sudura speciala

224

Upload: liviu-grig

Post on 08-Aug-2015

1.252 views

Category:

Documents


326 download

DESCRIPTION

despre sudura mig-mag

TRANSCRIPT

Page 1: Sudura speciala
Page 2: Sudura speciala

MIRCEA BURCĂ

STELIAN NEGOIŢESCU

SUDAREA MIG/MAG Ediţia a II-a

EDITURA SUDURA TIMIŞOARA

2004

Page 3: Sudura speciala

Referenţi ştiinţifici: Prof.dr.ing. Voicu Safta Prof.dr.ing. Livius Miloş Descrierea CIP a Bibliotecii Naţionale

BURCĂ, MIRCEA Sudarea MIG/MAG / Mircea Burcă, Stelian Negoiţescu Ed. a 2-a, rev. – Timişoara: Sudura, 2004 Bibliogr. ISBN 973-8359-22-8 I. Negoiţescu, Stelian 621.791.5

Copyright © Editura Sudura 2004 Toate drepturile rezervate editurii. Nici o parte din această lucrare nu poate fi reprodusă, stocată sau transmisă prin indiferent ce formă, fără acordul prealabil scris al Editurii Sudura.

ISBN 973-8359-22-8 EDITURA SUDURA – Timişoara

Bd. Mihai Viteazu nr. 30; tel./fax: 0256-228076 Consilier editorial ing. Takács Rudolf

Page 4: Sudura speciala

Cuvânt înainte

la ediţia a II-a Prima ediţie a lucrării „Sudarea MIG/MAG“a fost lansată la finele anului 2002 şi este epuizată în momentul de faţă. Actualmente există numeroase solicitări pentru alte exemplare, ceea ce a determinat Editura „Sudura” să propună autorilor reeditarea acestei lucrări care se bucură de un interes deosebit în rândul specialiştilor, dar nu numai. Aceasta reflectă actualitatea temei abordate şi preocuparea factorilor de decizie din industrie în implementarea sudării MIG/MAG în producţia de structuri sudate din România. Faţă de prima ediţie, autorii au revizuit şi actualizat informaţiile cu privire la aspectele teoretice şi de ordin tehnologic ale procedeului, respectiv aspectele privitoare la echipamentul de sudare MIG/MAG. Se distinge în mod deosebit completarea cu un capitol nou dedicat sudării cu sârmă tubulară. Sunt analizate aspectele teoretice şi particularităţile specifice procedeului, fiind evidenţiate avantajele de ordin tehnologic comparativ cu sudarea MIG/MAG clasică, în principal creşterea productivităţii şi calităţii la sudare. Sudarea cu sârmă tubulară ST, în cele două variante cu protecţie suplimentară respectiv cu autoprotecţie, reprezintă o tehnică utilizată pe larg în ţări dezvoltate precum SUA şi JAPONIA. Interesul tot mai crescut din ultima vreme din partea executanţilor de structuri sudate pentru exploatarea avantajelor sârmei tubulare va determina şi în România o creştere şi extindere a procedeului, în detrimentul acelui aparent dezavantaj (mult vehiculat la noi) legat de costul mai ridicat al sârmei tubulare comparativ cu sârma plină, ceea ce justifică pe deplin abordarea acestui capitol de către autorii lucrării. În scurtul interval de timp care a trecut de la prima ediţie, ponderea de utilizare şi de aplicare a sudării MIG/MAG a crescut sensibil, atât pe plan mondial, în Europa, cât mai ales în ţara noastră – care are de recuperat o importantă rămânere în urmă în domeniul sudării în mediu de gaze protectoare MIG/MAG, depăşind previziunile făcute în ultima decadă a secolului trecut privind perspectiva procedeului la început de mileniu. Cu ocazia celei de a 56-a Adunări Anuale a Institutului Internaţional de Sudură (IIS/IIW) care a avut loc la Bucureşti în iulie 2003, s-a arătat că în Europa sudarea manuală cu arc electric scade cu cca. 5-8% anual, cea sub strat de flux cu cca. 2-3% pe an, iar procedeul MIG/MAG compensează din plin scăderile amintite. Îndeosebi România are o imperioasă nevoie de substituire a procedeului de sudare manuală cu electrozi înveliţi (încă aplicat pe scară largă) prin aceast procedeu modern, iar lucrarea celor doi dascăli, specialişti recunoscuţi şi apreciaţi ai Politehnicii Timişorene, reprezintă un argument important şi un suport de referinţă solid, în dezvoltarea şi edificarea unei industrii româneşti moderne şi competitive.

Timişoara, la 25 iunie 2004 Dr. Ing. NICOLAE JONI

Page 5: Sudura speciala

Prefaţă

la ediţia I-a

Dezvoltarea sudării, ca proces tehnologic de îmbinare a materialelor

metalice, din ultimii 10-15 ani este indisolubil legată de dezvoltarea sudării în mediu de gaze protectoare în general şi de sudarea MIG/MAG şi cu sârmă tubulară în special. Se apreciază că ponderea de aplicare a sudării MIG/MAG pe plan mondial se ridică la acest început de mileniu la un procent de 60-70% din totalul producţiei de structuri sudate.

La baza acestei dezvoltări dinamice stau avantajele incontestabile ale sudării MIG/MAG şi anume productivitatea ridicată, respectiv uşurinţa cu care procedeul se pretează la mecanizare, automatizare sau robotizare. La acestea se mai adaugă în mod special, dezvoltarea şi perfecţionarea echipamentelor şi instalaţiilor de sudare MIG/MAG. Din 1956, când Carl Cloos a inventat primul echipament de sudare MIG/MAG şi până în prezent - prin implementarea şi tehnologia electronicii de putere, a invertorului şi a microprocesorului în construcţia acestora, performanţele tehnologice şi de ansamblu ale procedeului au crescut neîncetat.

Cartea „Sudarea MIG/MAG“ se înscrie în contextul în care imple-mentarea sudării MIG/MAG în România cunoaşte aceeaşi tendinţă ascen-dentă existentă pe plan mondial, dar cu o întârziere de 20 de ani şi cu recuperarea unei perioade de aproape 50 de ani. Pe de altă parte apariţia unei lucrări de referinţă în domeniul sudării în mediu de gaze protectoare se impunea cu necesitate având în vedere numărul redus de referinţe bibliografice în acest domeniu, dar şi evoluţia procedeului şi a echipa-mentului din ultimul timp, cu atât mai mult cu cât interesul pentru acest procedeu în rândul specialiştilor, dar nu numai este tot mai mare.

Lucrarea este structurată în principal pe două problematici şi anume aspectele de ordin tehnologic ale procedeului, respectiv aspectele legate de echipamentul de sudare.

Sistematizarea şi analiza unitară a problemelor tehnologice speci-fice sudării în mediu de gaze protectoare MIG/MAG precum, materialele de sudare, definirea forţelor dezvoltate în arcul electric şi acţiunea lor în pro-cesul de transfer, descrierea tipurilor de transfer al picăturii de metal topit şi caracterizarea acestora, parametrii tehnologici de sudare şi acţiunea lor asupra procesului de sudare sau asupra cusăturii sudate, modul de elaborare a tehnologiei de sudare şi particularităţile acesteia, etc., permit

5

Page 6: Sudura speciala

înţelegerea profundă şi facilă a fenomenelor care guvernează sudarea MIG/MAG.

Alcătuirea şi analizarea distinctă a părţilor componente ale echipa-mentului de sudare MIG/MAG ca, sursa de sudare, dispozitivul de avans al sârmei electrod, pupitrul de comandă, pistoletul de sudare, etc, constituie un capitol important al cărţii, util celor interesaţi de exploatarea şi întreţinerea acestor echipamente. Se remarcă prezentarea inedită a surselor de sudare sinergică pentru sudarea în curent pulsat.

Tehnologiile cadru de sudare MIG/MAG prezentate în anexe îşi pro-pun să uşureze munca tehnologului în elaborarea tehnologiilor de sudare, putând contribui la importante economii de timp, manoperă, energie, mate-riale.

La baza cărţii stau experienţa teoretică şi practică a autorilor ei, dascăli ai renumitei şcoli politehnice timişorene, specialişti cunoscuţi şi apreciaţi în domeniu pentru bogata activitate didactică şi ştiinţifică desfă-şurată la catedră sau în cadrul contractelor de cercetare.

Lucrarea se adresează în primul rând specialiştilor care lucrează în domeniul sudării în general şi al sudării MIG/MAG în special, pentru creşte-rea nivelului de pregătire teoretică şi practică, studenţilor de la secţiile de specialitate care doresc să-şi dezvolte şi să aprofundeze cunoştinţele acumulate la cursuri, persoanelor din intreprinderi sau firme private care doresc să se documenteze şi să implementeze sudarea în mediu de gaze protectoare MIG/MAG, tuturor acelora care sunt interesaţi sau au tangenţă cu acest procedeu de sudare deosebit de actual. Prezentarea logică, sim-plitatea şi claritatea expunerilor fac cartea accesibilă, iar lectura plăcută şi utilă.

Apariţia unei lucrări de înalt nivel ştiinţific, într-o perioadă caracteri-zată mai degrabă printr-un pragmatism excesiv, a fost posibilă prin sprijinul acordat de Societatea Carl Cloos GmbH din Germania prin reprezentantul său timişorean, RobconTM.

Dr.ing. Alexandru Vaş

6

Page 7: Sudura speciala

Introducere În decursul secolului al XX-lea sudarea s-a impus ca unul din cele

mai universale procese tehnologice aplicate în producţia industrială şi de bunuri materiale. Există puţine procese care să fi cunoscut o dezvoltare atât de importantă şi care să poată fi comparate prin diversitate şi volum de aplicare ca sudarea. Soluţionarea multor probleme de importanţă majoră, revoluţionară, este indisolubil legată de realizarea unor îmbinări capabile să opereze în condiţii dintre cele mai diverse, complexe şi extreme. Prin urmare există motive întemeiate să se creadă că sudarea va continua să se dezvolte şi să progreseze cu aceeaşi intensitate şi în secolul al XXI-lea, care va aduce în faţa omenirii noi provocări dintre cele mai ispititoare, în toate domeniile de activitate, terestru, acvatic sau spaţial, atât la nivel micro cât şi macrocosmic şi la care sudarea va avea un rol decisiv.

Studiile intreprinse în ţările puternic industrializate ale lumii, ca S.U.A., Japonia sau Comunitatea Europeană, privind dinamica de dezvoltare a procedeelor de sudare prin topire în ultimii 25 de ani şi pon-derea acestor procedee la sfârşitul secolului al XX-lea şi începutul mileniului al III-lea arată fără echivoc că sudarea în mediu de gaze protectoare cu electrod fuzibil MIG/MAG este procedeul cu cea mai spec-taculoasă dinamică, respectiv cu cel mare mare volum de aplicare la ora actuală. Analiza cuprinde perioada anilor 1975 – 1992, fiind luate în considerare următoarele procedee de sudare prin topire: sudarea manuală cu electrod învelit (SE), sudarea în mediu de gaze protectoare MIG/MAG, sudarea cu sârmă tubulară (ST), respectiv sudarea sub strat de flux (SF).

În figura 1, se prezintă evoluţia ponderii acestor procedee în perioa-da analizată, iar în tabelul 1, se prezintă în sinteză aceste date la începutul perioadei considerate, anul 1975, respectiv la sfârşitul acesteia, anul 1992. Analiza efectuată s-a făcut pe baza criteriului consumului de materiale de sudare. Se apreciază că situaţia existentă la nivelul anului 1992 nu va suferi modificări esenţiale în perioada următoare putând fi considerată reprezentativă pentru începutul de mileniu III.

Estimarea făcută la începutul anilor ‘90 este confirmată de analiza cea mai recentă efectuată în această direcţie care cuprinde şi perioada 1990 – 1999, ceea ce confirmă justeţea previziunilor făcute în urmă cu un deceniu, respectiv previziunile pentru perioada imediat următoare. În figura 2 este prezentat, de această dată schematizat, graficul dinamicii proce-deelor de sudare din ultimul sfert de veac în cele mai dezvoltate ţări din lume, Comunitatea Europeană, S.U.A. respectiv Japonia, prin raportarea la consumul de materiale de sudare.

Page 8: Sudura speciala

Figura 1. Evoluţia procedeelor de sudare prin topire 1975 – 1992

Figura 2. Schematizarea evoluţiei procedeelor de sudare în perioada 1975 – 2000

Page 9: Sudura speciala

Tabelul 1. Ponderea procedeelor de sudare prin topire pe plan mondial

Procedeul de sudare MIG/MAG (%) Ţara SE

(%) Sârmă plină Sârmă tubulară

SF (%)

Total (%) Anul

58 28 4 10 1975 Comunitatea Europeană (CE) 20 65 6 9 100 1992

51 23 17 9 1975 S.U.A. 33 42 19 6 100 1992 70 16 2 12 1975 Japonia 18 54 20 8 100 1992

Analiza graficelor din figurile 1 şi 2 permite desprinderea unor

concluzii interesante: Volumul de aplicarea a sudării manuale cu electrod învelit a cunoscut o

scădere substanţială în toate ţările analizate. Se observă însă dife-renţieri clare de la o ţară la alta. Cea mai mare scădere se constată în Japonia şi anume de la aprox. 70% în 1975 la mai puţin de 20% în 1992, iar cea mai mică scădere în S.U.A., de la 51% la 33%, în timp ce în Comunitatea Europeană a scăzut de la 58% la 20% în aceeaşi perioadă.

Locul sudării manuale cu electrod învelit a fost luat în exclusivitate de către sudarea în mediu de gaze protectoare MIG/MAG cu sârmă plină şi cu sârmă tubulară, ponderea cumulată a acestora fiind la nivelul anului 1992 de aprox. 60% în S.U.A., respectiv de peste 70% în Comunitatea Europeană şi Japonia.

Ponderea de utilizare a sârmei tubulare diferă mult de la o ţară la alta, respectiv de la o perioadă la alta. În S.U.A. sudarea cu sârmă tubulară a fost larg răspândită de mulţi ani menţinându-se la un procent de aprox. 18% în toată perioada analizată. În Japonia utilizarea timidă a sârmei tubulare la sfârşitul anilor ‘70 şi începutul anilor ’80, a cunoscut o dezvoltare explozivă din a doua jumătate a anilor ‘80 atingând un procent de 20% după anii ’90. În Comunitatea Europeană ponderea utilizării sârmei tubulare s-a menţinut la un nivel scăzut în această perioadă de sub 5%. În ultimii ani se manifestă însă şi aici o creştere rapidă asemănătoare cu cea din Japonia, dar cu o întârziere de aprox. 10 ani.

Sudarea MIG/MAG cu sârmă plină şi sârmă tubulară se va diversifica în direcţii ca: utilizarea amestecurilor de gaze, lărgirea gamei de sârme tubulare cu miez rutilic, bazic sau cu pulbere de fier, extinderea gamei de sârme tubulare cu protecţie de CO2 (estimată la un procent de

Page 10: Sudura speciala

aprox. 50% în Europa şi chiar mai mult în S.U.A. şi Japonia) şi a sârmei tubulare cu autoprotecţie.

Sudarea manuală cu electrod învelit se va stabiliza la începutul mile-niului III la valori de 20-30%, ca efect a principalelor avantaje conferite de procedeu şi anume calitatea deosebită a îmbinării sudate, respectiv flexibilitatea ridicată. În acest context un pericol real l-ar putea prezenta doar sârma tubulară cu autoprotecţie.

Sudarea sub strat de flux SF s-a menţinut constantă pe toată perioada analizată cu o pondere de 8-10%, cu mici fluctuaţii de la o ţară la alta şi se estimează că nici pe viitor nu va cunoaşte modificări esenţiale rămânând în jurul valorii de 10%.

În tabelul 2 este prezentată dinamica principalelor procedee de sudare prin topire din ţările puternic industrializate, estimată pentru următorii ani, pe baza consumului de materiale de sudare, prin raportarea la evoluţia acestora în ultimii 25 de ani (perioada 1975 – 1999). Se observă aceleaşi tendinţe dar într-un ritm mult mult mai scăzut.

Tabelul 2. Perspectiva de dezvoltare raportată la evoluţia din ultimii 25 de ani

Comunitatea Europeană S.U.A. Japonia Consum de materiale

de adaos/procedeu (%/an) SE (MMA) -5,56 -4,29 -5,45 MIG/MAG 3,37 3,80 5,27 ST (FCW) 4,51 1,20 12,74 SF (SAW) -1,00 -1,96 -1,59

Dezvoltarea obiectivă a volumului de aplicare a sudării MIG/MAG în detrimentul sudării SE are la bază principalele avantaje ale sudării în mediu de gaze protectoare:

Productivitatea ridicată a procedeului determinată de rata mare a depunerii (AD = 2-4g/s), pătrunderea ridicată (j = 150-250 A/mm2), respectiv posibilitatea sudării cu viteze de sudare mari (vs = 30-100 cm/min);

Posibilitatea mecanizării, automatizării sau robotizării cu uşurinţă a procedeului cu profunde implicaţii economice şi de calitate privind îmbinarea sudată.

În plus la această dezvoltate dinamică a procedeului au contribuit

indiscutabil şi următorii factori: Dezvoltarea echipamentelor de sudare, care a cunoscut o adevărată

revoluţie la sfârşitul anilor ’90. Dezvoltarea electronicii de putere şi în

Page 11: Sudura speciala

principal a tranzistoarelor de mare putere (în primul rând IGBT-urile), utilizarea (şi perfecţionarea) invertoarelor în construcţia echipamentelor de sudare a condus la creşterea vitezei de răspuns a sursei la apariţia factorilor perturbatori, la posibilitatea modelării după dorinţă a para-metrilor tehnologici de sudare, respectiv la reducerea gabaritului şi chiar miniaturizarea surselor de sudare cu profunde implicaţii asupra calităţii, respectiv preţului de cost, într-un cuvânt la creşterea performanţelor echipamentelor de sudare MIG/MAG.

Perfecţionarea tehnicilor de filmare rapidă a arcului electric şi a trans-ferului de metal topit.

Lărgirea gamei (mărcilor) de sârmă electrod ceea ce a condus la lăr-girea domeniului de utilizare la un număr tot mai mare de materiale metalice.

Dezvoltarea producţiei de sârmă tubulară şi diversificarea tot mai mare a acesteia din punct de vedere al destinaţiei, (oţeluri nealiate, slab aliate sau înalt aliate), al caracterului miezului, (rutilic, bazic şi mai nou cu pulberi metalice), a asigurării protecţiei (cu amestecuri de gaze, cu bioxid de carbon, cu autoprotecţie). Se lărgeşte astfel domeniul de apli-care al sudării în mediu de gaze protectoare cu electrod fuzibil atât din punct de vedere al materialului de bază cât mai ales al temperaturii de exploatare a îmbinării sudate (şi la temperaturi negative), îmbunătă-ţindu-se totodată caracteristicile mecanice şi de calitatea ale acesteia.

Dezvoltarea sudării în amestecuri de gaze. Dezvoltarea tehnologiilor de sudare în curent pulsat. Dezvoltarea the-

nologiilor de sudare cu puteri mari (curenţi înalţi). Perfecţionarea continuă şi permanentă de care a avut parte procedeul

de sudare MAG/MAG în ultimele două decenii ca de exemplu: perfec-ţionarea echipamentelor şi a tehnologiilor de sudare prin utilizarea microprocesoarelor în elaborarea şi conducerea procesului tehnologic de sudare, lărgirea gamei materialelor de sudare (sârmă electrod - gaze de protecţie), dezvoltarea unui număr mare de variante noi de sudare desprinse din acest procedeu; este interesant de observat că acest lucru este valabil şi în viitor, posibilităţile de perfecţionare ale proce-deului fiind practic inepuizabile.

