe y valoarea rezistenţei la rupere măsurată şi valoarea

determinată prin calcul.

Regresia matematică trebuie să respecte următoarele lucruri:

- rezidurile să fie independente, ele sunt dispuse la întâmplare

- rezidurile trebuie să fie repartizate după curba lui Gauss, lucru vizibil în figura

6.6.

Reprezentarea grafică a valorilor reziduale

0

2

4

6

8

10

12

1 2 6 4 8 5 7 3

Nr. măsurători

Rezis

ten

ţa l

a r

up

ere(d

aN

/m^

2)

Valori măsurate

Valori determinate

Reprezentarea grafică a valorilor reziduale

0

2

4

6

8

10

12

14

1 4 8 5 6 7 3 2

Nr. măsurători

Rezis

ten

ţa l

a r

up

ere(d

aN

/m^

2)

Valori măsurate

Valori determinate

a) b)

Figura 6.6 Concordanţa dintre valorile estimate şi cele măsurate grosimea

stratului de Ni a) 20 m , b) 40 m

Pentru ca funcţia să fie validată trebuie ca coeficientul de corelaţie

_2

2

)(

)(1

yy

YyR să fie cât mai aproape de 1. În cazul nostru R=0,938, coeficient

cuprins între 0,8-1, deci este un model bun.

Concluzie: reprezentarea grafică conturează pentru fiecare cordon dimensiunea

rezistenţei la rupere, care nu este semnificativ influenţată de grosimea stratului de nichel

155

ci de energia liniară introdusă. Reprezentarea grafică şi ecuaţiile determinate indică faptul

că, grosimea stratului de Ni are o influenţă mică asupra rezistenţei la rupere şi zonei

influnţate termic în placa de cupru. Dar că prezenţa stratului de nichel schimbă complect

structura stratului intermetalic în comparaşie cu îmbinarea cuprului cu aluminiu fără strat

intermediar.

Concentraţie elementelor în zona stratului intermetalic pentru proble realizate s-au

efectuat cu un spectometru şi sunt prezentate în tabelul 6.8.

Tabel 6.18 Concentraţia nichelului şi a aluminiului în stratul intermetalic

Nr. probă pt.

stratul de nichel de

20 m

Al Ni

Nr. probă pt. stratul

de nichel de

40 m

Al Ni

2 98,1 0,55 9 99,4 0,007

4 69,3 4,08 10

5 70,0 4,08 11 99,4 0,005

6 99,4 0,005 12 99,4 0,005

7 99,4 0,005 13 80,4 4,08

8 99,4 0,005 14 96,9 1,30

15 99,2 0,005

16

Regimul optim de sudare este următorul pentru rezistenţa la rupere maximă:

Proba

Curent

de

sudare

(x1)

[A]

Viteza

de

sudare

(x2)

[cm/min]

Factorul

de

corecţie

dinamic

(x3)

Tensiunea

arcului

[V]

Energia

liniară

[J/cm]

Temperatura

analitic

[K]

Locul

ruperii

Proba 4 80 46 +5 11.5 20 629,49 ZT tb Cu

156

Figura 6.7 Zone ale îmbinării realizate cu strat tampon de 20 m pentru regimul

optim, 3500x

Analizând imaginile prezentate în tabele 6.8 şi 6.13 este evident că energia liniară

influenţează structura stratului intermetalic la sudobrazare. Se observă că linia de difuzie

dintre cele două materiale poate fi observată în imaginile cu mărire 3500x. Dimensional

grosimea liniei de difuzie creşte o dată cu creşterea energiei liniare utilizate, dar se

remarcă apariţia şi accentuarea formaţiunilor columnar-detritice.

Apariţia acestor formaţiuni este favorizată de creşterea energiei liniare, datorită

influenţei constituenţilor Ni3Al din stratul intermetalic în proximitatea zonei de difuzie.

Nefiind diferenţe remarcabilă între cele două depuneri se preferă folosirea a

stratului de 20 m , deoarece economic stratul tampon de 20 m este mai ieftin de

realizat.

Pentru o bună caracterizare a influenţei energiei liniare în procesul de sudobrazare

s-au realizat investigaţii suplimentare care să valideze afirmaţia făcută.

În continuare s-a analizat dependenţa dintre energia liniară la sudobrazare şi

grosimea stratului intermetalic pentru un strat tampon de 20 m şi 40 m de nichel.

a) Măsurarea grosimii stratului intermetalic

Pentru o imagine clară asupra formei şi mărimilor care le vom studia, vom

prezenta o schiţă a îmbinării cu dimensiunile geometrice în figura 6.8:

157

a) b)

Figura 6.8 a) Dimensiunile geometrice ale îmbinării, b) Modul de dispunere al

măsurătorilor

În figura s-au făcut următoarele notaţii: MB-Al – material de bază aluminiu, MB-

Cu – material de bază cupru, sZIT – grosimea zonei influenţate termic, si – grosimea

stratului intermetalic, st – grosimea zonei topite în aluminiu.

Grosimea stratului intermetalic măsurat pe epruvete microstructurale reprezintă

media a cinci măsurători individuale efectuate pe grosimea îmbinării.

b) Valoarea energiei liniare

Parametrii de sudobrazare utilizaţi pentru experiment sunt prezentaţi în tabelul 6.7

şi 6.12. În tabelul 6.19 sunt sintetizate datele referitoare la energia liniară şi grosimea

stratului intermetalic.

Dependenţa dintre aceste mărimi a fost determinată prin calcul de regresie liniară

),,( xbafy , unde a şi b sunt coeficienţii funcţiei.

x - energia liniară (J/cm), y - grosimea stratului intermetalic( m )

Tabel 6.19 Valori ale energiei liniare şi grosimea stratului intermetalic pentru

depunerea iniţială de 20 m şi 40 m Ni

Pentru stratul tampon de nichel de

20 m

Pentru stratul tampon de nichel de

40 m

Nr.

probă

Energia

liniară x

(J/cm)

Grosime strat

intermetalic

yNi20

( m )

Nr.

probă

Energia

liniară x

(J/cm)

Grosime strat

intermetalic

yNi40

( m )

1 11,44 - 9 11.44 12

2 17,24 10 10 10.34 -

158

3 10,55 18 11 17.24 18

4 20 16 12 14.09 16

5 14,09 6 13 17.39 24

6 13,38 5 14 10.86 10

7 10,34 19 15 13.93 15

8 17,74 8 16 13.04 16

Studiul se va face conform formulelor 3.1...3.4, din capitolul 3 şi datelor din

tabelele 6.20 şi 6.21.

22

2

xx

xyxyx

SSn

SSSSa

22 xx

yxxy

SSn

SSSnb

(6.10)

Tabel 6.20 x- energia liniară, y – grosimea stratului intermetalic pentru strat

intermediar de nichel 20 m

Nr. probei El(x) is (y) x2 xy

7 10.34 4 106.9156 41.36

3 10.55 6 111.3025 63.3

6 13.38 8 179.0244 107.04

5 14.09 10 198.5281 140.9

2 17.24 16 297.2176 275.84

8 17.74 18 314.7076 319.32

4 20 19 400 380

Suma 103.34xS 81yS 1607.6962 xS 1327.76xyS

158.1216.10679696.16077

76.132734.10381696.1607

a 607.1

16.10679696.16077

8134.10376.13277

b (6.11)

Tabel 6.21 x- energia liniară, y – grosimea stratului intermetalic pentru strat

intermediar de nichel 40 m

Nr. probei El(x) is (y) x2 xy

9 11.44 12 130.8736 137.28

11 17.24 18 297.2176 310.32

12 14.09 16 198.5281 225.44

13 17.39 24 302.4121 417.36

14 10.86 10 117.9396 108.6

15 13.93 15 194.0449 208.95

16 13.04 16 170.0416 208.64

S 99.79xS 111yS .05841112 xS 1616.59xyS

159

-6.4729602.04058.14117

59.161699.97111058.1411

a 1.595

9602.04058.14117

11199.9759.16167

b (6.12)

Influenţa energiei liniare asupra grosimii stratului intermetalic

0

5

10

15

20

25

0 5 10 15 20 25

Energia liniară (J/cm^2)

Gro

sim

ea s

tratu

lui

interm

etalic(m

icro

n)

Valori măsurate

Funcţia determinată prin

regresie

Influenţa energiei liniare asupra grosimii stratului intermetalic

0

5

10

15

20

25

30

0 5 10 15 20 25 30

Energia liniară (J/cm^2)

Gro

sim

ea s

tratu

lui

interm

etalic(m

icro

n)

Valori măsurate

Funcţia determinată prin regresie

a) b)