În ceea ce priveşte ţara noastră o analiză similară arată, la nivelul anului de referinţă 1989, o situaţie diametral opusă.

În tabelul 3 se prezintă producţia de materiale de sudare prin topire în România la nivelul anului 1989.

Se constată fără echivoc că sudarea manuală cu electrod învelit deţinea la acea vreme de departe ponderea cea mai mare de aplicare dintre procedeele de sudare luate în considerare cu un procent de aprox. 85%. În ceea ce priveşte sudarea în mediu de gaze protectoare MIG/MAG

Page 12: Sudura speciala

se poate afirma că până la finele anilor ’80 aceasta a cunoscut cu mici excepţii (doar în câteva intreprinderi) o slabă dezvoltare, putându-se afirma fără teama de a greşi că se găsea încă într-o fază de experimentare, de tatonare, cu un procent în jurul a 7%, iar sudarea cu sârmă tubulară era ca şi inexistentă cu un procent sub 1% (în special pentru operaţii de încăr-care). Sudarea sub strat de flux deţinea de asemenea o pondere în jurul valorii de 8%. Calculele făcute pot fi considerate corecte având în vedere că la acea perioadă importurile de materiale de sudare erau neglijabile.

Tabelul 3. Producţia de materiale de sudare în România, anul 1989 Nr. crt.

Sortimentul M.A. Cantitatea (to/an)

Ponderea (%)

1. Electrozi înveliţi 110000 84,7 2. Sârme SF 10000 7,7 3. Sârme MIG/MAG 9000 6,9 4. Sârme tubulare 900 < 1 TOTAL 129900 100

În ceea ce priveşte însă sudarea MIG/MAG respectiv ST, estimările sunt optimiste, în realitate ponderea acestor procedee fiind evident mai mică, multe materiale de adaos fiind produse sau raportate fictiv, „la comandă” sau nu puteau fi utilizate.

Desigur factorul principal care a contribuit la această stare de fapt poate fi considerat vechiul sistem politic şi economic care pe de o parte bazându-se pe economia planificată fără elementul concurenţial, cu teoria „asigurării locului de muncă tuturor oamenilor” a rămas indiferentă la crite-riul de ordin economic privind creşterea productivităţii muncii pe care ar fi adus-o aplicarea sudării MIG/MAG, iar pe de altă parte a blocat orice acces in domeniul informării, documentării, schimbului de experienţă cu ţările oc-cidentale sau importul de materiale, de echipamente şi instalaţii perfor-mante în acest domeniu. La acestea se mai pot adăuga o serie de factori ca: performanţele slabe ale echipamentelor de sudare MIG/MAG româ-neşti, calitatea necorespunzătoare a materialelor de sudare, sârmă electrod - gaze de protecţie (vezi calitatea cuprării suprafeţei, bobinarea şi amba-larea sârmei electrod, calitatea gazelor, etc.) şi preţul relativ ridicat al acestora, poate chiar ignoranţa sau nepriceperea specialiştilor, ingineri sudori, la impunerea procedeului în practica industrială.

Trecerea de la economia planificată (cu toate neajunsurile acesteia) la economia de piaţă bazată pe elementul concurenţial şi pe asigurarea unui nivel înalt de salarizare, spre care se tinde şi la noi, nu este posibilă decât prin creşterea productivităţii muncii, a nivelului tehnic al producţiei, prin reducerea manoperei şi a costurilor de fabricaţie, ceea ce implică retehnologizarea fabricaţiei de structuri sudate, respectiv creşterea gradului

Page 13: Sudura speciala

de mecanizare şi automatizare a lucrărilor de sudare. O pondere impor-tantă în acest sens o are desigur extinderea aplicării sudării în mediu de gaze protectoare MIG/MAG şi ST.

De fapt după anul 1990 analiza oportunităţii retehnologizării fabri-caţiei de structuri sudate în România a apărut ca o necesitate, dovadă fiind numeroasele solicitări adresate unor institute de specialitate (ISIM-Timişoara) de diverşi agenţi economici, în special şantierele navale, care au cerut elaborarea unor studii privind oportunitatea introducerii sudării MIG/MAG în cadrul acestor unităţi pornind de la situaţia existentă la momentul respectiv în societatea comercială analizată. Analiza oportunităţii retehnologizării fabricaţiei de structuri sudate a constat în studierea posi-bilităţilor de creştere cu 30% a volumului de structuri sudate ca urmare a substituirii procedeului de sudare manuală cu electrod învelit SE cu pro-cedeul de sudare în mediu de gaze protectoare MIG/MAG.

Din analiza rezultatelor obţinute a rezultat clar că retehnologizare în România este nu numai necesară dar şi oportună cu profunde implicaţii economice care permit într-un timp relativ scurt amortizarea echipamen-telor de sudare achiziţionate în acest scop, asigurarea condiţiilor de creş-tere a volumului producţiei, creşterea productivităţii muncii şi nu în ultimul rând creşterea nivelului de salarizare a personalului muncitor cu profunde efecte în plan social şi al nivelului de trai.

Toate acestea conduc la concluzia că o dată cu relansarea eco-nomiei naţionale a cărei structură se bazează în mare măsură pe produ-cerea de structuri şi construcţii metalice, în mare parte sudate, care încor-porează un mare volum de sudură, va creşte interesul pentru introducerea în practica sudării a procedeului MIG/MAG, incidenţa aplicării acestuia crescând tot mai mult. Pentru păstrarea competitivităţii se impune ca într-un timp cât mai scurt să se tindă spre valorile procentuale de pe plan mondial. Competitivitatea va fi astfel garantată dacă se are în vedere costul foarte scăzut al manoperei la noi în ţară.

De altfel începând cu anul 1990 se poate spune că interesul pentru procedeul de sudare MIG/MAG a crescut de la an la an, tot mai multe societăţi comerciale fiind interesate de implementarea acestui procedeu în producţia de structuri sudate din cadrul societăţilor respective. Acest lucru este cu atât mai evident în cazul societăţilor private, respectiv a IMM-urilor.

În acest sens în cadrul unei mese rotunde organizate la ISIM Timişoara s-a realizat o anchetă amplă la care au răspuns peste 40 de societăţi comerciale din România producătoare de structuri sudate. An-cheta a relevat câteva aspecte interesante şi anume:

dezvoltarea accentuată, la marii producători de structuri sudate, a procedeelor de sudare în mediu de gaze protectoare MIG/MAG (şi WIG), în detrimentul sudării manuale cu electrod învelit SE, figura 3;

Page 14: Sudura speciala

1

2

3

SF

SE MIG/MAG Figura 3. Ponderea

procedeelor de sudare la marii producători de structuri sudate

1 - Sudarea MIG/MAG : 48% 2 - Sudarea SE: 44% 3 - Sudarea SF: 8%

creşterea tendinţei de mecanizare a lucrărilor de sudare la marii producători de structuri sudate, estimat prin scăderea indicele de consum al electrozilor inveliţi Ie, tabelul 4;

Tabelul 4. Indicele de consum al electrozilor înveliţi

Nr. crt. Domeniul analizat

Indicele de consum al electrozilor inveliţi Ie

(kg. el./to. oţel) 1. România 5,5 – 6 2. Ţările dezvoltate industrial 2,5 –3 3. Marii producători de structuri sudate din România 3 – 3,5

scăderea drastică a producţiei interne de materiale de sudare la nivelul

anului 2000: de 5,5-6 ori a producţiei de electrozi, respectiv de 8-9 ori a producţiei de sârmă; a crescut în schimb importul acestora, din care cel mai spectaculos importul sârmelor pentru sudarea MIG/MAG, cca. 2000 to/an;

distribuţia consumului de materiale de sudare din producţia internă este de 15% la marii producători de structuri sudate, respectiv de 85% la intreprinderile mici şi mijlocii (IMM-uri). În acest sens stau mărturie şi numărul mare de firme apărute pe piaţa

românească care comercializează echipamente de sudare, respectiv con-sumabile pentru sudarea MIG/MAG. Dintre acestea pot fi amintite firmele: CLOOS, ESAB, FRONIUS, LINCOLN, EWM, KEMPPI, REHM, MILLER, LINDE, AGA, OERLIKON, a căror cifră de afaceri este în continuă creştere şi care constituie o dovadă clară că sudarea MIG/MAG are un trend crescător cu o dinamică puternică. Din păcate datorită necompetitivităţii industria românească de echipamente şi consumabile pentru sudarea MIG/MAG nu mai contează aproape de loc, eliminându-se singură de pe piaţă, fiind depăşită atât din punct de vedere calitativ cât mai ales a performanţelor de firmele străine.

Page 15: Sudura speciala

CAPITOLUL I

BAZELE TEORETICE ŞI PRACTICE ALE SUDĂRII MIG/MAG

1.1 Definirea şi clasificarea procedeului

Procedeul de sudare MIG/MAG face parte din grupa procedeelor de sudare prin topire cu arcul electric în mediu de gaze protectoare. În funcţie de caracterul electrodului această grupă cuprinde două subgrupe mari:

procedee de sudare cu electrod fuzibil; procedee de sudare cu electrod nefuzibil.

În figurile 4 şi 5 se prezintă structura genealogică a procedeelor de sudare prin topire cu arcul electric în mediu de gaze protectoare, cuprin-zând abrevierile specifice fiecărui procedeu întâlnite în literatura de spe-cialitate, atât în limba română cât şi în limba engleză.

Abrevierile din cadrul figurilor au următoarele semnificaţii: • SAEGP (GSAW): sudarea cu arcul electric în mediu de gaze protec-

toare; • SAEEF (GMAW): sudarea cu arcul electric cu electrod fuzibil; • SAEEW (GTAW): sudarea cu arcul electric cu electrod nefuzibil; • MAG: sudarea în mediu de gaze protectoare active; • MIG: sudarea în mediu de gaze protectoare inerte; • WIG (TIG): sudarea cu electrod nefuzibil cu arc electric liber; • SPW ( PAW ): sudarea cu electrod nefuzibil cu arc electric constrâns

(sudarea cu plasmă); • MAG C: sudarea MAG cu bioxid de carbon 100%; • MAG M: sudarea MAG cu amestecuri de gaze (Mischgas).

Ramurile de sus ale arborelui genealogic cuprind principalele tipuri de arce, respectiv modurile de transfer al picăturii de metal specifice sudării în mediu de gaze protectoare MIG/MAG: ♦ arc scurt: transfer prin scurtcircuit (short arc); ♦ arc spray: transfer prin pulverizare (spray arc); ♦ arc lung: transfer globular (long arc); ♦ arc intermediar (tranzitoriu) (tranzition arc); ♦ arc pulsat: transfer sinergic (pulsed arc).

Page 16: Sudura speciala

1.2 Descrierea procedeului Sudarea MIG/MAG este un procedeu de sudare prin topire cu arcul

electric cu electrod fuzibil, pentru protecţia arcului şi a băii de metal folo-sindu-se un gaz de protecţie. În funcţie de caracterul gazului de protecţie se disting două variante ale procedeului:

sudarea MAG (metal-activ-gaz) în cazul unui gaz activ; sudarea MIG (metal-inert-gaz) în cazul unui gaz inert.

Procedeul este întâlnit cel mai frecvent în varianta semimecanizată (viteza de sudare manuală, viteza de avans a sârmei electrod întotdeauna mecanizată), dar procedeul se pretează cu uşurinţă la mecanizare, auto-matizare şi chiar robotizare, dovadă instalaţiile de sudare tot mai nume-roase care pot fi întâlnite în producţia de structuri sudate (în special roboţi de sudare).

Figura 5 - Structura genealogică a procedeelor de sudare în mediu de gaze protectoare (abrevieri – limba

engleză)

Figura 4 - Structura genealogică a procedeelor de sudare în mediu de gaze protectoare (abrevieri – limba

română)

Schema de principiu a procedeului de sudare MIG/MAG este prezentată în fig. 6.

Arcul electric (1) amorsat între sârma electrod (2) şi componentele (3), produce topirea acestora formând baia de metal (4). Protecţia arcului electric şi a băii de metal topit se realizează cu ajutorul gazului de protecţie (5), adus în zona arcului prin duza de gaz (6) din butelia (7). Sârma electrod este antrenată prin tubul de ghidare (bowden), (13) cu viteză de avans constantă vae de către sistemul de avans (8) prin derularea de pe bobina (9). Alimentarea arcului cu energie electrică se face de la sursa de curent continuu (redresor), (10) prin duza de contact (11) şi prin cablul de masă (12). Tubul de gidare a sârmei electrod (13), cablul de alimentare cu curent (14) şi furtunul de gaz (15) sunt montate într-un tub flexibil de

Page 17: Sudura speciala

cauciuc (16) care împreună cu capul de sudare (17) formează pistoletul de sudare.

Utilizare. Sudarea MIG/MAG are un grad mare de univer-salitate, putându-se suda în funcţie de varianta de sudare (gazul de protecţie) o gamă foarte largă de materiale, oţe-luri nealiate, cu puţin carbon, oţelurile slab aliate sau înalt aliate, metale şi aliaje nefe-roase (cupru, aluminiu, nichel, titan, etc.), ponderea de apli-care fiind în continuă creştere pe măsura lărgirii şi diver-sificării gamei de materiale de adaos (sârmă electrod), pentru o varietate tot mai mare de materiale metalice. Utilizarea

procedeului se face cu prudenţă în cazul îmbinărilor sudate cu pretenţii mari de calitate (îmbinări din clasele superioare de calitate), la care se impune controlul nedistructiv (cu radiaţii penetrante sau cu ultrasunete), datorită incidenţei relativ mari de apariţie a defectelor, care depăşesc limitele admise, în principal de tipul porilor, microporilor şi lipsei de topire.

Figura 6 - Schema de principiu a procedeului de sudare MIG/MAG

Avantajele procedeului. Principalele avantaje ale pro-cedeului MIG/MAG sunt pro-ductivitatea ridicată şi facili-tatea mecanizării, automati-zării sau robotizării. Productivitatea ridicată este asigurată de puterea ridicată de topire a arcului, pătrunderea mare la sudare, posibilitatea sudării cu viteze de sudare mari, respectiv eli-minarea unor operaţii auxi-liare. Aceste aspecte sunt determinate de densităţile mari de curent ce pot fi

utilizate: 150-250 A/mm2 la sudarea MIG/MAG clasică, respectiv 300-350 A/mm2 la sudarea cu sârmă tubulară. Ilustrativ în acest caz este graficul

Figura 7 - Analiza comparativă a ratei depunerii la sudarea SE şi MAG

EI N – electrod normal; EI PF – electrod cu pulbere de fier în înveliş

Page 18: Sudura speciala

prezentat în figura 7 privind comparaţia dintre puterea de topire (de apro-ximativ 2,5 ori mai mare) în cazul sudării MIG/MAG clasice şi sudării ma-nuale cu electrod învelit SE.

Este interesant de observat domeniul mult mai extins al puterii de topire în cazul sudării MIG/MAG faţă de sudarea SE datorită posibilităţilor mari de variaţie a parametrilor tehnologici principali de sudare curentul Is şi tensiunea arcului Ua pentru acelaşi diametru de electrod. De exemplu în cazul sârmei electrod cu diametru de 1,2 mm (cea mai frecvent întâlnită în prezent în practica sudării MIG/MAG) valorile parametrilor Is - Ua este cuprins în domeniul 90…300 (350) A, respectiv 17...30 V. Acest aspect constitui un avantaj deloc de neglijat dacă ne gândim la faptul că utilizând un singur diametru de electrod se poate acoperi o gamă mare de grosimi de materiale de bază la sudare (de la 1 mm la zeci de mm), respectiv este posibilă sudarea cu acelaşi diametru de sârmă electrod în orice poziţie prin corelarea corespunzătoare a parametrilor tehnologici de sudare, ceea ce în cazul sudării SE evident nu este posibil.

Flexibilitatea în direcţia mecanizării şi robotizării este asigurată în principal de posibilitatea antrenării mecanizate a sârmei electrod (sârme subţiri), de modul de realizare a protecţiei la sudare (cu gaz), de uşurinţa reglării şi controlului parametrilor tehnologici de sudare, de gabaritul relativ mic al capului de sudare, etc.

La aceste avantaje principale, se pot adăuga: • grad înalt de universalitate a procedeului; • posibilitatea sudării în orice poziţie; • eliminarea operaţiei de curăţire a zgurii; • grad înalt de utilizare a materialului de adaos ( 90-95%); • cantitate redusă de fum; • conducerea şi supravegherea uşoară a procesului de sudare (arcul

este vizibil); • factor operator superior sudării SE, 60-65%, ca efect a eliminării

operaţiei de schimbare a electrodului şi de curăţire a zgurii de pe cusătura sudată;

• tensiuni şi deformaţii mici la sudare (energie liniară mică). Dezavantajele procedeului. Se pot sintetiza astfel: • echipamente de sudare mai scumpe şi mai complicate; • flexibilitatea mai redusă decât la sudarea SE: pistoletul de sudare

mai greu şi cu manevrabilitate mai scăzută, cu rază de acţiune limitată în cazul echipamentelor clasice la 3...5m faţă de sursa de sudare, uneori necesită spaţiu de acces mai mare;

• pierderi de material de adaos (în anumite condiţii) prin stropi (5-10%);

Page 19: Sudura speciala

• sensibil la curenţi de aer (evitarea sudării în locuri deschise, cu vânt, etc.);

• limitat la grosimi, în general, mai mari de 1 mm; • riscul unei protecţii necorespunzătoare a arcului electric şi a băii

de metal; • probabilitatea relativ mare de apariţie a defectelor în îmbinarea

sudată, în principal pori şi lipsă de topire.

Performanţele procedeului. În tabelul 5 se indică domeniile de valori ale parametrilor tehnologici de sudare MIG/MAG. Tabelul 5. Performanţele procedeului de sudare MIG/MAG

Nr. crt.

Parametrul tehnologic Simbolul U.M. Domeniul de valori

1 Diametrul sârmei ds mm 0,6...2,4 2 Curentul de sudare Is A 60...500 3 Tensiunea arcului Ua V 15...35 4 Viteza de sudare vs cm/min 15…150 5 Debitul gazului de protecţie Q l/min 8...20

1.3 Materialele de sudare

Pentru sudarea MIG/MAG se utilizează ca materiale de sudare sârma electrod şi gazul de protecţie.

1.3.1 Sârma electrod Sârma electrod se livrează sub formă de bobine, dintre diametrele

standardizate cele mai uzuale fiind 0,8; 1,0; 1,2; 1,6 mm. Livrarea în colaci ridică probleme la transport şi la bobinarea în secţie. Calitatea bobinării influenţează mult stabilitatea procesului de sudare. Suprafaţa sârmei tre-buie să fie curată fără urme de rugină sau grăsimi. De obicei suprafaţa sâr-mei se cuprează pentru diminuarea pericolului de oxidare, respectiv pentru îmbunătăţirea contactului electric. Se recomandă ca ambalarea sârmei să se facă în pungi de polietilenă etanşe (eventual vidate) care să conţină o substanţă higroscopică (granule de silicagel) şi în cutii de carton, mărindu-se astfel durata de păstrare în condiţii corespunzătoare a sârmei de suda-re.