Figura 6.9 Reprezentarea grafică a dependenţei dintre energia liniară şi grosimea

stratului intermediar, la o grosime a stratului intermediar de a) 20 m , b) 40 m

În figura 6.9 este reprezentat graficul inluenţei energiei liniare asupra grosimii

stratului intermetalic, ca funcţie liniară xbaY , unde a este deplasarea pe axa OY faţă

de origine şi b este panta liniei de regresie.

xY 607,1158,12 determinarea s-a făcut pentru grosimea stratului de Ni de

20 m (6.13)

xY 595,1472,6 determinarea s-a făcut pentru grosimea stratului de Ni de

40 m (6.14)

unde Y- grosimea stratului intermetalic( m ), x – energia liniară )/( 2cmJ

Deci funcţiile vor fi:

- Elsi 607,1158,12 pentru grosimea stratului de Ni de 20 m

- Elsi 595,1472,6 pentru grosimea stratului de Ni de 40 m

160

a) b)

Figura 6.10 Reprezentarea grafică a distribuţiei valorilor reziduale asociate

funcţiei determinată prin regresie matematică la o grosime a stratului intermediar de a)

20 m , b) 40 m

Reprezentările grafice din figura 6.10 arată că energia liniară influenţează

grosimea stratului intermetalic după funcţii liniare aprope identice, indiferent grosimea

stratului de Ni. În ambele cazuri ( grosime strat Ni 20 m sau 40 m ) se observă că

creşterea energiei liniară duce la creşterea grosimi stratului intermetalic.

6.6 Dependenţa dintre grosimea stratului intermetalic şi rezistenţa la rupere

pentru un strat de 20 şi 40 m de nichel

Urmărind valorile măsurate în tabele 6.9 şi 6.14 (valorile rezistenţei la rupere) şi

6.19 (grosimea stratului intermetalic) se observă că rezistenţa la rupere este influenţată

major de lăţimea stratului intremtalic. Determinarea influenţei grosimii stratului

intermetalic asupra rezistenţei la rupere s-a făcut cu ajutorul regresiei neliniare, dată de

funcţia de putere bxay , coeficienţii fiind determinaţii cu ajutorul ecuaţiilor 6.6.... 6.8 şi

tabele 6.22, 6.23.

Tabel 6.22 Valori x-grosimea stratului intermetalic )( m , y–rezistenţa la rupere

(daN/cm2

) pentru strat intermediar de nichel 20 m

161

Nr.

Proba

x(si)

)( m x^2 xln xln^2

y(Rm)

(daN/cm2)

yln xln*y x*yln xln*yln

7 8 64 2.079442 4.324077 4.32 2.302585 20.79442 18.42068 4.788091

3 8 64 2.079442 4.324077 4.32 2.282382 20.37853 18.25906 4.746081

6 8 64 2.079442 4.324077 4.32 2.173615 18.27829 17.38892 4.519905

5 10 100 2.302585 5.301898 5.30 2.116256 19.11146 21.16256 4.872858

2 16 256 2.772589 7.687248 7.68 1.722767 15.5265 27.56427 4.776523

8 18 324 2.890372 8.354249 8.35 1.449269 12.31298 26.08684 4.188927

4 19 361 2.944439 8.669721 8.66 1.386294 11.77776 26.33959 4.081859

81 1233 17.14831 42.98535 42.98 13.43317 118.1799 155.2219 31.97424

Tabel 6.23 Valori x-grosimea stratului intermetalic )( m , y–rezistenţa la rupere

(daN/cm2

) pentru strat intermediar de nichel 40 m

Nr.

Proba

x(si)

)( m x^2 xln xln^2 y(Rm) yln xln*y x*yln xln*yln

9 12 144 2.484907 6.174761 11.82 2.469793 29.3716 29.63752 6.137205

14 12 144 2.484907 6.174761 10.8 2.379546 26.83699 28.55455 5.91295

15 15 225 2.70805 7.333536 9.51 2.252344 25.75356 33.78516 6.09946

12 16 256 2.772589 7.687248 9.06 2.203869 25.11965 35.26191 6.110423

16 17 289 2.833213 8.027098 6 1.791759 16.99928 30.45991 5.076437

11 18 324 2.890372 8.354249 5.63 1.728109 16.27279 31.10597 4.994879

13 24 576 3.178054 10.10003 4.12 1.415853 13.09358 33.98048 4.499658

Sume 114 1958 19.35209 53.85168 56.94 14.24127 153.4475 222.7855 38.83101

Prin reprezentările grafice pentru strat intermediar de 20 m şi 40 m se observă

că curbele generate de funcţia logartimică dintre grosimea stratului intermetalic şi

rezistenţa la rupere sunt de forma axbeY lnln .