Compoziţia chimică a sârmei electrod la sudarea MIG/MAG depinde în principal de materialul de bază care se sudează (compoziţia chimică) şi de gazul de protecţie utilizat. La sudarea MIG compoziţia chimică a sârmei se alege apropiată de a metalului de bază. În cazul sudării MAG sârma es-te aliată suplimentar cu elemente dezoxidante ca Mn, Si, Ti. Se recomandă ca raportul concentraţiilor de Mn şi Si să fie cca. 2…2,5. Compoziţia

Page 20: Sudura speciala

chimică a sârmelor nealiate pentru sudarea MAG se situează în limitele: 0,07-0,12% C; 0,6-0,9% Si; 1,2-2,5% Mn; 0,2% Ti; <0,03% S, P. Adaosul de Ti produce o dezoxidare foarte bună cu efecte benefice asupra carac-teristicilor mecanice şi de tenacitate, dar ridică preţul de cost a sârmei. Pentru creşterea tenacităţii la temperaturi negative sârma se aliază suplimentar cu Ni şi/sau Mo.

În STAS 1126-87 sunt prezentate principalele mărci de sârmă pro-duse la noi în ţară. Caracterizarea acestora din punct de vedere al dome-niului de utilizare, respectiv a compoziţiei chimice este prezentată în tabe-lele 6 şi 7. Tabelul 6. Domenii de utilizare a sârmelor pline de oţel (conform STAS 1120/87)

Marca sârmei Domenii de utilizare

S12Mn2Si Sudare în mediu de gaz protector (CO2) a oţelurilor cu granulaţie fină, cu rezistenţă ridicată la rupere fragilă, exploatate la temperaturi până la –20°C

S07Mn1,4Si Sudare în mediu de gaz protector (CO2) a oţelurilor carbon şi slab aliate cu rezistenţă ridicată la rupere fragilă, exploatate la temperaturi până la –20°C

S12SiMoCr1 Încărcarea prin sudare şi sudare în mediu de gaz protector a oţelurilor pentru cazane şi recipiente sub presiune, exploatate la temperaturi până la 450°C

S12Mn1SiNi1Ti Sudare în mediu de gaz protector a oţelurilor cu granulaţie fină, a oţelurilor pentru construcţii navale, cu limită de curgere ridicată

S10Mn1SiNiCu Sudare în mediu de gaz protector a oţelurilor rezistente la coroziune atmosferică

S10Mn1SiVMoCr1 Sudare în mediu de gaz protector a oţelurilor termorezistente

S10Mn1SiMo Sudare în mediu de gaz protector a oţelurilor termorezistente

S10MnSiMo1Cr2,5 Sudare în mediu de gaz protector a oţelurilor termorezistente

S12Mo1Cr17 Sudare în mediu de gaz protector a oţelurilor inoxidabile solicitate mecanic şi exploatate la temperaturi de 450...600°C

S12Cr26Ni20 Sudare în mediu de gaz protector a oţelurilor de tip 25/20 şi sudarea îmbinărilor eterogene

Clasificarea şi simbolizarea sârmelor electrod şi a materialului de-pus prin sudare în mediu de gaze protectoare cu electrod fuzibil pentru oţelurile nealiate şi cu granulaţie fină este prezentată în SR EN 440. În tabelul 8 sunt prezentate simbolul şi compoziţia chimică a sârmelor pentru oţelurile nealiate şi cu granulaţie fină.

Page 21: Sudura speciala

Alte

ele

m.

Al=

max

.0,0

5

Ti=m

ax.0

,15

Cu=

0,5-

0,5

Cu=

max

.0,3

Ti ş

i Zr

0,15

0,15

0,15

0,15

0,05

-0,2

5

0,15

0,15

0,15

0,15

0,15

Sm

ax

0,03

0,01

5

0,03

0,02

0,02

0,03

0,03

0,03

0,02

5

0,02

5

Al

0,02

0,02

0,02

0,02

0,05

-0,2

0

0,02

0,02

0,02

0,02

0,35

-0,7

0

Pm

ax

0,03

0,02

0,03

0,03

0,03

0,03

0,03

0,03

0,03

0,02

5

Mo

0,15

0,15

0,15

0,15

0,15

0,15

0,15

0,40

-0,6

0

0,40

-0,6

0

0,15

Mo

0,40

-0,6

0

0,40

-0,6

0

0,40

-0,6

0

0,90

-1,2

0

0,90

-1,2

0

Ni

0,15

0,15

0,15

0,15

0,15

0,80

-1,5

0

2,10

-2,7

0

0,15

0,15

0,15

Ni

max

. 0,3

0

max

. 0,3

0

max

. 0,3

0

0,90

-1,2

0

0,50

-0,6

0

0,30

0,30

0,30

0,60

19,5

-21,

0

S

0,02

5

0,02

5

0,02

5

0,02

5

0,02

0

0,02

0

0,02

0

0,02

5

0,02

5

0,02

5

Cr

max

. 0,2

0

max

. 0,2

0

0,80

-1,2

0

max

. 0,1

5

max

. 0,3

0

0,80

-1,2

0

max

. 0,2

0

2,30

-2,8

0

15,0

-18,

0

25,0

-27,

0

P

0,02

5

0,02

5

0,02

5

0,02

5

0,02

5

0,02

0

0,02

0

0,02

0

0,02

5

0,02

5

Si

0,60

-0,9

0

0,65

-0,8

5

0,40

-0,7

0

0,60

-0,9

0

0,65

-0,7

5

0,45

-0,7

0

0,60

-0,9

0

0,60

-0,9

0

max

. 0,8

0

max

. 0,8

0

Mn

0,90

-1,3

0

1,30

-1,6

0

1,60

-1,9

0

1,30

-1,6

0

0,90

-1,4

0

1,00

-1,6

0

0,80

-1,4

0

0,90

-1,3

0

1,70

-2,1

0

0,90

-1,3

0

Mn

1,80

-2,2

0

1,40

-1,6

0

0,40

-0,8

0

1,40

-1,7

0

1,10

-1,4

0

1,10

-1,5

0

0,80

-1,2

0

0,80

-1,2

0

max

..0,9

0

1,50

-2,0

Si

0,50

-0,8

0

0,70

-1,0

0

0,80

-1,2

0

1,00

-1,3

0

0,40

-0,8

0

0,50

-0,9

0

0,40

-0,8

0

0,30

-0,7

0

0,50

-0,8

0

0,30

-0,5

0

Com

poziţia

chi

mică

(%)

Cm

ax

0,12

0,11

0,12

,

0,12

0,10

0,10

0,10

0,10

0,12

0,12

Com

poziţia

chi

mică

(%)

C

Oric

e co

mpo

ziţie

chi

mică

conv

enită

, car

e nu

est

e sp

ecifi

cată

în s

tand

ard

0,06

-0,1

4

0,06

-0,1

4

0,06

-0,1

4

0,06

-0,1

4

0,04

-0,1

4

0,06

-0,1

4

0,06

-0,1

4

0,08

-0,1

2

0,06

-0,1

4

0,08

-0,1

2

Tabe

lul 7

. Com

poziţia

chi

mică

a sâ

rmel

or p

line

de oţe

l (co

nfor

m S

TAS

112

6/87

)

Mar

ca s

ârm

ei

S12

Mn2

Si

S07

Mn1

,4SI

S12

SiM

oCr1

S12

Mn1

SiN

iTi

S10

Mn1

SiN

iCu

S10

Mn1

MoC

r1

S10

Mn1

SiM

o

S10

MnS

iMo1

Cr2

,5

S12

Mo1

Cr1

7

S12

Cr2

6Ni2

0

Tab

elul

8.

Sim

boliz

area

sâr

mei

ele

ctro

d fu

ncţie

de

com

poziţia

chi

mică

(con

form

SR

EN

440

/96)

Sim

bol

G0

G2S

i

G3S

i1

G4S

i1

G3S

i2

G2T

i

G3N

i1

2Ni2

G2M

o

G4M

o

G2A

l

Page 22: Sudura speciala

1.3.2 Gazul de protecţie Gazul de protecţie are în principal rolul de a asigura protecţia băii

metalice şi a picăturii de metal topit din vârful sârmei electrod sau la tre-cerea acesteia prin coloana arcului împotriva interacţiunii cu gazele din atmosferă, oxigen, hidrogen, azot, etc. În acelaşi timp însă gazul de protecţie are o mare influenţă asupra desfăşurării procesului de sudare în ansamblul lui, acţionând asupra stabilităţii arcului, parametrilor tehnologici de sudare, transferului picăturii de metal topit prin coloana arcului, reacţiilor metalurgice la nivelul băii şi picăturii de metal, transformărilor structurale, proprietăţilor mecanice şi de tenacitate ale îmbinării, formei şi geometriei cusăturii sudate, stropirilor, productivităţii la sudare, etc.. Aceste influenţe complexe sunt determinate de proprietăţile termo-fizice şi de activitatea chimică a gazelor de protecţie, care diferă mult de la un gaz la altul. Prin urmare pentru alegerea corectă a gazului de protecţie este necesară cunoaşterea acestor proprietăţi şi efectele pe care acestea le au în procesul de sudare.

Principalele proprietăţi termo-fizice şi chimice ale gazelor de pro-tecţie utilizate la sudarea MIG/MAG sunt:

- potenţialul de ionizare; - energia de disociere-recombinare; - conductibilitatea temică; - densitatea; - activitatea chimică; - puritatea. Acţiunea şi efectele acestor proprietăţi în procesul de sudare sunt

prezentate în cele ce urmează. Potenţialul de ionizare. Acţionează asupra condiţiilor de amorsare şi a stabilităţii arcului

electric, respectiv asupra puterii arcului. Un potenţial de ionizare de valoare redusă (argonul) uşurează amorsarea şi creşte stabilitatea arcului re-ducând stropirile, pe când un potenţial de ionizare de valoare ridicată (heliul) măreşte puterea arcului cu efecte asupra productivităţii la sudare (creşterea pătrunderii, respectiv a vitezei de sudare).

Energia de disociere – recombinare. Este specifică gazelor biatomice CO2, H2, O2. Influenţează în mod favorabil bilanţul termic în coloana arcului electric prin îmbunătăţirea transferului de căldură spre componente cu efect asupra geometriei cusăturii, vitezei de sudare, etc. În tabelul 9 se prezintă valorile caracteristice ale potenţialului de ionizare, respectiv ale energiei de disociere – recombinare pentru principalele gaze utilizate la sudare.

Page 23: Sudura speciala

Conductibilitatea termică. Este proprietatea fizică cu cele mai cuprinzătoare efecte şi influenţe asupra desfăşurării procesului tehnologic de sudare. Conductibilitatea termică a gazului de protecţie acţionează asupra modului de transfer a picăturii prin coloana arcului (este factorul principal care determină modificarea tipului de transfer, globulal sau prin pulverizare), repartiţiei căldurii în coloana arcului şi la suprafaţa compo-nentelor, conductibilităţii electrice a arcului, parametrilor tehnologici de sudare (tensiunea arcului), puterii arcului (lungimea arcului), stabilităţii arcului, temperaturii maxime şi repartiţiei acesteia în coloana arcului, formei şi geometriei cusăturii, stropirilor, etc.

Figura 8 - Conductivitatea termică a gazelor de protecţie

Variaţia conductibilităţii termice cu temperatura pentru principalele gaze de protecţie folosite la sudare este prezentată în figura 8. Se observă că argonul are conductibilitatea termică cea mai scăzută fiind denumit în tehnica sudării „gaz cald”, în timp ce dioxidul de carbon are conduc-tibilitatea termică mult mai mare fiind denumit „gaz rece”. Cea mai mare conductivitate o are hidrogenul.

Diversitatea influenţei conductibilităţii termice asupra procesului de sudare este uşor de înţeles dacă analizăm distribuţia gradientului de tem- peratură în coloana arcului în cazul argonului, respectiv dioxidului de carbon, figura 9.

Conductibilitatea termică scăzută a argonului determină un gradient mic de temperatură în arcul electric ceea ce conduce la repartizarea liniilor de curent din arc pe o secţiune mărită a coloanei acestuia (vezi porţiunea înnegrită), figura 9.a, având drept consecinţă creşterea conductibilităţii electrice a coloanei arcului electric (conductibilitatea electrică este invers proporţională cu conductibilitatea termică).

Page 24: Sudura speciala

Tabelul 9. Caracteristici ale gazelor de protecţie

Potenţialul de ionizare

Energia de

disociere

Potenţialul de ionizare

Energia de

disociere Gazul

de protecţie (V) (eV)

Gazul de protecţie

(V) (eV) Ar 15,8 - CO2 14,4 4,3 He 24,6 - H2 13,6 4,5 N2 14,5 9,8 O2 13,6 5,1

În cazul dioxidului de carbon miezul coloanei arcului (cel care

conduce curentul electric) este foarte îngust ca efect a conductibilităţii termice mari a gazului, respectiv a fenomenului de disociere – recombinare . Pierderea rapidă a căldurii din coloana arcului este echivalentă cu o con-strângere din exterior a zonei centrale a miezului coloanei ceea ce conduce la creşterea densităţii de curent din arc şi prin urmare aşa cum se poate observa, la creşterea temperaturii în axa coloanei arcului la valori mai mari decât cele corespunzătoare arcului în argon.

Figura 9 - Gradientul de temperatură al arcului electric funcţie de gazul de protecţie

Conductibilitatea electrică diferită a coloanei arcului în cazul celor

două gaze are consecinţe asupra rezistenţei electrice a acestuia. Astfel rezistenţa arcului în argon este mai mică decât în dioxid de carbon. Rezultă o cădere de tensiune mai redusă a arcului în Ar decât în CO2 şi prin urmare o valoare mai mică a mărimii tensiunii arcului la sudarea în Ar comparativ cu sudarea în CO2, cu toate că potenţialul de ionizare al Ar este mai mare

Page 25: Sudura speciala

decât la CO2. Într-adevăr la sudarea în Ar sau amestecuri de gaze Ar cu CO2 tensiunea arcului se reduce cu 2 – 4 V în funcţie de procentul de CO2 din amestec, desigur luând în considerare aceeaşi valoare a curentului de sudare.

Repartiţia liniilor de curent în cazul celor două gaze explică şi influ-enţa asupra transferului de metal aşa cum se va demonstra în continuare.

În cazul argonului miezul coloanei arcului face ca arcul electric să „îmbrăţişeze” capătul liber a sârmei electrod, figura 9.b, extinzându-se de la vârful ei pe suprafaţa laterală a sârmei, datorită diametrului mic al acesteia. Practic arcul electric înconjoară sârma pe o anumită porţiune a capătului liber ceea ce determină transferul căldurii arcului la electrod atât prin supra-faţa frontală a sârmei cât şi prin suprafaţa laterală a ei, conducând la încălzirea neuniformă şi progresivă a capătului sârmei în zona de acţiune a arcului. Aceasta determină topirea capătului sârmei în toată secţiunea ei, la vârf, şi o topire parţială pe secţiune, de la exterior spre interior, în funcţie de nivelul temperaturii atinse în fiecare punct a secţiunii considerate. Inten-sitatea gradului de topire scade evident, o dată cu îndepărtarea de vârf. Sub acţiunea conjugată a forţei de tensiune superficială şi a forţei electro-magnetice (pinch) are loc concentrarea metalului topit în vârful sârmei sub forma unei picături sferice, însoţită de efectul de “autoascuţire” a electro-dului pe porţiunea în care s-a produs topirea parţială a secţiunii sârmei, în zona de acţiune a arcului electric. Fenomenul de ascuţire a capătului sârmei determină reducerea secţiunii şi în consecinţă creşterea densităţii de curent la interfaţa picătură de metal – sârmă ceea ce conduce la creş-terea puternică a temperaturii până la atingerea temperaturii de evaporarea a punţii topite. Sub acţiunea vaporilor de metal picătura este împinsă în baia topită creindu-se premisele formării unei noi picături. Acest mecanism de formare şi desprindere a picăturii din vîrful sârmei determină formarea unor picături de dimensiuni mici (dp<= ds), echivalente transferului prin pulverizare.

În cazul dioxidului de carbon miezul foarte îngust al arcului deter-mină concentrarea punctiformă a acestuia în vârful sârmei (în pata ano-dică). Prin urmare transferul de căldură al arcului se face numai prin suprafaţa frontală a sârmei electrod. Totodată datorită temperaturii ridicate a miezului coloanei (mai mare ca la Ar) şi a densităţii foarte mari a curentului în pata anodică (concentrare punctiformă) are loc creşterea loca-lă a temperaturii petei atingând temperatura de vaporizare a fierului (aprox. 3200°C). Jetul de vapori formaţi acţionează ca o forţă de reacţie împingând în sus şi lateral metalul topit. Sub acţiunea forţei de tensiune superficială şi a forţei de reacţie a vaporilor de metal, metalul topit se acumulează în vârful sârmei sub forma unor picături mari de metal (dp > 1,2ds). Picătura creşte în continuare până când sub acţiunea greutăţii proprii se detaşează

Page 26: Sudura speciala

şi se transferă în baia metalică sub forma unor picături mari sau globule, aşa numitul transfer globular specific sudării în CO2 sau amestecurilor bogate în CO2. În cazul amestecurilor de gaze Ar + CO2 fenomenul este insesizabil dacă proporţia de CO2 este mai mică de 20%, se manifestă tot mai pregnant dacă procentul depăşeşte 20% şi are o comportare similară cu cea a transferului în CO2 100% dacă procentul depăşeşte 30% CO2 în amestec.

În fine, gradientul de temperatură diferit din coloana arcului în cazul celor două gaze de protecţie influenţează semnificativ şi geometria cusă-turii sudate, figura 9.c. În cazul argonului valoarea ridicată a temperaturii arcului electric este limitată doar la zona centrală corespunzătoare miezului coloanei după care temperatura scade brusc la valori reduse, ce nu pot produce o încălzire semnificativă a zonelor de incidenţă ale arcului pe componente. Concentrarea puternică a căldurii în miezul coloanei arcului, la argon, produce o încălzire locală a metalului de bază însoţită de o topire adâncă, respectiv o pătrundere mare, dar limitată la o zonă restrânsă. Aceasta este amplificată suplimentar de disiparea rapidă a căldurii în zo-nele adiacente (reci) ale metalului de bază fără să producă o încălzire semnificativă la nivelul temperaturii de topire a acestor zone. Efectul acestor fenomene este formarea unei zone topite înguste şi adânci, aşa numitul „deget de argon“, specific sudării în argon sau amestecuri bogate în argon, deosebit de defavorabil din punct de vedere tehnologic datorită pericolului de apariţie a defectelor de îmbinare, lipsă de topire sau lipsă de pătrundere, respectiv pericol de fisurare (concentrator de tensiune).

În cazul dioxidului de carbon temperatura din coloana arcului se menţine încă la valori ridicate, capabile să producă încălziri semnificative a zonelor de incidenţă, la distanţe mult mai mari faţă de axa coloanei decât în cazul argonului, (vezi repartiţia temperaturii pe raza coloanei arcului, figura 9.a). Are loc astfel o încălzire şi topire a metalului de bază pe o zonă mai extinsă atât în adâncime cât mai ales lateral, cu efecte asupra îmbunătăţirii geometriei cusăturii caracterizată printr-o pătrundere uniformă. La această încălzire a metalului de bază contribuie de asemenea şi căldura cedată prin fenomenul de recombinare a gazului ce are loc în zona componentelor, respectiv a băii metalice, ca efect a temperaturii scăzute din această zonă (1800-2000°C), propice reacţiilor de recombinare. Se apreciază că din punct de vedere tehnologic geometria cusăturii la sudarea în CO2 este cea mai favorabilă. Prin urmare amestecarea celor două gaze Ar şi CO2 va con-duce şi la modificarea geometriei cusăturii sudate. Aceasta este una din raţiunile principale care stau la baza sudării în amestecuri de gaze, Ar + CO2, a oţelurilor nealiate sau slab aliate şi anume obţinerea unei geometrii mai favorabile a cusăturii sudate.

Page 27: Sudura speciala

Densitatea. Influenţează nivelul de protecţie a arcului electric şi a băii de metal topit, respectiv producerea fenomenului de microsablare la sudarea în mediu de gaze inerte. În tabelul 10 se prezintă caracteristicile gazelor utilizate la sudare. Tabelul 10. Proprietăţi fizico – chimice ale gazelor de protecţie utilizate la sudare

Specificată la 0°C şi 1,013barr (0,101MPa)

Densitatea (ρaer=1,293)

Punct de fierbere

la 1,013 barr

Tipul gazului Simbolul chimic

(kg/m3)

Densitatea (relativă

faţă de aer) (°C)

Activitatea chimică

Argon Ar 1,784 1,380 -185,9 Inert Heliu He 0,1784 0,1380 -268,9 Inert Dioxid de carbon CO2 1977 1,529 -78,5 Oxidant Oxigen O2 1,429 1,105 -183 Oxidant Azot N2 1,251 0,968 -195,8 Nereactiv Hidrogen H2 0,090 0,070 -252,8 Reducător

Densitatea heliului mult mai mică decât a argonului (de ≈10 ori), respectiv mai mică decât a aerului determină o protecţie slabă a arcului şi a băii metalice, heliul având tendinţa de ridicare reduce gradul de protecţie la sudare. Prin urmare pentru a asigura un nivel de protecţie corespunzător se impune creşterea (dublarea) debitului de heliu în comparaţie cu debitul de argon cu efecte majore asupra costului gazului de protecţie.

Pe de altă parte heliul fiind mult mai uşor decât argonul nu produce fenomenul de microsablare (îndepărtarea peliculei de oxizii greu fuzibili de pe suprafaţa metalelor şi aliajelor uşoare), ionii de heliu mult mai uşori de-cât ionii de argon nu au energie suficient de mare pentru dislocarea peli-culei de oxizi.

Activitatea chimică. Prin reacţiile chimice ce au loc în coloana arcului şi la nivelul băii metalice activitatea chimică a gazului de protecţie influenţează comportarea metalurgică. Din acest punct de vedere la suda-rea MIG/MAG se disting două categorii de gaze.

Gazele inerte sunt gazele care nu reacţionează chimic cu elemen-tele din coloana arcului şi din baia metalică. Din această grupă fac parte ar-gonul şi heliul.

Gazele active sunt gazele care reacţionează chimic cu elementele din arc şi din baia de metal. Cel mai utilizat gaz din această grupă este dioxidul de carbon, la care se mai adaugă şi oxigenul.

În acest caz în coloana arcului şi la nivelul băii au loc următoatele reacţii chimice:

• disocierea dioxidului de carbon la T > 1600°C (disocierea este completă la T > 4000°C):

CO2 = CO + O

Page 28: Sudura speciala

• reacţiile de oxidare şi reducere: Fe + O = FeO FeO + Mn = MnO + Fe Si + 2O = SiO2 2FeO + Si = SiO2 + 2Fe Mn + O = MnO 2FeO + Ti = TiO2 + 2Fe Ti + 2O = TiO2 FeO + C = CO + Fe Se constată că prezenţa oxigenului în coloana arcului determină

oxidarea sau arderea unor elemente de aliere. Aceasta conduce la peri-colul formării oxizilor de fier în cusătură cu efecte nefavorabile asupra reducerii caracteristicilor mecanice şi de rezilienţă. Diminuarea fenomenului se face prin alierea sârmei electrod cu elemente dezoxidante ca Mn, Si, Ti care au aviditate mai mare faţă de oxigen decât fierul, reducând pericolul de oxidare a acestuia. Cel mai puternic dezoxidant este titanul. Oxizii de mangan, siliciu, titan formaţi, fiind insolubili în metalul topit ies la suprafaţa băii şi se regăsesc pe cusătură sub formă de mici „insule” de zgură de culoare brună cu aspect sticlos.

Reacţiile chimice la nivelul băii de metal topit pot conduce de ase-menea la pericolul formării gazelor în baia metalică, ca de exemplu oxidul de carbon, având drept consecinţă pericolul apariţiei porilor în cusătura su-dată. Evitarea apariţiei porilor în cusătură se poate realiza prin alegerea corectă a cuplului sâmă-gaz de protecţie, corelată şi cu alegerea optimă a parametrilor tehnologici de sudare, în special tensiunea arcului

Prezenţa oxigenului în coloana arcului conduce la oxidarea supra-feţei picăturilor de metal formate la capătul sârmei electrod şi prin urmare la micşorarea tensiunilor superficiale ce acţionează asupra picăturii. Prin urmare desprinderea picăturii din vârful sârmei electrod se face mult mai uşor şi mai rapid. Efectul benefic este finisarea transferului picăturilor de metal, îmbunătăţirea stabilităţii arcului şi reducerea împroşcărilor de metal prin stropi. Se remarcă în acest sens utilizarea oxigenului în proporţie de 1...3 % sau a dioxidului de carbor în proporţie de 2...5 % în amestec cu argonul la sudarea oţelurilor inoxidabile. Procente mai mari de gaz oxidant nu sunt recomandate deoarece se produce o oxidare nepermisă a meta-lului cusăturii, respectiv la utilizarea dioxidului de carbon, în plus pericolul alierii cu carbon şi prin urmare pericolul fragilizării cusăturii ca urmare a formării carburilor de crom.

Reacţiile de oxidare la nivelul băii de metal topit, fiind reacţii exo-terme, conduc la creşterea temperaturii băii (de la 1800°C la 2200°C) cu consecinţe asupra creşterii fluidităţii acesteia, creşterii pătrunderii sau posibilităţii măririi vitezei de sudare. Corelată cu reducerea tensiunilor superficiale la interfaţa baie topită – metal solid, determină îmbunătăţirea procesului de umectare cu efecte favorabile asupra lăţirii, respectiv redu-cerii supraînălţării cusăturii sudate.

Page 29: Sudura speciala

Tot din punctul de vedere al activităţii chimice remarcăm utilizarea hidrogenului ca şi gaz reducător în amestecurile gazelor de protecţie, „de formare“, folosite la protecţia rădăcinii pe partea opusă sudării, la sudarea oţelurilor aliate Inox şi nu numai. Amestecul cel mai frecvent utilizat este format din azot plus 5…10% hidrogen. Hidrogenul reduce eventualele urme de oxigen rămase în zona rădăcinii evitând astfel oxidarea acesteia cu consecinţe asupra scăderii rezistenţei la coroziune. Utilizarea hidrogenului trebuie făcută cu grijă având în vedere pericolul de explozie pentru anumite concentraţii în aer.

Puritatea. Gazele utilizate la sudare trebuie să aibă o puritate foarte înaltă. În tabelul 11 se prezintă cerinţele privind puritatea gazelor şi ames-tecurilor de gaze utilizate la sudare.

Tabelul 11. Purităţile şi punctele de rouă ale gazelor şi amestecurilor de gaze (conform SR EN 439/96)

Grupa Puritate minimă (%) în volum

Punct de rouă maxim la 1,013 barr (°C)

Umiditate maximă (ppm)

R 99,95 -50 40 I 99,99 -50 40

M1 99,70 -50 40 M2 99,70 -44 80 M3 99,70 -40 120 C 99,70 -35 200 F 99,50 -50 40

Oxigen 99,50 -35 200 Hidrogen 99,50 -50 40

Lipsa de puritate a gazelor determină pericolul producerii defectelor în îmbinarea sudată, în special a porilor, creşterea stropirilor şi a pierderilor de material de adaos prin stropi, pericolul fisurării la rece, instabilitatea arcului electric etc.. Prezenţa apei în gazul de protecţie produce pori, stropiri intense sau chiar pericolul „îngheţării“ reductorului de presiune cu formarea unui dop de gheaţă pe canalul fin al acestuia cu consecinţe asupra obturării ieşirii gazului din butelie şi a asigurării protecţiei necesare la sudare. Evitarea unor astfel de fenomene neplăcute se poate face prin purjarea buteliei înainte de utilizare, prin montarea unui deshidrator de gaz pe butelie care conţine o substanţă higroscopică (silicagel) care absoarbe umiditatea, respectiv prin montarea pe butelie a unui preîncălzitor alimentat la o tensiune de 24 V de la sursa de sudare. Ca regulă generală însă nu este recomandată utilizarea la sudare a unor gaze care nu satisfac con-diţiile de calitate impuse de norme. În cazul principalelor gaze utilizate la sudare condiţiile tehnice de calitate sunt cuprinse în STAS 2962-86 pentru dioxid de carbon, respectiv STAS 7956-85 pentru argon.

Page 30: Sudura speciala

Clasificarea gazelor de protecţie utilizate la sudarea în mediu de gaze protectoare în conformitate cu caracteristicile chimice ale acestora şi care constituie o bază pentru alegerea combinaţiilor sârmă electrod – gaz de protecţie la sudarea diferitelor materiale metalice este prezentată în standardul SR EN 439/96.

În tabelul 12 este prezentată clasificarea gazelor de protecţie pentru sudarea cu arcul electric, în funcţie de activitatea chimică, respectiv com-poziţia gazului.

În tabelul 13 sunt prezentate recomandările generale privind utiliza-rea gazelor de protecţie în funcţie de metalul de bază.

În tabelul 14 se prezintă principalele gaze de protecţie produse la firma S.C. LINDE - Romania SRL utilizate la sudarea în mediu de gaze protectoare.

Proprietăţile termofizice ale gazelor de protecţie acţionează asupra procesului de sudare de o manieră complexă, în funcţie de tipul gazului, respectiv de concentraţia gazelor în amestec. În cele ce urmează se face o prezentare succintă a efectelor produse la sudare de principalele gaze de protecţie utilizate.

Efectele principalelor gaze de protecţie asupra caracteristicilor pe ansamblu la sudarea MIG/MAG sunt prezentate sintetic în tabelul 15.

1.3.3 Caracterizarea succintă a gazelor de protecţie Prezentarea succintă a gazelor de protecţie utilizate la sudarea MIG/MAG din punctul de vedere al activităţii chimice şi al proprietăţilor termo-fizice permite înţelegerea facilă a acţiunilor şi efectelor pe care acestea le au în procesul de sudare. Cele mai utilizate gaze de protecţie la sudarea MIG/MAG sunt: argonul, heliul, dioxidul de carbon, oxigenul, hidro-genul, azotul. Argonul (Ar):

gaz inert – nu reacţionează cu materialul; mai greu ca aerul – protecţie bună a băii de metal; potenţial de ionizare scăzut – amorsare uşoară a arcului; produce microsablarea suprafeţelor;

Heliul (He): gaz inert, respectiv nu reacţionează cu hidrogenul; mai uşor ca aerul – necesită debite de gaz mai ridicate pentru

protecţia băii metalice; potenţial de ionizare ridicat – amorsare dificilă a arcului,

tensiune mai mare a arcului, aport de căldură mai mare; conductibilitate termică mare – aport de căldură mai ridicat; aport de căldură ridicat - umectare mai bună, pătrundere adâncă şi lată, suprafaţă mai netedă, viteză de sudare mărită;

Page 31: Sudura speciala

Obs

ervaţii

Red

ucăt

or

Iner

t

Mai

puţ

in

oxid

ant

Ner

eact

iv

redu

căto

r

A

plic

aţii

tipic

e

WIG

, sud

aria

cu

plas

mă,

tăie

re

cu p

lasm

ă, p

rote

cţie

la ră

dăci

MIG

, WIG

, sud

are

cupl

asmă,

pr

otecţie

la ră

dăci

M

AG

Tăie

re c

u pl

asmă,

P

rote

cţie

la ră

dăci

Ner

eact

iv

N2

100

Res

t

Red

ucăt

or

H2

0-15

15

-35

0-5 - - -

0-50

He

100

0-95

Iner

t

Ar

Res

t2)

Res

t2)

100

Res

t2)

Res

t2)

Res

t2)

Res

t2)

Res

t2)

Res

t2)

Res

t2)

Res

t2)

Res

t2)

Res

t2)

Res

t2)

Res

t2)

O2

0-3

0-3

3-10

3-

10

0-8

10-1

5 8-

15

0-

30

Con

stitu

enţi,

pro

cent

e de

vol

um

Oxi

dant

CO

2

0-5

0-5

0-5

5-25

0-5

5-25

25-5

0

5-50

100

Res

t

Nr.

de

iden

ti-fic

are

1 2 1 2 3 1 2 3 4 1 2 3 4 1 2 3 1 2 1 2

Tabe

lul 1

2. C

lasi

ficar

ea g

azel

or d

e pr

otecţie

pen

tru s

udar

e şi

tăie

re

Not

are1)

Gru

pa

R I M1

M2

M3 C

F

1)

În c

azul

în c

are

se a

daugă

com

pone

nte

care

nu

sunt

cup

rinse

în ta

ble,

am

este

cul d

e ga

ze s

e no

tează

ca u

n am

este

c de

gaz

e sp

ecia

l şi p

oartă

pre

fixul

S

2)

Arg

onul

poa

te fi

înlo

cuit

cu h

eliu

până

în p

ropă

orţie

de

95%

Page 32: Sudura speciala

D

estin

aţie

: sud

aria

oţe

luril

or c

arbo

n ne

alia

te ş

i sla

b al

iate

C

arac

teriz

are:

Cea

mai

scă

zută

pro

porţi

e de

ele

men

te a

ctiv

e, fo

rmar

e re

dusă

de

stro

pi ş

i zgu

ră, s

olic

itare

term

ică

ridic

ată

a pi

stol

etul

ui, s

ensi

bil l

a ru

gină

, ţun

der,

grăs

imi,

sens

ibil

la fo

rmar

ea p

orilo

r, ad

ecva

t pen

tru

toat

e tip

urile

de

trans

fer,

idea

le la

sud

area

tabl

elor

dec

apat

e su

bţiri

.

Pro

porţi

e rid

icată

de c

ompo

nent

e ac

tive,

form

are

inte

nsă

de z

gură

, st

roire

mai

put

erni

că (

mai

puţ

in M

22),

inse

nsib

ile la

rug

ină,

ţund

er,

grăs

imi (

mai

puţ

in M

22),

solic

itare

term

ică

pute

rnică

a pi

stol

etul

ui la

M

22, p

entru

sud

area

în c

uren

t pul

sat p

ropo

rţia

de C

O2 <

20%

, M22

se

nsib

il la

def

ecte

de

legă

tură

la ta

blel

e de

gro

sim

e m

edie

şi m

are.

Pro

porţi

e fo

arte

rid

icată

de c

ompo

nent

e ac

tive,

form

are

inte

nsă

de

zgură şi

stro

pi (m

ai p

uţin

M32

, ins

ensi

bile

la ru

gină

, ţun

der,

grăs

imi

(mai

puţ

in M

32),

M32

sen

sibi

l la

def

ecte

de

legă

tură

, do

ar M

32

adec

vat s

udăr

ii în

cur

ent p

ulsa

t.

Cea

mai

rid

icată

prop

orţie

de

com

pone

nte

activ

e, f

orm

are

inte

nsă

de z

gură

şi s

tropi

, ins

ensi

bile

la r

ugină şi

ţund

er, s

ensi

bilit

atea

cea

m

ai

scăz

ută

la

form

area

po

rilor

şi

a

defe

ctel

or

de

legă

tură

, ne

adec

vate

sudăr

ii cu

arc

spr

ay ş

i în

cure

nt p

ulsa

t.

Iner

t

Ar

Res

t

- -

O2 - 0-3

0-3 -

3-10

3-10

0-8 -

10-1

5

8-15

-

0-30

Act

ivita

tea

chim

ică

Oxi

dant

CO

2

(%)

0-5 - 0-5

5-25

- 0-5

5-25

25-5

0

-

5-50

100

rest

N

r. de

iden

tific

are

2 3 4 1 2 3 4 1 2 3 1 2

Tabe

lul 1

3. D

estin

aţia

şi c

arac

teriz

area

am

este

curil

or d

e ga

ze c

u co

mpo

nent

e ac

tive

Not

are

G

rupa

M

1 M

2 M

3 C

Page 33: Sudura speciala

Tabelul 14. Gazele de protecţie produse la S.C. LINDE Romania – SRL (Timişoara)

Ar O2 CO2 He N2 H2 Gaz de protecţie

Conform SR EN

439 (%)

Ar I 1 100 He I 2 100 CO2 C 1 100 CORGON 1 M 23 91 5 4 CORGON 2 M 24 83 13 4 CORGON 10 M 21 90 10 CORGON 15 M 21 85 15 CORGON 18 M 21 82 18 CORGON 20 M 21 80 20 CORGON 25 M 21 75 25 CORGON S 5 M 22 95 5 CORGON S 8 M 22 92 8 T.I.M.E. M 24(1) 65 8 0,5 26,5 CORGON He 30 M 21(1) 60 10 30 CRONIGON 2 M 12 97,5 2,5 CRONIGON He 50 M 12(2) 48 2 50 CRONIGON He 20 M 12(1) 78 2 20 CRONIGON He 30 S M 11(1) Rest 0,05 30 CRONIGON He 50 S M 12(2) Rest 0,05 50 CRONIGON S 1 M 13 99 1 CRONIGON S 3 M 13 97 3 VARIGON S M 13 Rest 0,03 VARIGON He 30 I 3 70 30 VARIGON He 50 I 3 50 50 VARIGON He 70 I 3 30 70 VARIGON He 30 S M 13(1) Rest 0,03 30 VARIGON H 2 R 1 98 2 VARIGON H 5 R 1 95 5 VARIGON H 6 R 1 93,5 6,5 VARIGON H 10 R 1 90 10 VARIGON H 15 R 1 85 15 VARIGON H 20 R 2 80 20 N2 F 1 100 Gaz de formare 95/5 F 2 95 5 Gaz de formare 90/10 F 2 90 10 Gaz de formare 85/15 F 2 85 15 Gaz de formare 80/20 F 2 80 20

Page 34: Sudura speciala

CO

2

• bu

• ce

a m

ai b

ună

cea

mai

redu

ridic

at

cel m

ai p

uţin

sen

sibi

l

cea

mai

ridi

cată

(creşt

e o

dată

cu

creş

tere

a pu

terii

arc

ului

)

ridic

at, v

iteză

de

răci

re s

căzu

tă,

peric

ol d

e fis

urar

e m

ic

med

ii

mai

redu

să d

ecât

la a

mes

tecu

ri

mai

îngu

stă,

sup

raînălţa

tă, c

u so

lzi

grob

i; zg

ură

mul

tă, p

uter

nic

ader

entă

;

• pr

in s

curtc

ircui

t •

inte

rmed

iar

• gl

obul

ar (a

rc lu

ng)

Ar +

CO

2

• bu

• po

ate

deve

ni c

ritică

dato

rită

curg

erii

băii

în faţa

arc

ului

cea

mai

ridi

cată

ridic

at (î

n sp

ecia

l la

ames

tecu

rile

cu 8

% O

2)

cel m

ai s

ensi

bil

cea

mai

redu

cel m

ai m

ic, v

iteza

de

răci

rem

are,

pe

ricol

de

fisur

are

bune

, res

pect

ive

scăz

ute

la

conţ

inut

uri m

ari d

e O

2 (1

2%)

cea

mai

bună

la v

iteze

de

suda

re ri

dica

te

îngu

stă şi

sup

raînălţa

tă, c

u so

lzi

fini;