Coeficieţii acestei funcţii determinţi pentru fiecare grosime de strat tampon sunt

următorii:

26.4ln a ; 956.0b pentru strat intermediar de 20 m (6.15)

2869,6ln a ; 53,1b pentru strat intermediar de 40 m (6.16)

Pe baza calculelor analitice am determinat funcţiile matematice care redau relaţia

dintre grosimea stratului intermetalic şi rezistenţa la rupere, determinate cu ajutorul

ecuaţiilor 6.17 pentru stratul tampon de 20( m ) nichel, reprezentată grafic în figura 6.11

a, şi ecuaţia 6.18 pentru stratul intermediar de 40( m ) de nichel, reprezentată grafic în

figura 6.11 b:

162

26,4ln956,0

xeY (6.17)

Unde: Y – rezistenţa la rupere (daN/cm2); x – grosimea stratului ( m ) pentru

stratul intermediar de 20( m ) Ni

28,6ln53,1

xeY (6.18)

Unde: Y – rezistenţa la rupere (daN/cm2); x – grosimea stratului ( m ) pentru

stratul intermediar de 40( m ) Ni

Influenţa grosimii stratului intermetalic asupra rezistenţei la

rupere pentru strat tampon de 20 microni

0

2

4

6

8

10

12

0 5 10 15 20

Grosimea stratului intermetalic(micro)

Rezis

ten

ţa la r

up

ere

(daN

/cm

^2) Valori măsurate

Funcţia determinată prin

regresie

a) 26,4ln956,0 i

m

seR

Influenţa grosimii stratului intermetalic asupra rezistenţei la

rupere pentru strat tampon 40microni

0

2

4

6

8

10

12

14

0 5 10 15 20 25 30

Grosimea stratului intermetalic(micro)

Rezis

ten

ţa la r

up

ere

(daN

/cm

^2) Valori măsurate

Funcţia determinată prin

regresie

b) 28,6ln53,1 i

m

seR

Figura 6.11 Reprezentarea grafică a influnţei grosimi stratului intermetalic asupra

rezistenţei la rupere cu strat intermediar a) 20 m , b)40 m

Concluzii:

Din studiul realizat rezultă că valoarea rezistenţei la rupere este influenţată de

grosimea stratului intermetalic, dar valorile sunt aproape similare atât la grosimi de 20 m

163

cât şi cele obţinute la 40 m grosime a stratului tampon de nichel. Se observă că creşterea

energiei liniare după o anumită valoare are ca efect scăderea rezistenţei la rupere foarte

mult. Lucru explicabil prin precipitarea fazei γ2, extrem de dură, care nu poate fi

suprimată nici chiar prin răcire bruscă. [94].Valorile scăzute ale rezistenţei obţinută în

îmbinarea sudobrazată poate fi explicată prin formarea structurilor martensitice, dar şi

creşterii procentului de Ni peste 5%, când apar precipitate NiAl foarte fragile.Acest

experiment a arătat influenţa majoră pe care o are grosimea şi structura stratului

intermetalic asupra proprietăţilor îmbinării sudobrazată.

164

7 Concluzii generale, contribuţii personale şi modalităţi de valorificare

a rezultatelor

7.1 Concluzii generale

Cercetarea realizată pe parcursul elaborării tezei a cuprins următoarele etape:

1. Principalele procedee de sudobrazare urilizate pe plan mondial:

- Sudobrazare cu oxigaz

- Sudobrazare MIG cu shortarc

- Sudobrazare MIG cu CMT

- Sudobrazare WIG

- Sudobrazare cu ultrasunete

- Sudobrazare cu laser

Sudobrazare cu laser este procedeul cu care se obţine cea mai bună calitate, dar

este foarte scumpă şi nu este fiabilă pentru dimensiunile mari ale componentelor studiate.