• pr

in s

curtc

ircui

t •

inte

rmed

iar

• pr

in p

ulve

rizar

e •

puls

at s

iner

gic

arc

rotit

or

Gaz

ul d

e pr

otecţie

Ar +

CO

2

• bu

• m

ai s

igură

o da

tă c

u cr

eşte

rea

prop

orţie

i de

CO

2

scad

e cu

creşt

erea

pro

porţi

ei d

e C

O2

creş

te c

u cr

eşte

rea

prop

orţie

i de

CO

2

scad

e cu

creşt

erea

pro

porţi

ei d

e C

O2

creş

te c

u cr

eşte

rea

prop

orţie

i de

CO

2

creş

te c

u cr

eşte

rea

prop

orţie

i de

CO

2, vi

teza

de

răci

re m

ai s

căzu

tă,

peric

ol

de fi

sura

re m

ai re

dus

bune

, re

spec

tive

med

ii la

conţin

utur

i m

ari d

e C

O2 (

30%

)

scad

e cu

creşt

erea

pro

porţi

ei d

e C

O2

mai

lată

şi m

ai p

lană

; zgu

ră m

ai p

uţină

dar c

u „in

sule

“ mai

mar

i;

• pr

in s

curtc

ircui

t •

inte

rmed

iar

• pr

in p

ulve

rizar

e (C

O2<

20%

) •

puls

at s

iner

gic

(CO

2<20

%)

• ar

c ro

titor

Tabe

lul 1

5. E

fect

ele

prin

cipa

lelo

r gaz

e de

pro

tecţ

ie a

supr

a un

or c

arac

teris

tici l

a su

dare

C

arac

teris

tica

Păt

rund

erea

: •

poziţie

nor

mală

• po

ziţii

difi

cile

Sol

icita

rea

term

ică

a pi

stol

etul

ui

Gra

d de

oxi

dare

(c

antit

aea

de z

gură

)

Ppo

rozi

tate

a

Stro

pire

a

Apo

rtul t

erm

ic

Car

acte

ristic

i mec

anic

e şi

te

hnol

ogic

e

Um

pler

ea ro

stul

ui

Asp

ectu

l cusăt

urii

Tipu

l de

trans

fer a

l picăt

urii

Page 35: Sudura speciala

Dioxidul de carbon (CO2): gaz activ, cu efect oxidant, reacţionează cu hidrogenul; mai greu ca aerul – protecţie bună a băii topite; conductibilitate termică mare – amorsare mai dificilă, tensiune

mai mare a arcului, transport de căldură îmbunătăţit; disociază în spaţiul arcului CO2 = CO + O – prin creşterea

volumului de gaz se îmbunătăţeşte protecţia băii reducând sen-sibilitatea la formarea porilor;

componentă de bază la sudarea în amestecuri de gaze – reduce sensibilitatea la formarea porilor;

recombinarea în zona materialului 2CO + O2 = 2CO2 + Q – transfer intens de căldură, pătrundere mai lată şi mai sigură (fă-ră defecte de legătură);

tensiune de arc mai mare plus tansfer de căldură - pătrundere mare, viteze de sudare ridicate;

tensiunea creşte o dată cu creşterea conţinutului de CO2 – stro-pire mai intensă, în special la sudarea cu arc lung;

efect oxidant – formează zgură pe suprafaţa cusăturii (oxizi de Mn şi Si), intensificându-se o dată cu creşterea proporţiei de CO2;

stabilizează arcul electric.

Oxigenul (O2): gaz activ, cu efect puternic oxidant; (de 2-3 ori mai intens ca la

CO2) efect stabilizator al arcului electric; reduce tensiunea superficială a picăturii de metal şi a băii topite:

– transfer fin a picăturii, stropire extrem de redusă, suprafaţă lată şi plată;

tensiune superficială redusă – baia metalică curge rapid în faţa arcului la sudarea vertical descendentă (rezultă defecte de legătură);

gaz foarte sensibil la formarea porilor; potenţial de ionizare scăzut – tensiune redusă a arcului, aport

termic diminuat.

Hidrogenul (H2): gaz activ, cu efect reducător; potenţial de ionizare ridicat şi conductibilitate termică mare -

aport termic extrem de ridicat în metalul de bază; concentrează arcul electric – creşte densitatea energiei arcului;

Page 36: Sudura speciala

prin disociere şi recombinare - îmbunătăţeşte transferul de căl-dură al arcului către componente;

aport termic şi arc concentrat – creşterea pătrunderii sau a vite-zei de sudare;

riscul formării porilor la oţeluri nealiate în anumite condiţii; creşterea proporţiei de H2 – creşterea riscului de formare a

porilor la sudarea oţelurilor inoxidabile austenitice.

Azotul (N2): gaz reactiv – reacţionează cu metalul la temperatură ridicată,

inert la temperatură redusă; formează pori în oţeluri; determină durificarea materialului, în special la oţeluri cu gra-

nulaţie fină; stabilizează austenita, reduce proporţia de ferită.

1.3.4. Alegerea gazelor de protecţie la sudarea oţelurilor carbon

La sudarea oţelurilor carbon se utilizează în general amestecurile de gaze. Utilizarea acestora este justificată de îmbinarea proprietăţilor termo-fizice diferite, pentru obţinerea unor performanţe tehnologice supe-rioare. În acest sens la sudare se pot întâlni amestecuri de două trei sau mai multe amestecuri de gaze, după cum urmează:

♦ Argonul

Nu se recomandă utilizarea argonului în proporţie de 100% deoa-rece produce un arc electric instabil, formarea inevitabilă de pori în cusătură, aspect mai puţin plăcut a îmbinării sudate. Baia metalică este deosebit de vâscoasă ceea ce duce la pori în cusătură, crestături marginale, supraînălţare excesivă, solzi puternic conturaţi. Rezolvarea problemei se realizează prin adaosuri de elemente oxidante, O2 şi/sau CO2.

♦ Dioxidul de carbon

Are marele avantaj al obţinerii unei geometrii deosebit de favorabile a cusăturii (mai puţin supraînălţarea), al realizării unor îmbinări sudate cu porozitate extrem de redusă, respectiv a unui preţ de cost scăzut. În mod special la sudarea cu arc scurt, respectiv la puteri reduse ale arcului electric aportul termic ridicat al dioxidului de carbon permite obţinerea unor viteze de sudare superioare. Totodată la puteri reduse stropirea nu este mult mai ridicată comparativ cu sudarea în amestecuri de gaze. Inten-sitatea stropirii creşte însă semnificativ cu creşterea puterii arcului electric. Prin oxidarea intensă rezultă o cantitate mărită de zgură pe cusătură, iar

Page 37: Sudura speciala

supraînălţarea mare şi solzii grobi asigură o estetică mai puţin plăcută a cusăturii. ♦ Amestecul Ar + O2

Aceste amestecuri pot fi împărţite în două grupe: Ar + 4-5% O2. Sunt ideale la sudarea tablelor subţiri în poziţie normală

(PA sau PB). Se caracterizează prin stropire redusă şi sensibilitate mărită la formarea porilor.

Ar + 8-12% O2. Creşterea procentului de O2 reduce tendinţa de formare a porilor. Sunt recomandate la sudarea tablelor murdare şi cu ţunder de laminare.

Amestecurile Ar + O2 au de asemenea o mare capacitate de umplere a rosturilor la sudare, dar şi dezavantajul unei pătrunderi neco-respunzătoare la sudarea vertical descendentă, respectiv intensificarea formării zgurii.

♦ Amestecul Ar + CO2

Este amestecul cel mai frecvent utilizat la ora actuală la sudarea în amestecuri de gaze, distingându-se combinaţia 82% Ar + 18% CO2, (sau 80% Ar + 20% CO2). Combină avantajele CO2 pur cu stropirea redusă a amestecurilor Ar + O2. În domeniile în care stropirea şi cantitatea de zgură sunt critice (ex. industria auto) tendinţa actuală este reducerea proporţiei de CO2 din amestec ceea ce duce la reducerea proporţională a stropilor. La sudarea tablelor ruginite, cu ţunder sau murdare se recurge la creşterea proporţiei de CO2 la 10 – 25% în vederea reducerii tendinţei de formare a porilor. La sudarea tablelor pasivizate din domeniul construcţiilor navale se utilizează amestecurile cu 40% CO2, care asigură formarea unor cusături fără pori (soluţia clasică totuşi în acest domeniu este sudarea în CO2 cu sârmă plină sau tubulară. ♦ Amestecul Ar + O2 + CO2

Dezvoltarea amestecurilor cu 3 componente a urmărit obţinerea unor amestecuri care să combine stropirea redusă specifică amestecurilor Ar + O2 cu avantajele sudării în CO2, îmbinare cu porozitate redusă, viteză de sudare ridicată, pătrundere mare şi sigură. Există 2 tipuri fundamentale de amestecuri de gaze cu 3 componente.

Prima clasă dezvoltată în anii ’60, 15% CO2 + 5% O2 + 80 Ar este destinată sudării tablelor unse, ruginite şi cu ţunder de grosime mare. Tendinţa actuală este utilizarea amestecurilor cu 10-15% CO2, 3-6% O2, restul Ar.

A doua clasă conţine 3% CO2, 1-4% O2, restul Ar şi este destinată sudării tablelor curate. Se remarcă prin stropire extrem de redusă, iar

Page 38: Sudura speciala

cantitatea de zgură este mai mică decât la celelalte amestecuri de gaze cu 3 componente.

♦ Amestecul Ar + He + O2 + CO2

S-au dezvoltat pentru sudarea MAG cu rată ridicată de depunere. Cel mai cunoscut este amestecul T.I.M.E., 26,5% He + 8% CO2 + 0,5% O2 + 65% Ar. Avantajelor cunoscute ale O2 şi CO2 se adaugă avantajul He de îmbunătăţire a capacităţii de umectare a băii metalice, respectiv lăţirea cusăturii. Preţul de cost al gazului este relativ ridicat. Cele mai noi dez-voltări în domeniul sudării MAG cu rată ridicată de topire arată posibilă stabilizarea arcului rotitor în amestecuri de Ar + He + O2, iar stabilizarea arcului spray în amestecuri de Ar + He + CO2, (variantele Rapid Arc şi Rapid Melt). 1.3.5 Alegerea gazelor de protecţie la sudarea oţelurilor înalt aliate

La sudarea acestor oţeluri se urmăreşte în principal evitarea peri-colului de degradare a caracteristicilor mecanice de plasticitate, şi a rezis-tenţei la coroziune pe de o parte, respectiv îmbunătăţirea transferului picăturii de metal pe de altă parte. Dintre amestecurile de gaze cele mai utilizate se amintesc:

♦ Argonul Nu se recomandă utilizarea singulară a gazului deoarece arcul este

instabil, cu stropiri abundente, cu transfer în picături mari, baia metalică este vâscoasă cu capacitate redusă de umectare ceea ce determină pericol de pori în cusătură, supraînălţare mare, neregularităţi. Şi în acest caz intro-ducerea gazelor oxidante în amestec O2, CO2, în procent limitat, dimi-nuează dezavantajele utilizării argonului pur.

♦ Amestecul Ar + O2 (+ He)

Amestecurile clasice conţin 1-3% O2. Introducerea oxigenului produce stabilizarea arcului electric, diminuarea tensiunii superficiale a metalului topit, finisarea transferului picăturii, diminuarea stropirilor, umectarea mai bună a băii metalice, îmbunătăţirea geometriei cusăturii (scade supraînălţarea, creşte lăţimea). Ca dezavantaje se menţionează aportul termic scăzut, gradul de oxidare ridicat, sensibilitatea la formarea porilor. Aportul termic redus poate fi compensat prin adaosul de He, care îmbunătăţeşte capacitatea de umectare şi măreşte viteza de sudare.

Amestecurile cu peste 3% O2 se utilizează foarte rar datorită oxidării extrem de intense a metalului, respectiv suprafeţei cusăturii. Cantitatea de zgură formată trebuie eliminată mecanic, iar procedeele clasice de pasi-vizare nu sunt suficiente pentru curăţarea suprafeţei.

Page 39: Sudura speciala

♦ Amestecul Ar + CO2 (+ He) Gazele de protecţie cu conţinut de CO2 destinate sudării materia-lelor înalt aliate conţin între 0,05 şi 5% CO2 şi influenţează pozitiv stabilitatea arcului, porozitatea, capacitatea de umectare a băii metalice etc.. Creşterea proporţiei de CO2 duce însă la intensificarea fenomenelor de oxidare a cusăturii, respectiv la pericolul carburării materialului cu consecinţe asupra precipitării carburilor de crom respectiv scăderii rezis-tenţei la coroziune. Prin adaosuri de He este posibilă creşterea semni-ficativă a vitezei de sudare.

♦ Amestecul Ar + CO2 (+ H2)

Aceste amestecuri se utilizează rar (şi numai la sudarea oţelurilor inoxidabile austenitice), dar prezintă avantajul unei stabilităţi deosebit de ridicate a arcului electric la sudarea cu arc scurt, totodată asigură o pătrundere bună şi o viteză de sudare mărită. Creşterea puterii arcului duce la creşterea semnificativă a porozităţii îmbinării sudate.

În tabelul 16 se prezintă sintetic alegerea gazului de protecţie pen-tru sudarea diferitelor materiale metalice. Tabelul 16. Alegerea gazului de protecţie în funcţie de metalul de bază

Proce-deul

Comportarea chimică Gazul de protecţie Materialul de bază

Ar Toate materialele, mai puţin oţeluri He Aluminiu, cupru

MIG

Inertă

Ar + He(25-75%) Aluminiu, cupru Ar + O2(1-3%) Ar + CO2(2-5%)

Oţeluri inoxidabile

Ar + CO2(6-25%) Ar+CO2(2-5%)+O2(1-3%) Ar + O2 (4-9%) Ar + CO2(26-40%) Ar+CO2(5-20%)+O2(4-6%)

Oţeluri carbon şi slab aliate

Ar + O2 (9-12%) Oţeluri carbon

MAG

Oxidantă

CO2 Oţeluri carbon şi slab aliate

Page 40: Sudura speciala

1.4 Transferul de metal la sudarea MIG/MAG Transferul de metal la sudarea prin topire cu arcul electric cu

electrod fuzibil este un proces complex, guvernat de o diversitate mare de fenomene de natură electrică, electromagnetică, mecanică, chimică, termo-dinamică, etc., respectiv de intensitatea de manifestare a acestor feno-mene în anumite condiţii date de sudare. Aceste fenomene se manifestă prin dezvoltarea în arcul electric a unor forţe, a căror orientare şi mărime determină prin echilibrul realizat la un moment dat desprinderea sau menţinerea picăturii de metal topit în vârful electrodului fuzibil. Prin urmare acţiunea acestor forţe poate fi în sens favorabil desprinderii picăturii sau a împiedicării acestei desprinderi, ruperea echilibrului de forţe prin creşterea ponderii unora în detrimentul celorlalalte producând desprinderea picăturii de metal şi transferul acesteia prin coloana arcului electric în baia metalică.

Modul de transfer a picăturii de metal la sudarea prin topire cu arcul electric cu electrod fuzibil diferă foarte mult de la un procedeu de sudare la altul, iar în cadrul aceluiaşi procedeu depinde de condiţiile tehnologice concrete de sudare. Institutul Internaţional de Sudură I.I.S./I.I.W. a făcut o clasificare a formelor de transfer a picăturii de metal.

În cazul sudării în mediu de gaze protectoare cu electrod fuzi-bil MIG/MAG, modul de transfer a metalului topit cunoaşte cea mai mare varietate de forme, ceea ce determină creşterea complexităţii procesului tehnologic la sudare. Practic modul de transfer a meta-lului topit la sudarea MIG/MAG poate fi considerat un parametru tehnologic nou, specific acestui procedeu, de care trebuie să se ţină cont la elaborarea tehnologiei de sudare, prin implicaţiile tehno-logice şi nu numai pe care le are. Modul de transfer este o carac-teristică principală a procedeului de sudare MIG/MAG.

Pentru explicarea şi înţele-nează transferul de metal topit prin

coloana arcului este importantă cunoaşterea principalelor tipuri de forţe care acţionează asupra picăturii şi factorii care influenţează mărimea aces-tora. De valoarea şi ponderea acestor forţe depinde în anumite condiţii concrete de sudare modul de transfer a picăturii la sudarea MIG/MAG. În

Figura 10 - Forţele dezvoltate în arcul electric

gerea corectă a fenomenelor care guver

Page 41: Sudura speciala

cele ce urmează se prezintă şi analizează forţele din arcul electric şi feno-menele care le guvernează.

Diversitatea fenomenelor din arcul electric determină apariţia urmă-toarelor forţe care acţionează în arc şi asupra picăturii de metal topit, figura 10:

1 – forţa electromagnetică Fem (forţa pinch Fp); 2 – forţa tensiunii superficiale Fσ; 3 – forţa gravitaţională Fg; 4 – forţa de reacţie anodică Fan; 5 – Forţa jetului de plasmă Fj; 6 – forţa electrodinamică Fed;

1.4.1 Forţa electromagnetică Forţa electromagnetică Fem sau forţa pinch Fp aşa cum mai este

întâlnită în literatura de specialitate, este generată de interacţiunea liniilor de curent de acelaşi sens care parcurg un conductor electric (sârma elec-trod şi coloana arcului), interacţiune manifestată prin tendinţa de apropiere a acestora. Fenomenul este vizibil la trecerea curentului printr-un mediu fluid (lichid sau gaz), fiind descoperit întâmplător în anul 1911 în cadrul unui experiment la trecerea unui curent electric printr-o vână de mercur, când s-a observat că o dată cu creşterea curentului electric din circuit are loc o strangulare a acesteia, iar peste o valoare critică a curentului se produce chiar ruperea vânei. De aici şi denumirea de forţă „pinch” dată de autorul descoperirii.

Parcurgerea liniilor de curent prin mediul lichid aşa cum este vârful topit a sârmei electrod determină constrângerea (strangularea) mediului respectiv însoţită de formarea şi desprinderea unei picături de metal topit din vârful sârmei. Fenomenul este însoţit şi de un efect de autoascuţire a vârfului sârmei electrod cu efecte favorabile asupra stabilităţii, amorsării sau reaprinderii arcului electric. Acumularea sub influenţa forţelor de ten-siune superficială a unei noi cantităţi de metal topit în vârful sârmei elec-trod, sub influenţa arcului electric, va produce prin acelaşi efect sub acţiunea forţei „pinch” o nouă picătură de metal, ş.a.m.d. Cu cât valoarea acestei forţe este mai mare cu atât desprinderea picăturii din vârful sârmei se face mai repede, respectiv transferul metalului topit are loc în picături mai fine şi cu o frecvenţă mai mare.

Modulul forţei „pinch” depinde în principal de valoarea curentului de sudare, fiind direct proporţional cu pătratul acestuia. Pentru calculul forţei „pinch” Fp se foloseşte relaţia:

4

42

2820

pp d

rIF ⋅⋅

⋅⋅

µ [N] (1)

Page 42: Sudura speciala

sau relaţia:

2

2

420

aIFp ⋅⋅

⋅⋅=

πµ

[N] (2)

unde: Is – curentul de sudare (A); µ – permeabilitatea magnetică; r (a) – distanţa punctului de aplicaţie a forţei pinch faţă de axa picăturii (sârmei);

dp – diametrul picăturii; Pentru calculul aproximativ a forţei Fp, ilustrativ pentru sudare, se

poate folosi relaţia:

2

2S

pIF = [dyn] (3)

Fiind direct proporţională cu pătratul curentului de sudare rezultă că ponderea forţei „pinch” Fp la sudare este mare la utilizarea curenţilor de sudare de valori ridicate. Acesta este cazul sudării MIG/MAG cu transfer prin pulverizare (spray arc) şi cazul sudării MIG/MAG în curent pulsat, unde forţa „pinch” de valori ridicate favorizează transferul metalului topit în picături foarte fine, evitând pericolul scurtcircuitării băii metalice cu toate dezavantajele acestuia. Şi în cazul transferului prin scurtcircuit influenţa forţei „pinch” Fp se manifestă în faza de scurtcircuitare a arcului electric de către picătura de metal topit ca urmare a creşterii valorii curentului de scurtcircuit la valori mari, comparativ cu valoarea curentului de sudare. În acest caz forţa pinch grăbeşte ruperea punţii de metal dintre baia metalică şi vârful sârmei electrod favorizând reamorsarea arcului şi creşterea stabilităţii acestuia.

Direcţia forţei electromagnetice este normală la direcţia liniilor de curent. Prin urmare modificarea direcţiei liniilor de curent, fenomen ce are loc în baia metalică din vârful sârmei pe toată perioada de formare a picăturii, va determina la rândul ei modificarea instantanee a direcţiei forţei electromagnetice. Sub acţiunea forţei “pinch” se produce curbarea liniilor de curent în baia metalică şi prin urmare modificarea direcţiei de acţiune a forţei electromagnetice. Această modificare determină descompunerea forţei electromagnetice în două componente: o componenta radială după axa x, respectiv o componentă axială dupa axa y, cu acţiune distinctă asupra picăturii de metal.

În figura 11 se prezintă acţiunea forţei electromagnetice asupra me-talului lichid din vârful sârmei electrod în perioada formării unei picături de

Page 43: Sudura speciala

metal. Se observă două etape distincte în manifestarea forţei electro-magnetice.

Figura 11 - Acţiunea forţei electromagnetice asupra metalului lichid În prima fază, de topite a vârfului sârmei electrod şi de formare a

picăturii figura 11.a, componenta axială a forţei electromagnetice Fem y este orientată în sens contrar curentului de sudare (de jos în sus) opunându – se desprinderii picăturii. În această etapă are loc acumularea metalului topit la baza sârmei sub acţiunea conjugată a forţei tensiunilor superficiale care acţionează pe suprafaţa metalului, respectiv a componentei axiale a forţei electromagnetice. Componenta radială a forţei Fem x are o acţiune nesem-nificativă datorită cantităţii reduse de metal topit. Totuşi se observă o uşoară deformare a suprafeţei exterioare a metalului topit concretizată prin ţuguierea acestuia, pregătind etapa a doua.

În faza a doua acumularea de metal topit determină creşterea volumului picăturii şi implicit creşterea diametrului acesteia la o valoare comparabilă cu diametrul sârmei sau uşor mai mare. Forţa electromag-netică îşi schimbă direcţia ca urmare a modificării curbării liniilor de curent, figura 11.b. Componenta radială a forţei electromagnetice Femx produce prin efectul „pinch” strangularea picăturii de metal acumulat în vârful sârmei, la baza acesteia (la interfaţa sârmă – picătură) şi formarea unei punţi de metal de dimensiuni foarte reduse (de ordinul zecimilor de mm) care face ca densitatea curentului în această zonă să crească foarte mult ceea ce conduce la vaporizarea instantanee a punţii. Componenta axială a forţei Fem y de această dată, fiind orientată în sensul trecerii curentului de sudare (de sus în jos), acţionează favorabil desprinderii picăturii de metal. Are loc acumularea de metal topit şi formarea unei noi picături însoţită de reluarea fazelor prezentate mai sus.

Page 44: Sudura speciala

Din analiza relaţiei de calcul a forţei electromagnetice, (1), se obser-vă dependenţa invers proporţională dintre mărimea forţei şi diametrul conductorului fluid străbătut de curent. Aceasta produce creşterea intensităţii forţei „pinch” în zona strangulării incipiente, ceea ce echivalează cu o concentrare a acestei forţe în acel punct fix de pe suprafaţa picăturii (de fapt pe o circumferinţă). Acest fenomen produce intensificarea proce-sului de desprindere a picăturii din vârful sârmei. Ilustrarea fenomenului este prezentată în figura 12.

Figura 12 - Manifestarea acţiunii forţelor electromagnetice

asupra picăturii de metal

Acţiunea complexă a forţei electromagnetice şi ponderea acesteia la producerea mecanismului de desprindere a picăturii fac ca această forţă să fie considerată cea mai importantă forţă dezvoltată în arcul electric cu implicaţiile cele mai mari asupra modului de transfer a picăturii la sudarea prin topire cu arcul electric în general şi la sudarea MIG/MAG în special.

În concluzie forţa electromagnetică sau forţa „pinch” favorizează desprinderea picăturii de metal din vârful sârmei electrod la sudarea MIG/MAG, producând finisarea transferului picăturilor de metal şi prin urmare este de dorit să fie cât mai mare. 1.4.2 Forţa tensiunilor superficiale

Tensiunea superficială σ acţionează cu o forţă Fσ. Această forţă acţionează în toate fazele de transfer a picăturii de metal topit în baia metalică. În prima fază sub acţiunea ei are loc acumularea metalului topit şi

Page 45: Sudura speciala

formarea picăturii în vârful sârmei. Punctul de aplicaţie a forţei se află pe circumferinţa picăturii în zona de contact dintre picătură şi sârmă, acţionând ca o forţă uniform distribuită, orientată în sus. Prin urmare în această etapă forţa se opune desprinderii picăturii din vârful sârmei electrod şi este forţa principală, răspunzătoare în cel mai înalt grad de formarea picăturii de metal. În faza a doua după desprinderea picăturii din vârful sârmei, la trecerea prin coloana arcului, tensiunea superficială acţio-nează pe suprafaţa picăturii menţinând forma sferică a acesteia. În faza a treia în momentul atingerii băii metalice de pe suprafaţa piesei, sub acţiunea tensiunii superficiale din zona de contact dintre picătură şi baie, are loc atragerea (absorbţia) picăturii în baie. Valoarea forţei în primă fază este cu atât mai mare cu cât suprafaţa incipientă de contact dintre picătură şi baie este mai mare. Valoarea ei creşte continuu pe măsură ce suprafaţa de contact se extinde până la absorbţia totală a picăturii în baia metalică. În această etapă acţiunea tensiunii superficiale este favorabilă facilitând trece-rea picăturii în baie.

În cazul transferului prin scurtcircuit forţa dată de tensiunea superficială Fσ, este considerată forţa principală care determină transferul picăturii de metal topit în baia metalică. Cu toate acestea datorită importanţei ei la formarea picăturii în vârful sârmei şi acţiunii pe care o are în această fază forţa dată de tensiunea superficială este percepută în general la sudare ca fiind o forţa care se opune desprinderii picăturii.

Tensiunea superficială (σ) este în principal o caracteristică de material. Cunoaşterea ordinului de mărime a acesteia permite înţelegerea mai bună a fenomenelor de transfer la sudarea acestor materiale. Valoarile tensiunii superficiale pentru cele mai importante materiale metalice utilizate la sudare sunt: σ = 1,2 N/m pentru oţel carbon nealiat sau slab aliat; σ = 0,9 N/m pentru cupru; σ = 0,6 N/m la aluminiu; σ = 1,7 – 1,9 N/m pentru oţel înalt aliat inoxidabil.

Tensiunea superficială este puternic influenţată de starea suprafeţei picăturii, respectiv a băii metalice. Suprafeţele oxidate se caracterizeză prin tensiuni superficiale mult mai reduse. De exemplu în cazul oxizilor de siliciu tensiunea superficială are valoarea σ = 0,2 – 0,26 N/m. Reducerea tensiunilor superficiale determină desprinderea mai uşoară a picăturii din vârful sârmei şi prin urmare o picătură mai mică, respectiv un transfer mai fin. În consecinţă utilizarea gazelor de protecţie cu caracter oxidant con-duce la finisarea picăturilor de metal formate în vârful sârmei. De exemplu la sudarea oţelurilor inoxidabile adăugarea unei cantităţi de 1…3 % O2 sau 2…5 % CO2, gaze cu caracter oxidant, duce la îmbunătăţirea transferului de metal, creşterea stabilităţii arcului şi reducerea stropirilor. De exemplu la sudarea oţelurilor inoxidabile, caracterizate prin tensiunea superficială cea mai ridicată, adăugarea în argon a unei cantităţi de 1…3 % O2 sau 2…4 %

Page 46: Sudura speciala

CO2, gaze cu pronunţat caracter oxidant, duce la îmbunătăţirea transferului de metal prin finisarea picăturilor, creşte stabilitatea arcului şi reduce stropirile. Aceasta este raţiunea folosirii amestecurilor de gaze, argon plus oxigen, respectiv argon plus dioxid de carbon la sudarea oţelurilor inoxidabile. Ponderea gazelor de protecţie cu caracter oxidant în argon trebuie însă menţinută la nivelul de mai sus pentru evitarea degradării caracteristicilor mecanice şi de plasticitate a acestor oţeluri prin oxidare, respectiv prin îmbogăţirea cu carbon şi pericolul formării carburilor de crom dure şi fragile sau a apariţiei coroziunii intercristaline.

Pentru calculul forţei date de tensiunile superficiale Fσ se foloseşte următoarea relaţie:

gmF h ⋅=σ (4) unde:

• mh – masa maximă a picăturii ce se poate forma la vârful sârmei electrod, înainte de desprinderea acesteia;

• g – acceleraţia gravitaţională. Masa mh este însă foarte greu de determinat. Se poate măsura însă

mult mai uşor masa mp – masa picăturii desprinse din vârful sârmei electrod. Între cele două mase mh şi mp există o relaţie empirică, şi anume raportul mp / mh, care poate fi definit ca o funcţie între raza sârmei electrod r şi constanta de capilaritate a materialului a:

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛=arf

mm

h

p cu g

a⋅⋅

σ2 (5)

şi deci:

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

⋅=

arf

gmF p

σ (6)

Pentru 0,1≤

ar funcţia are expresia:

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛⋅−=⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛

ar

arf 4,01 (7)

În cazul picăturilor mari forţa dată de tensiunea superficială are expresia:

Page 47: Sudura speciala

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛⋅⋅⋅⋅=arfrF σπσ 2 (8)

unde: • σ – tensiunea superficială a metalului lichid al picăturii; • r – raza sârmei electrod; • f – funcţie complexă ce depinde de raportul (r/a); • a – constanta de capilaritate a materialului lichid.

dacă: ( ) rarf

ar

⋅−=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛⇒ 5,2115,0< (9)

dacă: ( ) rarf

cr

⋅−=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛⇒≤ 56,015,0 < (10)

Alături de forţa electromagnetică, forţa datorită tensiunilor superfi-ciale este considerară o forţă foarte importantă în mecanismul de transfer al picăturii de metal topit la sudarea MIG/MAG.

Importanţa acestei forţe asupra mecanismului de transfer a picăturii de metal se poate observa şi din apariţia recentă a unui nou mod de transfer bazat exclusiv pe acţiunea tensiunilor superficiale, care–i poartă numele şi anume transferul prin tensiune superficială sau S.T.T. (Surface Tension Transfer), care va fi prezentat într-un subcapitol ulterior. 1.4.3 Forţa gravitaţională Forţa gravitaţională (Fg) acţionează în general ca o forţă care favorizează desprinderea picăturii, cu excepţia sudării în poziţii dificile (peste cap). Valoarea ei este determinată în principal de mărimea picăturii conform relaţiei: gmG p ⋅= (11) unde:

• mp - masa picăturii; • g - acceleraţia gravitaţională.

Este forţa predominantă la sudarea cu arc lung când picăturile sunt mari, respectiv la sudarea cu arc intermediar. Cu cât masa picăturii este mai mare cu atât valoarea forţei gravitaţionale este mai ridicată. Desprin-derea picăturii din vârful sârmei are loc când volumul acesteia este suficient de mare pentru ca forţa gravitaţională să învingă acţiunea forţelor care se opun desprinderii ei, forţa de reacţie anodică şi forţa datorită tensiunii

Page 48: Sudura speciala

superficiale. Transferul gravitaţional, specific sudării cu puteri mari ale arcului electric în mediu de dioxid de carbon, este legat de numele acestei forţe datorită rolului ei important la producerea transferului de metal. 1.4.4 Forţa de reacţie anodică

Forţa de reacţie anodică (Fan) este generată de presiunea vaporilor de metal care se degajă ca urmare a temperaturii locale ridicate care apare pe suprafaţa picăturii (în pata anodică) datorită concentrării arcului electric pe o zonă foarte mică aşa cum este extinderea petei anodice, 10-8 – 10-6 m. În plus este îndeobşte cunoscut că datorită neconsumării de energie pentru emisia de particole (electroni), temperatura petei anodice este superioară temperaturii petei catodice Tan = Tk + (400 – 600)°C.

Intensitatea forţei de reacţie anodică depinde în principal de gazul de protecţie utilizat la sudare şi apoi de intensitatea curentului electric. Influenţa gazului de protecţie este determinată de conductibilitatea termică a gazului, care diferă mult de la un gaz la altul (vezi scap. 1.3.2). Pentru analiza fenomenului vom lua în considerare gazele cele mai utilizate la sudarea MIG/MAG şi anume argonul şi dioxidul de carbon.

Conductibilitatea termică mică (cea mai mică) a argonului determină un gradient de temperatură redus în coloana arcului. Aceasta face ca miezul coloanei arcului, cel care conduce curentul electric (în care sunt concentrate liniile de curent), să se extindă pe o zonă relativ mare în secţiunea coloanei arcului. Practic arcul electric cuprinde (îmbrăţişează) vârful sârmei, figura 13. Densitatea redusă a liniilor de curent din miezul coloanei arcului determină o anumită valoare a temperaturii în această zonă, constantă însă într-o secţiune relativ mare. Temperatura picăturii metalice în zona petei anodice va atinge o temperatură ridicată 2800 – 3000°C, dar sub temperatura de fierbere a fierului, ≈ 3200°C. Totuşi mici vaporizări pe suprafaţa picăturii este posibil să apară.

Conductibilitatea termică mai ridicată a dioxidului de carbon decât a argonului de-termină un gradient de tem-peratură mult mai mare în coloana arcului. Prin urmare miezul coloanei arcului în acest caz va fi la rândul lui foarte redus. Practic arcul elec-tric este concentrat punctiform pe suprafaţa picăturii ce se formează în vârful sârmei,

figura 13. Creşterea densităţii curentului în miezul coloanei arcului

Figura 13 - Mecanismul generării forţei de reacţie anodică

Page 49: Sudura speciala

determină creşterea temperaturii în axa coloanei arcului la valori superioare arcului în argon. Această concentrare aproape punctiformă a unei temperaturi ridicate pe suprafaţa picăturii în pata anodică determină depăşirea temperaturii locale de fierbere a fierului. Vaporizarea intensă a metalului topit din această zonă generează un jet de vapori care va produce o forţă de reacţie (conform principiului oricărui jet) care va împinge picătura în sus opunându-se desprinderii ei sub acţiunea celorlalte forţe favorabile din arc. Direcţia jetului de vapori produce dezaxarea picăturii din axa coloanei arcului ceea ce conduce la formarea picăturii lateral faţa de această axă. În aceste condiţii volumul picăturii creşte foarte mult, rezultând nişte picături mari de formă globulară, iar nivelul stropirilor din arc este ridicat. Totodată creşterea curentului de sudare în aceste condiţii determină amplificarea forţei şi prin urmare creşterea volumului picăturii.

În concluzie forţa de reacţie anodică se manifestă foarte puternic în cazul sudării în dioxid de carbon 100%, sau în amestecuri bogate în CO2, şi are o intensitate foarte redusă în cazul sudării în argon sau amestecuri de gaze bogate în argon, cu mai mult de 80% procente de argon în amestec. Este forţa direct răspunzătoare de imposibilitatea sudării cu transfer prin pulverizare sau în curent pulsat în cazul folosirii dioxidului de carbon 100%, sau a amestecurilor de gaze bogate în dioxid de carbon ca şi gaze de protecţie. Este forţa care se opune desprinderii picăturii din vârful sârmei, favorizând formarea picăturilor mari, nedorite la sudare. Acest lucru este unul din motivele pentru care în ultimul timp s-a renunţat aproape total la sudarea în CO2, în special la puteri ridicate ale arcului electric (curenţi de sudare mari).

Cu alte cuvinte forţa de reacţie anodică este specifică sudării MAG în dioxid de carbon, sau a amestecurilor bogate în dioxid de carbon (peste 20% CO2), acţionând în sens contrar desprinderii picăturii din vârful sârmei, favorizând creşterea volumului acesteia. Are o pondere importantă în cazul transferului cu arc lung, sau transferului globular. 1.4.5 Forţa electrodinamică

Forţa electrodinamică Fed apare ca efect conjugat a două acţiuni. Punctul de aplicaţie a forţei se găseşte pe interfaţa picătură – sârmă în axa sârmei electrod. În prima fază acţiunea de strangulare a picăturii sub efectul forţelor „pinch” determină o reducere puternică a suprafeţei de contact dintre sârmă şi picătură cu formarea unei punţi de metal foarte înguste cu un diametru de ordinul zecimilor de mm. Această punte de metal determină creşterea puternică a densităţii de curent în această zona ceea ce conduce la creşterea importantă a temperaturii până la temperatura de vaporizare a metalului. Vaporizarea instantanee a punţii de metal deter-mină aparţia unei forţe reactive ca efect al jetului de vapori generat în acel

Page 50: Sudura speciala

spaţiu foarte îngust. De această dată forţa reactivă este orientată în sens favorabil spre deosebire de forţa de reacţie anodică şi sub acţiunea ei picătura este plonjată prin coloana arcului spre baia metalică.

Forţa electrodinamică are o pondere importantă în cazul transferului prin pulverizare (curenţi mari de sudare), transferului în curent pulsat în perioada timpului de puls şi în cazul transferului prin scurtcircuit cînd apariţia curentului de scurtcircuit determină creşterea importantă a forţelor pinch, respectiv creşterea densităţii de curent din zona punţii de metal topit la vîrful sîrmei.

Această forţă poate fi amplificată în unele cazuri (sîrme de sudare cu mult carbon) de efectul acumulării în zona punţii a unor pungi de gaze (oxid de carbon) care prin dilatare sub efectul căldurii produc „microex-plozii“ mărind forţa de împingere a picăturii înspre baie, respectiv frag-mentează picătura în picături foarte fine, aşa numitul transfer prin explozie.

Prin urmare forţa electrodinamică este favorabilă desprinderii pică-turii din vârful sârmei, respectiv este forţa care asigură transferul picăturii la sudarea în poziţii dificile, sudarea peste cap, sudarea verticală, etc., învingând efectul gravitaţiei care acţionează asupra picăturii.