Sudobrazare CMT produce cea mai bună relaţie preţ-calitate şi nu necesită o incintă

specială.Studiul comparativ MIG clasic cu MIG/CMT cu scopul de a prezenta avantajele

noului procedeu în comparaţie cu cel clasic şi ce îl impune în industrie.În această etapă s-

a făcut un studiu amănunţit privind structura stratului intermetalic obţinut la cele două

procedee, defectele care apar la procedeul clasic şi pe care parţial CMT le înlătură. S-a

studiat grosimea straturilor intermetalic, rezistenţa la rupere a îmbinării obţinute cu noul

procedeu şi ca proprietate deosebită a procedeului CMT lipsa stropilor.

2. Îmbinarea sudobrazată este caracterizată de grosimea stratului de intermetalic

format la interfaţa dintre materialul topit şi materialul de bază care nu participă la

îmbinare prin topire. Grosimea stratului intermetalic influenţează calitate îmbinării

sudobrazate.

În cadrul studiului au apărut numeroase probleme tehnice şi ştiinţifice privind

asamblarea materialelor: tablă zincată cu tablă zincată, tablă zincată cu aluminiu şi cupru

cu aluminu. Aceste probleme nu au fost în totalitate rezolvate. În cadrul tezei au fost

studiate îmbinarea acestor materiale prin sudobrazare cu procedeul MIG-CMT. Principala

dificultatea care a apărut a fost distrugerea paţială sau totală a zincului şi o altă problemă

165

a fost incompatibilitatea metalurgică între oţel şi materialul de adaos folosit care să

conserve stratul de zinc, incompatibilitatea între cupru şi aluminiu.

3. Principalii parametri tehnologici ai sudobrazării CMT sunt:

curentul de sudare ][AIS

viteza de sudare min]/[cmvS

factor de corecţie a lungimii arcului ]30;30[ ol

factorul de corecţie dinamică ]5;5[ naI

4. Documentaţia studiată a arătat că se mai poate lua în discuţie:

rostul dintre tablele care se vor sudobraza

conductibilitate termică şi electrică a materialelor de bază deoarece procedeul este

un procedeu cu energie liniară situată în gama energiilor liniare din domeniul shortarc

diferenţa de temperatură de topire a materialului de adaos şi materialul de bază

care nu se topeştecompatibilitate metalurgică dintre materialul de adaos şi materialul de

bază

5. Principalele domenii de aplicare a porcedeului sunt în domeniul caroseriilor şi

realizarea de componente de desing în domeniul auto, conectică (asamblări

nedemontabile rezistente la vibraţii); reducerea activă a concentratorilor de tensiuni, din

vecinătatea găurilor şi a crestăturilor, prin intermediul activatorilor încorporaţi, cu

deformaţie impusă; cadre (corsete) cu geometrie variabilă care pot modifica impedanţa

structurilor mari (control antiseismic);

6. Noutăţile aduse de acest procedeu în comparaţie cu cele amintite la punctul 1:

- lipsa stropilor datorită modului de transfer al picăturii

- energia liniară situată între transferul shortarc şi arc intermediar

- prin sudobrazare participara materialului de bază este redusă

- zona influenţată termic este redusă

- posibilitatea de a îmbina materiale disimilare

A. Etapa de sudobrazare tablă zincată cu tablă zincată

Prima problemă care s-a studiat a fost alegerea unui material de adaos care să fie

compatibil cu oţelul dar şi să conserve stratul de zinc. Ca rezultat a studiului s-a ales un

166

material de adaos cu punct de topire mai mic decât oţelul, dar care face posibil

consevarea parţială a stratului de zinc.

Optimizarea procedeului de sudobrazare CMT a tablelor zincate a avut

următoarele etape:

a) Etapa preliminară

- alegerea unui material de adaos compatibil cu cele două componente Zn şi Fe

- alegerea unui gaz de protecţie specific sudobrazării

- s-a ţinut cont de faptul că procedeul nu este un procedeu de sudare, deci

materialul de bază nu se topeşte şi s-a realizat un studiu al umectării la sudobrazarea a

tablelor zincat.

- a urmat un studiu asupra facilităţilor oferită de noul tip de transfer care

presupune: studiul corecţiei lungimii arcului, notat l0, 43.3009.0 0 lEl şi studiul corecţiei

desprinderii picăturii Ina., 12.311.0 nal IE . Funcţii rezultată pentru rostul de 1 mm şi

grosimea tablei de 0,8 mm.