1.4.6 Forţa jetului de plasmă

Forţa jetului de plasmă Fj este determinată de curgerea cu viteză foarte mare a plasmei generate în coloana arcului ca urmare a tempe-

raturilor foarte mari atinse în miezul coloanei. Acţiunea jetu-lui de plasmă asupra picăturii poate fi comparată cu acţiunea unei vâne de fluid (lichid sau gaz), care se deplasează printr-o conductă, asupra unui corp de formă sferică, aşa cum se consideră că este picătura de metal aflată în interiorul ei. Viteza jetului de plasmă poate atinge valori de peste 100 m/s în axa coloanei arcului şi de aproximativ 20 m/s la o dis-tanţă de 3 mm faţa de axă.

Repartiţia radială a vitezei de curgere a plasmei prin coloana arcului este prezentată în figura 14.

Figura 14 - Repartiţia vitezei jetului de plasmă în coloana arcului electric

Page 51: Sudura speciala

Forţa care acţionează asupra picăturii de metal desprinse din vârful sârmei electrod şi aflată în jetul de plasmă deplasat cu o viteză foarte mare se poate calcula cu relaţia:

2p

2dp

2j CRρv

2πF ⋅⋅⋅⋅= (12)

unde: v – viteza de curgere a jetului de plasmă; ρp – densitatea jetului de plasmă; Rd – raza picăturii; Cp– coeficient de curgere a jetului de plasmă, invers proporţional cu

numărul Reynolds (Re):

υvRd ⋅

=Re (13)

unde: ν - vâscozitatea jetului de plasmă.

Coeficientul de curgere a jetului de plasmă Cp se deter-mină din grafice specializate în funcţie de numărul Reynolds, figura 15.

Figura15 - Determinarea coeficientului decurgere a jetului de plasmă

Această forţă determină accelerarea picăturii prin coloana arcului la valori foarte mari în funcţie de curentul de sudare (densitatea curentului).

În tabelul 17 sunt prezen-tate valorile acceleraţiei picăturii de metal determinată de acţiu-nea jetului de plasmă în funcţie de curentul prin arc, la care se adaugă şi acceleraţia gravita-ţională.

Această accelerare puternică a picăturii poate avea efecte nefa-vorabile prin stropirile pe care le poate produce la plonjarea picăturii în baie, respectiv prin defectele produse în îmbinarea sudată (crestături mar-ginale). Din acest motiv valoarea curentului de sudare nu poate fi crescută oricât de mult.

Page 52: Sudura speciala

Tabelul 17. Acceleraţia picăturii de metal în jetul de plasmă

Is(A)

Rd(mm)

vef(m/s)

Re Cp a (m/s2)

a+g (m/s2)

60 2,35 7,5 5,2 6,66 0,54 10,35 100 2,12 21 13,1 3,25 2,33 12,14 150 1,53 47,5 21,4 2,18 11,12 20,93 200 1,06 85 26,6 1,98 46,6 56,4 220 0,9 103 27,3 2,01 81,7 91,5

1.5 Tipurile de transfer al picăturii de metal topit la sudarea MIG/MAG

Diversitatea modurilor de transfer a materialului de adaos constituie o caracteristică specifică sudării în mediu de gaze protectoare cu electrod fuzibil MIG/MAG. Tabelul 18 Tipuri de transfer a picăturii de metal la sudarea MIG/MAG

Tipul arcului electric Mărimea picăturii

Aspectul transferului Modul de transfer

Arc scurt MAG-M

MAG-CO2

fină

prin scurtcircuit

Arc intermediar (de tranziţie)

MAG-M MAG-CO2

fină până la grobă

globular cu

scurtcircuitări aleatoare

Arc spray MAG-M

foarte fină

prin pulverizare, fără

scurtcircuitări

Arc lung

MAG-CO2

grobă

globular cu scurtcircuitări

Arc pulsat (sinergic) MAG-M

fină

fără

scurtcircuitări (o picătură/puls)

Page 53: Sudura speciala

Tipul de transfer al picăturii de metal topit din vârful sârmei electrod este influenţat în principal de doi factori de bază şi anume gazul de protecţie, respectiv valoarea curentului de sudare. Transferul picăturii prin coloana arcului este guvernat de echilibrul forţelor care acţionează în condiţiile date de sudare asupra acesteia. Prin urmare modul de transfer al picăturii va fi determinat de forţa care acţionează asupra picăturii cu ponderea cea mai mare. Aşa cum s–a văzut în scap. 1.4 există o strânsă legătură între forţele care acţionează în arcul electric şi cei doi factori de influenţă de mai sus.

Principalele moduri de transfer a picăturii, respectiv tipurile de arce întâlnite la sudarea MIG/MAG sunt prezentate sintetic în tabelul 18.

Figura 16 - Domeniile tipurilor de transfer la sudarea MIG/MAG

În figura 16 se prezintă zonele specifice tipurilor de transer în funcţie de parametrii tehnologici principali de sudare curent de sudare (viteza de avans a sârmei) – tensiunea arcului, pentru toate modurile de transfer întâlnite la sudarea MIG/MAG.

Figura 17 - Influenţa curentului de sudare şi a gazelor de protecţie

asupra zonelor de transfer

Page 54: Sudura speciala

În figura 17 se prezintă repartiţia principalelor tipuri de transfer în funcţie de curentul de sudare, respectiv influenţa curentului de sudare şi a gazelor de protecţie asupra modificării graniţelor zonelor de transfer, respectiv asupra frecvenţei scurtcircuitelor sau a picăturilor de metal transferate prin arc.

1.5.1 Transferul prin scurtcircuit, cu arc scurt sau „short arc – sha“ se caracterizează prin scurtcircuitarea arcului electric de către picătura de metal topit formată în vîrful sîrmei electrod cu o anumită frecvenţă. Modul de desfăşurare a procesului de transfer în strânsă corelaţie cu modul de variaţie a parametrilor tehnologici principali de sudare – curentul de sudare Is respectiv tensiunea arcului Ua – este prezentat în figura 18.

Sub acţiunea căldurii arcului electric amorsat între sârma elec-trod şi piesă are loc topirea vîrfului sîrmei, respectiv topirea locală a piesei, (faza 1).Sub acţinea ten-siunilor superficiale metalul topit se acumulează în vârful sârmei, (faza 2). Acumularea metalului topit de-termină creşterea dimensiunii pică-turii la valori dp > de (faza 3). Datorită lungimii reduse a arcului electric la un moment dat picătura atinge piesa formând o punte de metal topit care scurtcircuitează arcul (faza 4). Are loc creşterea curentului la valoarea curentului de scurtcircuit ceea ce determină creş-terea puternică a forţelor „pinch”

sub acţiunea cărora se produce gâtuirea (strangularea) punţii metalice la valori de ordinul zecimilor de milimetru (faza 5). Strangularea punţii deter-mină creşterea densităţii de curent producând o încălzire puternică a me-talului prin efect Joule-Lenz, până la temperatura de vaporizare a metalului. Are loc ruperea punţii metalice şi sub acţiunea presiunii vaporilor de metal picătura rezultată este împinsă (plonjează) în baia de metal. La atingerea băii, sub acţiunea tensiunilor superficiale de la suprafaţa acesteia picătura este atrasă în baia metalică. Are loc reaprinderea arcului electric care creează premisele formării unei noi picături şi procesul de transfer se reia, (faza 6).

Figura 18 - Etapele transferului prin scurtcircuit

Page 55: Sudura speciala

Frecvenţa scurtcircuitelor depinde de gazul de protecţie, tensiunea arcului electric (lungimea arcului), valoarea curentului de sudare, materialul sârmei, diametrul sârmei electrod, etc., variind într-un domeniu foarte larg de valori de la 70 la 200 Hz (scurtcircuitări pe secundă).

În figura 19 se prezintă corelaţia dintre parametrii tehnologici principali de sudare, curent – tensiune şi frecvenţa de scurtcircuit a arcului electric, respectiv frecvenţa picăturilor la sudarea în CO2, folosind o sârmă SG2 cu diametrul de 0,8 mm.

Caracterizarea transferului prin scurtcircuit: specific puterilor reduse ale

arcului electric (curenţi de sudare mici, tensiuni de arc coborâte (lungimi mici de arc) – arc scurt;

Is < Is cr sha

productivitate scăzută: pute-rea mică a arcului determină puterea de topire redusă; rezultă: rată de depunere mică, viteză de sudare re-dusă, pătrundere mică;

energie liniară relativ mică: introduce tensiuni şi defor-maţii mici la sudare ;

forţele dominante din arc: forţa de tensiune superficială, forţa „pinch” şi forţa electrodinamică;

Figura 19 - Influenţa parametrilor de sudare asupra frecvenţei de scurtcircuit

transferul picăturii nu este condiţionat de gazul de protecţie utilizat; transferul picăturii nu este condiţionat de polaritatea curentului; pierderi (mari) de material prin stropi, inerente acestui tip de transfer,

care pot ajunge la un procent de 4 – 6 %; căi de reducere a stropirilor: utilizarea amestecurilor de gaze bogate în

argon, reducerea tensiunii arcului, introducerea unei inductanţe reglabile în circuitul de sudare;

utilizare: sudarea tablelor subţiri (s<5 mm); sudarea stratului de rădăcină; sudarea în poziţii dificile (verticală , peste cap);

Page 56: Sudura speciala

Stabilitatea maximă a procesului de transfer prin scurtcircuit, carac-terizată prin reducerea stropirilor, se realizează cînd frecvenţa de scurt-circuit este maximă, ceea ce echivalează cu mărimea (masa) minimă a picăturilor. Aceasta presupune o corelaţie precisă între curentul de sudare (viteza de avans a sârmei), tensiunea arcului şi viteza de sudare, pentru anumite condiţii date de sudare (gazul de protecţie, sîrma electrod, lungime capătului liber al sîrmei, etc.). Asigurarea stabilităţii maxime trebuie discu-tată în strânsă corelaţie cu o noţiune relativ nouă întâlnită în literaturaa de specialitate şi anume frecvenţa de oscilaţie proprie a băii metalice. S-a demonstrat experimental (prin filmări rapide) că stabilitatea maximă a procesului de transfer prin scurtcircuit este asigurată la stabilirea egalităţii dintre frecvenţa de scurtcircuit fsc si frecvenţa de oscilaţie a băii de metal fo. Frecvenţa de oscilaţie fo depinde de proprietăţile fizice ale metalului lichid, în speţă de tensiunea superficiala σ şi de densitatea ρ. Pentru cal-culul lui fo se foloseşte relaţia empirică:

2-3

2/1 D )( 5,84 ρσ

=of (15)

unde: D – lăţimea băii de metal ; În figura 20 se prezintă

corelaţia dintre frecvenţa măsurării scurtcircuitelor picăturilor de metal (prin filmări rapide) şi frecvenţa calculată a oscilaţiilor băii (con-form relaţiei de mai sus), pentru condiţia de stabilitate maximă a procesului: fs = fo.

Aceasta permite purtarea unei discuţii foarte interesante pri-vind stabilitatea fenomenului de transfer prin scurtcircuit.

Dacă frecvenţa de scurt-circuit optimă fs este mai mică de-cât frecvenţa de oscilaţie a băii fo,

baia va atinge picătura ce se formează la capătul sârmei electrod de mai multe ori scurtcircuitând aleator arcul până la stabilirea contactului de scurtcircuit real care produce desprinderea picăturii sub acţiunea tensiunilor superficiale de la nivelul băii metalice. Aceste scurtcircuite incipiente determină la rândul lor variaţii instantanee ale curentului de sudare şi tensiunii arcului cu consecinţe asupra stabilităţii arcului electric respectiv

Figura 20 - Corelaţia dintre frecvenţa măsurată şi frecvenţa calculată a

scurtcircuitelor

Page 57: Sudura speciala

asupra stropirilor. Aceste scurtcircuite aleatoare, de durată foarte redusă, determină în punctul de contact dintre picătură şi baia metalică apariţia unei densităţi mari de curent care produce vaporizarea locală a metalului topit însoţită de apariţia unor împroşcări fine de metal, spre grobe din baie, care la o privire atentă pot fi observate şi cu ochiul liber de către operator. Tot-odată dimensiunea picăturilor poate creşte foarte mult până la realizarea contactului adevărat, mărind nivelul stropirilor la sudare.

Dacă frecvenţa optimă de scurtcircuit fs este mai mare decât frec-venţa de oscilaţie a băii fo, scurtcircuitarea aleatoare a arcului electric face dificilă acumularea metalului topit sub formă de picătură în vârful sârmei. Şi în acest caz contactul punctiform instantaneu realizat va determina creş-terea densităţii de curent, încălzirea şi vaporizarea locală a materialului însoţită, de această dată, de stropiri foarte fine din vârful sârmei. Aceste stropiri împiedică acumularea metalului topit la vârful sârmei sau oricum o face foarte dificilă. Şi acest mod de stropire poate fi observat de către ope-ratorul sudor, dar el deranjează mai puţin şi de multe ori sunt neglijate datorită stropilor foarte fini.

La limită, dacă tensiunea arcului este prea mică, ceea ce este echivalent cu o lungime a arcului foarte redusă, se poate ajunge în situaţia ca picătura să nu se poată forma la vârful sârmei ceea ce face ca sârma să intre în baia de metal şi chiar să atingă fundul băii (piesa) ceea ce deter-mină scurtcircuitarea puternică a arcului (rezistivitatea electrică a metalului topit este de peste cinci ori mai mare decât a materialului solid) rezultând un curent de scurtcircuit foarte mare. Are loc încălzirea rapidă a capătului liber al sârmei prin efect Joule – Lenz conducând la topirea explozivă a sârmei însoţită de împroşcări masive de metal topit din baia metalică. Instabilitatea arcului este atât de mare încât devine imposibilă desfăşurarea procesului de sudare.

Scurtcircuitele aleatoare din cele două cazuri prezentate mai sus pot fi puse în evidenţă prin filmări rapide ale arcului electric (peste 5000 de clişee pe secundă) sau mult mai uşor şi mai ieftin prin oscilografierea arcului, care permite evidenţierea în timp real a acestor scurtcircuite, şi chiar optimizarea tehnologiei de sudare prin modificarea parametrilor tehnologici de sudare, de obicei a vitezei de sudare, până la obţinerea transferului optim prin scurtcircuit cu stropirile cele mai mici. Dificil de realizat la sudarea manuală, această alternativă este foarte accesibilă la sudarea mecanizată MIG/MAG.

Prin urmare domeniul de stabilitate optimă a transferului prin scurt-circuit este limitat pe de o parte de transferul în picături mari care are loc la combinaţii de tensiuni de arc mari şi curenţi de sudare (viteze de avans a sârmei electrod) mici, iar pe de altă parte de transferul în picături foarte fine obţinut la combinaţii de tensiuni de arc mici şi curenţi de sudare (viteze de

Page 58: Sudura speciala

avans a sârmei) mari care fac dificilă formarea picăturii în vârful sârmei, cu pericolul pătrunderii sârmei în baia metalică fără topirea vârfului acesteia şi producând instabilităţi foarte mari ale arcului, respectiv stropiri foarte intense, la limită cu imposibilitatea desfăşurării procesului de sudare, prin lovirea fundului băii.

Prin urmare desfăşurarea unui proces de transfer optim presupune stabilirea unei realaţii optime între cei doi parametri principali de sudare curent – tensiune. Aceasta trebuie făcută în strânsă corelaţie cu opti-mizarea condiţiei de stabilitate optimă a transferului prin scurtcircuit definită de condiţia fs = fo, prin optimizarea vitezei de sudare.

Un rol important în asigurarea stabilităţii arcului electric, respectiv pentru reducerea stropirilor în cazul transferului prin scurtcircuit, îl are inductivitatea circuitului de sudare care determină viteza optimă de creştere a curentului de scurtcircuit, respectiv valoarea maximă a acestui curent, astfel încât picătura de metal să se transfere repede pentru reamorsarea rapidă a arcului electric.

Se defineşte constanta de timp a circuitului de sudare ca raportul între inductanţa L (henry) si rezistenţa R (ohmi) a circuitului: T=L/R.

Dacă constanta de timp, respectiv inductivitatea circuitului au valoa-re ridicată are loc o creştere prea lentă şi la o valoare prea mică a curentului de scurtcircuit ceea ce determină prelungirea exagerată a tim-pului de scurtcircuit şi scurtarea timpului de ardere a arcului conducând la pericolul netopirii sârmei electrod şi a intrării acesteia in baia metalică, avind ca rezultat o instabilitate nepermisa a arcului cu stropiri foarte mari din baie. O inductivitate de valoare prea mare îngreuneză şi măreşte de asemenea durata procesului de amorsare a arcului electric, aspect deosebit de important în cazul sudării mecanizate MIG/MAG caracterizată prin viteze de sudare mari, ceea ce poate produce defecte în la începutul îmbinării sudate.

O inductivitate prea mică determină o creştere rapidă şi la un curent de scurtcircuit foarte mare ceea ce conduce la vaporizarea puternică a punţii de metal însoţită de plonjarea cu viteză foarte mare a picăturii în baia de sudură, producând împroşcări de metal topit din baie, respectiv stropiri mari.

În figura 21 se prezintă influenţa inductivităţii asupra dinamicii cu-rentului de scurtcircuit, respectiv asupra transferului picăturii.

În tabelul 19 se prezintă comparativ efectul celor două inductivităţi la sudarea cu transfer prin scurtcircuit (vezi figura 21).

Page 59: Sudura speciala

Figura 21 - Influenţa inductivităţii asupra transferului picăturii

Tabelul 19. Efectul inductivităţii asupra procesului de transfer al picăturii

Inductivitate mijlocie (potrivită) Mărimea de comparaţie Inductivitate mare

(nepotrivită) mare Mărimea picăturii mică mai lentă Reaprinderea arcului mai rapidă mai lentă (prea lentă) Desprinderea picăturii mai rapidă mai puţine Stropirile mai multe mai fini Mărimea solzilor cusăturii mai grosolani mai mică Frecvenţa scurtcircuitelor mai mare mai mică Presiunea exercitată asupra băii mai mare

Rezultă din cele prezentate că este necesară posibilitatea reglării

inductivităţii în funcţie de condiţiile concrete de sudare (material de bază, gazul de protecţie, diametrul sârmei, lungimea capătului liber, etc.. De exemplu la sudarea în dioxid de carbon este necesară o inductivitate mai mică decât la sudarea în argon sau amestecuri de gaze bogate în argon, la sudarea cu sârme subţiri (0,8 - 1,0 mm) trebuie o inductivitate mai mică decât la sudarea cu sârme groase (1,2 - 1,6 mm), capătul liber mare impune o inductivitate mare şi aşa mai departe.

În acest sens sursele de sudare clasice sunt prevăzute cu o induc-tanţă înseriată în circuitul de sudare care permite reglarea în trepte (în două sau trei trepte), prin scoaterea pe panoul frontal a două sau trei borne pentru cuplarea cablului de masă, şi/sau reglarea continuă a inductivităţii în funcţie de condiţiile concrete de sudare, pentru obţinerea unui transfer op-tim, respectiv pentru reducerea stropirilor.