- determinarea lungimii libere şi unghiului de înclinare a capului de sudare, în

această etapă şi s-a pus bazele optimizării ulterioare prin determinare unui punct central

pentru fiecare grosime de tablă studiată

- studiul alegerii unui instrument de măsură a stratului de zinc care să ofere o

precizie bună şi să permită înregistrarea valorii. Dezavantajul principal al procedului ales

este că sonda nu permite un acces foarte bun la zona de lângă cordon. Deci studiul va fi

realizat în prima fază doar pe cordoane realizate prin suprapunere, astfel grosimea

stratului de zinc va fi studiată pe partea opusă îmbinării.

b) Etapa de optimizare

- etapa de optimizare a constat din alegere funcţiei obiectiv „grosimea stratului de

zinc” şi a factorilor de influenţă (parametri de lucru): curentul de sudare, viteza de sudare

şi ca element nou al instalaţia factorul de corecţie al lungimii/factorul de corecţie al

desprinderii picăturii.

În mod concret soluţia pentru asamblarea tablelor zincate prin sudobrazare are ca

studiu stratul intermetalic format la limita dintre materialul de bază şi cordon. Studiul

intreferenţei este important la limita între zinc/cordon şi oţel/cordon şi punctul critic de

apariţie al fisurilor este zona de fuziune a celor trei materiale. Calitatea îmbinării este

167

controlată prin enenergia liniară introdusă. Acest lucru se poate predefinii printr-o

evaluare analitică a temperaturii şi o analiză metalografică a îmbinării. Problemă care ne

duce la pasul următor al cercetării: Modelarea în MATLAB a expresiei matematice a

ecuaţiei de temperatură şi determinarea ei experimentală pentru procedeul considerat.

- urmează etapa de optimiazare cu găsirea punctului de funcţionarea concret

pentru grosimile de tablă considerate 0,7; 0,8; 1,0 şi 1,5 mm.

S-a stabilit că, grosimea stratului de zinc este influenţată de curent de sudare x1,

viteza de sudare x2 şi factorul de corecţie dinamic Ina/factorrul de corecţie al lungimii

arcului x3 prin următoarele funcţii:

Pentru o grosime a tablei de:

- mms 7,0 cu funcţia obiectiv 32211 325,12,02,0775,6~ xxxxxy parametrii

optimi AIS 8,44 , min/6,59 cmvS şi factorul de corecţie dinamic 8,4Ina .

- mms 8,0 cu funcţia obiectiv

323121321 0,2872875,00,2125-0,26250875,00,1375-6625,0~ xxxxxxxxxy

parametrii optimi AIS 8,64 , viteza de sudare min/6,79 cmvS şi factorul de corecţie al

lungimii arcului 4,140 l

- mms 0,1 cu funcţia obiectiv

323121321 0,215,00,050,475175,00,225-9,0~ xxxxxxxxxy curentul

optim AIS 8,119 , min/6,119 cmvS şi factorul de corecţie al lungimii arcului 4,290 l

- mms 5,1 cu funcţia obiectiv

323121321 0,31253125,04,51750,28754375,00,4375-3625,0~ xxxxxxxxxy curentul

optim AIS 9,129 , min/8,99 cmvS şi factorul de corecţie al lungimii arcului 7,140 l .

- după optimizarea experimentală şi determinarea funcţiei obiectiv s-a modelat în

MATLAB fiecare grosime de tablă şi s-a realizat un program care să permită introducerea

valorii optime a curentului în modelul realizat pentru temperatură.

- modelul analitic al ecuaţiei termice a demarat cu realizarea unui program în

MATCAD de verificare numerică a ecuaţiei de temperatură.

Pentru a înţelege diferenţa dintre cele două programe în MATCAD îmi oferă o

imagine matematică asupra funcţiei studiate, iar MATLAB este un program care permite

transformarea funcţiei matematice în blocuri electronice ce va permite dezvoltarea

168

instalaţiei şi crearea unei funcţii suplimentare utilajului care să permită pentru materialul

considerat şi energia liniară dată predefinirea temperaturii în zona de îmbinare. Astfel cu

ajutorul diagramelor binare să poată evalua corect structura materialului.

Modelarea termică în MATLAB a sudobrazării CMT a permis corelarea

compoziţiei chimice a stratului intermetalic realizat la interfaţa cupru/zinc şi evaluarea

ciclului termic în această interfaţă. Validarea rezultatelor analitice s-a făcut experimental

prin măsurarea termografică a temperaturii. Problema apărută în cazul măsurării

termografice a fost schimbarea coeficientului se termoemisivitate a materialor cu

temperatura. În cazul sudobrazării CMT s-a determinat coefientul de emisivitate al

tablelor zincate şi care are valoarea de 0,02 la o temperatură de 750-800 K şi la 0,45

temperatura de 296 K.

Măsurarea termografică în infraroşu a permis validarea rezultatelor determinate

teoretic şi determinarea modificării coeficentului de emisivitate cu temperatura.

Studiul a continuat cu analiză structurală metalografică pentru cordoanele realizate la

optimizare. Examinarea microscopică efectuată a evidenţiat următoarele:

- determinarea dependenţei dintre energiei liniară şi lăţimea stratului intermetalic

568,0044,0 li Es funcţia determinată pentru procedeul CMT de sudobrazare a

tablelor zincate, unde is - grosimea stratului intermetalic, lE -energia liniară J/cm2.

- s-au realizat şi încercări distructive pentru îmbinări realizate prin suprapunere şi cap

la cap cu tehnologia obţinută la optimizare. Rezistenţa la rupere ajungând şi la 270 N/mm2,

valoare care satisface condiţia de funcţionare al îmbinării.

B. Etapa de sudobrazarea tablelor zincate cu aluminiu

Teza a continuat cu adaptarea studiului realizat la sudobrazarea tablelor zincate la

sudobrazarea tablelor zincate cu aluminiu. Studiul a continuat cu un program experimental cu

alegerea tipului de îmbinare şi realizarea pe două nivele prin compararea a procedeului

CMT (Cold Metal Transfer) cu procedeul CMTP (Cold Metal Transfer Pulse).

1. Pentru această etapă s-au realizat examinări macro şi microscopice pentru

determianarea stratului intermetalic atât ca grosime cât şi ca structură. A urmat analiza

modului de rupere în funcţie de structură şi determinarea rezistenţei la rupere şi compararea

cu rezistenţa la rupere a materialului de adaos.

169

2. S-a determinat, dependenţa dintre energia liniară grosimea stratului de difuzie a

zincului în aluminiu, descrise prin următoarele funcţii:

- pentru procedeul CMT li Es 27.1387.49

- pentru procedeul CMTP li Es 94.994,54

unde is - adâncimea stratului de difuzie a zincului ][ m , lE -energia liniară J/cm

Ca concluzie a studiului structurilor şi determinării rezistenţa la ruperea în cele

două cazuri a fost foarte diferită. În cazul prezenţei zonei dentritice, zonă specifică CMT

forţa la rupere se situează în jurul valorii 150N/mm2 în cazul unei zone line specifică

CMTP, rezistenţa la rupere este în jur de 100N/m2.

C. Etapa de sudobrazarea tablelor de cupru cu aluminiu

Studiul a demarat cu cunoaşterea diagramelor aliajelor Al-Cu, respectiv problemelor

care apar la sudarea acestor aliaje şi cunoaşterea fazelor de echilibru şi fazelor metastabile

formate la aceste îmbinări.

Alegerea unui program experimental care permite:

- studiul influenţei temperaturii asupra coeficientului de emisivitate a cuprului,

rezultând regresia 63.313.22 T , unde: T temperatura [K], coeficientul de

termoemisivitate.

- realizarea unor îmbinării pentru determinarea structurilor şi problemelor întâlnite la

îmbinările Cu-Al fără strat intermediar.

- determinarea parametrilor optimi de sudobrazare pentru îmbinările Cu-Al cu

strat intermediar de nichel curentul de sudare este cuprins între 60-80 A, iar viteza de

sudare între 45-70 cm/min, factorul de corecţie dinamic Ina are valori între +5...-5.

Funcţia determinată prin regresie matematică:

- funcţia pt. 20 m grosime strat intermediar de nichel

323121321 0,7387542125,007375,02,4737527375,00,0537582375,7~ xxxxxxxxxy

- funcţia pt. 40 m grosime strat intermediar de nichel

323121321 0,92871962,01812,10,943717125,01,70378437,6~ xxxxxxxxxy

unde: x1-reprezintă curentul de sudare IS(A), x2-reprezintă viteza de sudare

vS(cm/min), x3-reprezintă factorul de corecţie dinamic Ina(-5....+5)

170

- dependenţa dintre energia liniară şi grosimea stratului intermetalic pentru un

strat intermediar de nichel pentru reducerea diluţiei.

Deci funcţiile vor fi:

- Elsi 607,1158,12 determinarea s-a făcut pentru grosimea stratului de Ni de

20 m

- Elsi 595,1472,6 determinarea s-a făcut pentru grosimea stratului de Ni de

40 m

unde: is - grosimea stratului intermediar( m ), El – energia liniară ( )/ 2cmJ

- dependenţa dintre grosimea stratului intermetalic şi rezistenţa la rupere pentru un

strat de 20 şi 40 m de nichel

26,4ln956,0 i

m

seR pentru stratul intermediar de 20( m ) Ni

28,6ln53,1 i

m

seR pentru stratul intermediar de 40( m ) Ni

unde:Rm – rezistenţa la rupere (daN/cm2); is – grosimea stratului ( m )

Acest studiu a arătat influenţa majoră pe care o are grosimea şi structura stratului

intermetalic asupra proprietăţilor îmbinării sudobrazată. Este clar că folosirea unei energi

liniare optime are efect asupra carecteristicilor îmbinărilor sudobrazate, dar trebuie ţinut

cont şi că aplicaţia trebuie să îndeplinească rol de conexiune şi este foarte important

proprietăţile conducătoare ale straturilor formate.

7.2 Contribuţii personale

Pe baza obiectivelor propuse şi experimentelor realizate pe parcursul elaborării

tezei de doctorat, contribuţiile personale sunt următoarele:

1. Pe baza cercetărilor experimentale, s-a determinat influenţa fiecărui parametru

din proces asupra tehnologiei de sudobrazare cu procedeul MIG/MAG – CMT.

2. S-a determiant parametrii optimi pentru sudobrazarea tablelor zincate cu

material de adaos disimilar CuSi3.

3. S-au determiant 7 ecuaţii care definesc dependenţa dintre parametrii de proces

şi proprietăţile geometrice şi structurale ale sudobrazare a tablelor zincate cu material de

adaos CuSi3.

171

4. S-a realizat în MatLAB a unui program de optimizare a parametrilor şi

modelare a temperaturii şi deformaţiilor apărute la îmbinarea tablelor zincate prin

sudobrazare. Cu posibilitate de extindere şi la procedee de sudare cu energie liniară mică.

5. Prin folosirea probelor s-a determinat influenţa energiei liniare asupra grosimii

stratului intermetalic, prin măsurare stratului cu ajutorul microscopului electronic, la

îmbinarea tablelor zincate cu grosimea de 1mm şi rost de 0,8 mm.

6. S-a continuat cu investigarea amănunţită a îmbinărilor realizate prin

determinarea experimentală a rezistenţei la rupere pentru parametrii optimi.

7. S-au realizat probe experimentale şi pentru sudobrazare tablelor zincate cu

aluminu, pentru care s-au determinat 2 ecuaţii pentru determinarea infleunţei parametrilor

de proces asupra grosimii şi structurii stratului intermetalic.

8. S-au realizat probe experimentale pentru sudobrazarea cuprului cu aluminu. La

acest tip de îmbinare s-au detrminat 7 ecuaţii privin corelaţia dintre parametrii de proces

şi forma geometrică şi structurală a îmbinării.

9. Experimental s-au realiat probe şi analize structurale, 25 probe pentru etapa

preliminară, 44 de probe pentru determianarea parametrilor optimii şi 8 probe pentru

determinarea grosimii şi structurii stratului intermetalic de la sudobrazare tablelor zincate.

10. La sudobrazarea tablei zincate cu aluminiu s-au realizat un număr de 11 probe

pentru determinarea grosimii şi structurii stratului intermetalic.

11. La sudobrazare cuprului cu aluminiu s-au realizat următoarele probe: 8 probe

pentru studiul influenţei temperaturii asupra coeficentului de emisivitate care s-au corelat

cu explorare structurii şi defectelor apărute la aceste îmbinării.

12. S-a mai realizat experimental un număr de 16 probe pentru sudobrazarea

cuprului cu aluminiu cu strat tampon de nichel.

Prezenta teză permite determinarea parametrilor şi condişiilor necesare pentru o

gamă largă de îmbinări disimilare a tablelor subţirii.

7.3 Modalităţi de valorificare a rezultatelor

172

Pe parcursul cercetărilor s-au publicat un număr de 15 lucrări ştiinţifice, dintre

care 8 ca prim autor şi 7 în colaborare, din care 1 este inexată ISI şi 6 indexate B+.