În cazul surselor moderne de sudare MIG/MAG cu invertor în in-stalaţia de sudare (circuitul de sudare) nu mai există o inductanţă fizică (reală). În acest caz viteza de creştere a curentului de scurtcircuit şi nivelul

Page 60: Sudura speciala

acestuia se obţine prin modelarea cu ajutorul unui microprocesor care pe baza datelor de intrare specifice procesului de sudare (material sârmă, diametrul sârmei, gazul de protecţie), introduse de la o consolă comandă sursa de sudare pentru o reglare optim optimorum a celor doi parametri. În acest caz se poate vorbi de o inductanţă fictivă a sursei de sudare care permite reglarea continuă, precisă şi în timpi reali (în procente cuprinse între 0 şi 100%) a inductivităţii. Se definesc astfel funcţii noi la sudarea MIG/MAG folosind surse cu invertor şi anume DINAMICA ARCULUI (ARC FORCE) pentru reglarea inductivităţii (a vitezei de creştere a curentului de scurtcircuit), respectiv REG. TYPE pentru pentru modificarea pantei caracteristici externe a sursei de sudare (modificarea nivelului curentului de scurtcircuit). Pentru uşurarea muncii operatorului şi obţinerea unor condiţii de transfer bune programul microprocesorului defineşte implicit o valoare optimă a inductivităţii în funcţie de datele de intrare introduse de la consolă, dar permite şi modificarea manuală a acesteia prin ieşirea din program dacă condiţiile de sudare concrete o cer (impun). Astfel inductivitatea devine un parametru tehnologic nou, important la sudarea MIG/MAG (dar nu numai) de care trebuie ţinut seamă la elaborarea tehnologiei de sudare în cazul sudării cu transfer prin scurtcircuit.

Sursele cu invertor permit de asemenea mode-larea şi a vitezei de scădere a curentului de scurtcircuit ceea ce la sursele clasice nu este posibilă, aceasta fiind o constantă a sursei dată de inerţia electromagnetică a acesteia. O viteză mai mare de scădere a curentului de scurtcircuit determină o îm-bunătăţire a transferului prin

scurtcircuit şi a stabilităţii arcului, ca efect a reducerii oscilaţiilor băii metalice ca rezultat a diminuării presiunii dinamice exercitate de arcul electric. Sunt create astfel premisele unei bune formări a picăturii în vârful sârmei, diminuându-se scurtcircuitele incipiente şi implicit stropirile. În plus se diminuează şi zgomotul arcului electric. Alura curbelor de variaţie a curentului de scurtcircuit pe panta coborâtoare pentru cele două tipuri de surse este prezentată în figura 22, cu linie continuă pentru o sursă clasică respectiv cu linie întreruptă pentru pentru o sursă cu invertor.

Figura 22 - Alura curbelor de variaţie a curentului de scurtcircuit

Realizarea acestei performanţe de modificare infinită a inductivităţii in funcţie de cerinţele tehnologice a fost posibilă în primul rând datorită vitezei foarte mari de răspuns a invertoarelor (de ordinul microsecundelor),

Page 61: Sudura speciala

a dezvoltării electronicii de putere şi a folosirii microprocesoarelor în con-strucţia surselor moderne de sudare. În cazul surselor de sudare clasice

acest lucru era imposibil în pri-mul rând datorită inerţiei electro-magnetice a sursei. Aspectul transferului picăturii la sudarea cu transfer prin scurt-circuit, obţinut prin filmarea rapi-dă a procesului de sudare, este prezentat în figura 23. Figura 23 - Aspectul transferului picăturii prin scurtcircuit

1.5.2 Transferul prin pulverizare sau „spray arc“ se caracterizează prin trecerea metalului topit din vârful sârmei electrod spre baia metalică sub forma unui jet de picături foarte fine, „spray“, fără scurtcircuitarea arcului electric. Transferul picăturilor poate fi asemuit cu un „şirag de mărgele“ care leagă vârful sârmei de baia de sudură, fără atingerea picăturilor. Dimensiunea picăturilor depinde gazul de protecţie, de valoarea curentului de sudare, materialul sârmei (compoziţia chimică), diametrul sârmei, etc..

Pentru obţinerea transferului prin pulverizare este necesar să fie satisfăcute simultan două condiţii importante care se referă la valoarea (mărimea) curentului de sudare respectiv la tipul gazului de protecţie utilizat.

Curentul de sudare Is trebuie să fie de valori ridicate şi anume acesta trebuie să fie mai mare decât o valoare critică Icr spa sub care transferul prin pulverizare nu poate avea loc. Această valoare a curentului de sudare denumit în literatura de specialitate şi curent tranzitoriu sau curent de tranziţie depinde în principal de doi factori, materialul sârmei electrod (compoziţia chimică) şi de gazul de protecţie utilizat, dar şi de dia-metrul sârmei, lungimea capătului liber a sârmei, tipul sârmei (sârmă plină sau tubulară), natura miezului sârmei (rutilic, bazic, pulbere metalică), ten-siunea arcului, etc.. Cu cât valoarea curentului de sudare este mai mare raportată la valoarea curentului tranzitoriu cu atât transferul metalului topit se realizează în picături mai fine.

Page 62: Sudura speciala

Figuta 24 - Influenţa curentului de sudare asupra mărimii picăturii

Tabelul 20. Valori ale curentului de tranziţie spray arc

Materialul sârmei Diametrul electrodului (mm) Gazul de protecţie Curentul de

tranziţie (A) 0,8 150 0,9 165 1,1 220 Oţel carbon

1,6

98% Ar + 2% CO2

275 0,9 170 1,1 225 Oţel aliat (INOX) 1,6

98% Ar + 2% CO2285

0,9 95 1,1 135 Aluminiu 1,6

Ar 180

0,9 180 Cupru dezoxidat 1,1 Ar 210 0,9 165 1,1 165 Bronz cu siliciu 1,6

Ar 270

Valoarea mare a curentului de sudare este importantă pentru obţinerea unor forţe „pinch“ cât mai mari care să forţeze desprinderea pi-căturii înainte ca dimensiunea acesteia să crească la valori mai mari decât diametrul sârmei electrod, ştiut fiind faptul că forţa „pinch“ este direct proporţională cu pătratul curentului. În figura 24 este prezentată influenţa curentului asupra mărimi picăturii prin acţiunea forţei „pinch“.

Se observă că pentru un curent de sudare de 200 A valoarea redusă a forţelor „pinch“ nu permite strangularea rapidă a picăturii de metal, care sub acţiunea forţelor de tensiune superficială creşte la dimensiuni mari depăşind diametrul sârmei. Creşterea exagerată a picăturii conduce la un

Page 63: Sudura speciala

transfer globular însoţită chiar de scurtcircuitarea arcului electric. Dim-potrivă creşterea curentului la 300 A (o creştere cu 50%) determină dublarea forţei „pinch“ sub acţiunea căreia picătura se detaşează la dimensiuni foarte mici (dp < ds), iar transferul metalului are loc în picături fine fără scurtcircuitări ale arcului electric.

În tabelul 20 sunt prezentate valorile nominale ale curentului de tranziţie. În tabelul 21 sunt prezentate valorile curentului de tranziţie pentru diferite diametre ale sârmei electrod în funcţie de ponderea dioxidului de carbon în amestec cu argonul. Valoarea curentului de tranziţie creşte o dată cu creşterea diametrului electrodului, respectiv cu creşterea dioxidului de carbon în amestec. La un procent mai mare de 20% CO2 în amestecul Ar + CO2 transferul prin pulverizare nu mai este posibil, degenerând în transfer globular ca efect a creşterii dimensiunilor picăturii de metal. Tabelul 21. Valoarea curentului de tranziţie la amestecul de gaze Ar + CO2

Curentul de tranziţie în funcţie de gazul de protecţie (A) Diametrul sârmei (mm)

Argon+5%CO2 Argon+15%CO2 Argon+20%CO2

0,8 140 155 160 1,0 180 200 200 1,2 240 260 275 1,6 280 280 280

Din tabel se mai poate desprinde un alt aspect tehnologic deosebit

de important pentru practică: pentru un anumit amestec de gaz şi o valoare dată a curentului de sudare este posibilă trecerea de la un mod de transfer la altul doar prin modificarea diametrului sârmei electrod. De exemplu pentru amestecul Ar + 20%CO2 (CORGON 18) şi o valoare a curentului de sudare de 240A se poate trece, prin înlocuirea sârmei electrod de 1,2 mm cu sârma de 1,0 mm, de la transferul intermediar la transferul prin pul-verizare cu toate avantajele aferente. Acest aspect este foarte important când valorile curentului de sudare necesar din punct de vedere tehnologic se află în domeniul arcului intermediar şi nu se dispune de o instalaţie de sudare MAG în curent pulsat.

Privitor la gazul de protecţie, pentru obţinerea transferului prin pul-verizare este necesară utilizarea unor amestecuri de gaze bogate în argon cu mai mult de 80% Ar sau chiar argon pur, alegerea fiind dictată de materialul de bază care se sudează. Conductibilitatea termică scăzută a argonului determină formarea unui arc electric simetric care înconjoară (imbrăţişează) vârful sârmei electrod concentrând căldura arcului la vârful sârmei. Această distribuţie a căldurii arcului produce încălzirea şi topirea

Page 64: Sudura speciala

progresivă a sârmei pornind din vârful acesteia (pata anodică). Sub acţiunea forţelor „pinch“ de valori mari (Is mare) şi care acţionează pe tot traseul parcurs de curentul de sudare, deci şi asupra suprafeţei sârmei, are loc comprimarea (stoarcerea) metalului parţial topit la suprafaţa sârmei pe măsura topirii acestuia, producând acumularea lui sub forma unor picături de dimensiuni foarte mici care prin fenomenul de strangulare determinat de forţele „pinch“ conjugat cu fenomenul de vaporizare a punţii de metal create, realizează sub acţiunea presiunii vaporilor desprinderea şi plonjarea axială cu viteză mare a picăturii în baia metalică. Totodată acţiunea de „mulgere“ a metalului topit, în porţiunea aflată sub incidenţa arcului electric (pe distanţa îmbrăţişată de arc) sub efectul forţelor „pinch“, produce aşa numitul fenomen de „autoascuţire“ specific sudării MIG/MAG în amestecuri de gaze bogate în agon. Acest fenomen de ascuţire a sârmei electrod favorizează şi mai mult acumularea materialului topit în picături foarte fine amplificând fenomenul de transfer prin pulverizare, ceea ce echivalează cu o mărire a stabilităţii arcului electric.

Figura 25 - Transferul picăturilor de metal funcţie de gazul de protecţie

Cu toate că viteza de plonjare este mare datorită dimensiunilor foarte fine ale pcăturilor nu se produc stropiri de material din baia de sudură.

Introducerea gazelor active ca oxigenul şi/sau dioxidul de carbon în argon are efecte favorabile asupra dimensiunilor picăturii conducând la finisarea acestora ca urmare a reducerii tensiunilor superficiale de la suprafaţa picăturii datorită oxidării acesteia. Reducerea forţei dată de tensiunile superficiale Fσ va facilita desprinderea mai uşoară a picăturii din vârful sârmei şi prin urmare finisarea transferului de material. Este cazul sudării oţelurilor inoxidabile unde pentru îmbunătăţirea transferului de metal, reducerea stropirilor şi îmbunătăţirea stabilităţii arcului electric se folosesc amestecuri de gaze Ar + 1 – 3% O2, sau Ar + 2 – 4% CO2. Modul de transfer al picăturii în funcţie de gazul de protecţie utilizat este prezentat în figura 25.

Page 65: Sudura speciala

Caracterizarea transferului prin pulverizare: specific puterilor mari ale arcului electric: curenţi de sudare mari,

tensiuni de arc ridicate (lungime mare de arc): Is > Is cr spa (16)

productivitate ridicată determinată de puterea de topire mare a arcului electric; rezultă: rată de depunere mare, pătrundere mare, viteze de sudare mari;

energie liniară mare introdusă în componente, (pericol de tensiuni şi deformaţii la sudare);

forţe dominante în arc: forţa electromagnetică „pinch“, forţa elec-trodinamică (ambele favorabile desprinderii picăturii);

transferul picăturii este condiţionat de gazul de protecţie: argon sau amestecuri bogate în argon cu > 80% Ar;

transferul este condiţionat de polaritatea curentului: numai în curent continuu, polaritate inversă cc+ (plus pe sârmă);

stropiri foarte reduse (când se produc, acestea sunt accidentale) sau chiar fără stropiri; avantaje: eliminarea pierderilor de material de adaos prin stropi, eliminarea operaţiei auxiliare de curăţire a stropilor, evitarea pericolului de coroziune (la oţel inox);

stabilitate mare a arcului electric; nu necesită prezenţa unei inductanţe în circuitul de sudare (inductanţa

este inoperantă) deoarece lipsesc scurtcircuitele; utilizare:

sudarea tablelor groase: sudarea în poziţie orizontală sau în jgheab;

Dacă conţinutul de argon scade sub 80% conductibilitatea termică a amestecului de gaze creşte reducând fenomenul de „autoascuţire“ a sârmei cel care favorizează transferul fin şi astfel dimensiunile picăturilor cresc. Creşterea ponderii gazelor active, ca de exemplu dioxidul de carbon la valori peste 20%, va genera apariţia forţei de reacţie anodică Fan cea care se opune desprinderii picăturii din vârful sârmei. În cazul gazelor de protecţie bogate în argon valoarea forţei de reacţie anodică este foarte mică, iar manifestarea ei nu este perceptibilă. Cu cât cantitatea de CO2 în amestec este mai mare cu atât ponderea forţei de reacţie anodică este mai mare, ajungând maximă la sudarea în CO2 100%, respectiv efectul ei nefavorabil creşte. Cele două fenomene determină creşterea dimensiunilor picăturii şi prin urmare modificarea modului de transfer. Din acest motiv transferul prin pulverizare nu este posibil în CO2 100% sau amestecuri bo-gate în CO2.

Aspectul transferului prin pulverizare este prezentat în figura 26.

Page 66: Sudura speciala

Figura 26 - Aspectul transferului picăturii prin pulverizare

Se observă fenomenul de „autoascuţire“ a vârfului sârmei, vâna de metal topit („şiragul de mărgele“), forma inconfundabilă de „clopot“ cu concentrarea foarte puternică a arcului electric.

Transferul prin pulverizare este însoţit de căldură şi lumină puternice, nivel ridicat de radiaţii (în special ultraviolete), ceea ce impune luarea unor măsuri speciale de pro-tecţie a operatorului sudor şi a per-sonalului auxiliar, eventual mecani-zarea sau automatizarea procesului de sudare. În schimb nivelul de zgo-mot este mai scăzut (variaţiile de presiune din coloana arcului redu-se).

1.5.3 Transferul globular, cu arc lung sau „long arc“ se caracterizează prin trecerea metalului topit din vârful sârmei electrod spre baia metalică sub forma unor picături mari de metal numite „globule“ fără scurtcircuitarea arcului electric. De aici şi denumirea de transfer globular. Când picătura de metal creşte foarte mult pot avea loc scurtcircuite accidentale însoţite de stropiri intense. Deoarece transferul picăturii se realizează exclusiv sub acţiunea forţei gravitaţionale, care are ponderea cea mai mare, mai este întâlnit şi sub denumirea de „transfer gravitaţional“.

Acest mod de transfer este specific sudării în dioxid de carbon 100% sau în amestecuri de gaze bogate în dioxid de carbon, cu mai mult

de 20% CO2. Cu cât ponderea dioxidului de carbon este mai ma-re cu atât transferul picăturii se face în globule mai mari.

Din punct de vedere al parametrilor tehnologici primari de sudare curent – tensiune, respec-tiv a domeniului de lucru, trans-ferul globular se situează în aceeaşi zonă cu transferul prin pulverizare, vezi figura 17. Din

acest punct de vedere cele două moduri de transfer pot fi considerate echivalente, diferenţa făcându – o gazul de protecţie utilizat şi anume dioxid de carbon sau amestecuri bogate în dioxid de carbon la transferul globular, respectiv argon sau amestecuri bogate în argon cu mai mult de 80% Ar la transferul prin pulverizare.

Figura 27 - Etapele transferului globular alpicăturii de metal

Page 67: Sudura speciala

Modul de desfăşurare a procesului de transfer a picăturii este prezentat în figura 27.

Puterea mare de topire a arcului electric determină acumularea rapidă sub acţiunea tensiunilor superficiale a unui volum mare de metal topit în vârful sârmei, faza a. Creşterea dimensiunilor picăturii fără scurtcircuitarea arcului electric se datorează lungimii relativ mari a acestuia (tensiune de arc mare), respectiv forţei de reacţie anodică Fan de valori ridicate care împinge picătura în sus şi lateral, dezaxându–o din axa sârmei electrod, favorizând prin aceasta şi mai mult acumularea de metal topit, faza b. Sub acţiunea forţelor „pinch“ de valori ridicate (curent de sudare mare) se produce strangularea picăturii de metal topit însoţită de formarea unei punţi de metal, faza c. Forţa gravitaţională de valoare ridicată (picătură mare) învinge forţele de tensiune superficiale care ţin picătura la vârful sârmei (prin intermediul punţii) şi forţa de reacţie anodică, producând desprinderea picăturii, care sub acţiunea greutăţii proprii ajunge în baia metalică, faza d, fără scurtcircuitarea arcului. Ruperea punţii de metal de această dată se face sub acţiunea forţei gravitaţionale înainte ca dimensiunile acesteia să scadă la valori atât de mici încât să expulzeze puntea prin vaporizare ca efect a creşterii densităţii de curent aşa cum se întâmplă în cazul transferului prin pulverizare. Cu alte cuvinte gradul de vaporizare a punţii de metal este mai scăzut şi prin urmare acţiunea forţei electrodinamice nu este hotărâtoare pentru desprinderea picăturii. Dacă dezaxarea picăturilor este foarte mare este posibilă aruncarea ei în afara băii pe suprafaţa tablei sub forma unor stopi foarte mari şi deosebit de

aderenţi. De asemenea dacă volumul picăturilor creşte exa-gerat de mult se produc scurt-circuitări puternice însoţite de stropiri mari de material din baie, figura 28. Cele două fenomene conduc la pierderi însemnate de material de a-daos, respectiv la operaţii cos-tisitoare de îndepărtare a stro-pilor de pe componentele de sudat.

Figura 28 - Producerea scurtcircuitelor însoţite de stropiri la sudarea în CO2

Caracterizarea transferului globular: specific puterilor mari ale arcului electric: curenţi de sudare mari, ten-

siuni de arc ridicate (lungime mare de arc):

Is > Is cr g (17)

Page 68: Sudura speciala

productivitate ridicată la sudare determinată de puterea de topire mare a arcului electric; rezultă: rată de depunere mare, pătrundere mare, viteze de sudare mari;

energie liniară mare introdusă în componente (pericol de tensiuni şi deformaţii la sudare);

forţe dominante în arc: forţa gravitaţională şi forţa de reacţie anodică; transferul picăturii este condiţionat de gazul de protecţie, dioxidul de

carbon sau amestecuri bogate în dioxid de carbon; Se poate obţine transfer globular şi la sudarea în amestecuri de

gaze bogate în argon dacă curentul de sudare (viteza de avans a sârmei), la un diametru de sârmă dat, este crescut exagerat şi nejustificat de mult, în special la sârmele subţiri, sub 1,2 mm. Trecerea la transferul globular se poate aprecia prin formarea laterală a picăturii (dezaxarea) la vârful sârmei şi observarea mărimii acesteia şi a transferului prin coloana arcului, însoţită de asemenea şi de o intensificare a stropirilor. În plus are loc şi modificarea formei arcului. Acest aspect este nedorit şi trebuie evitat printr-o bună alegere a parametrilor tehnologici de sudare. Din păcate sunt mulţi care confundă transferul globular cu transferul prin pulverizare deşi diferenţele sunt multe şi evidente.

pierderi de material prin stropi; stropii sunt de dimensiuni mari (pier-derile sunt mai mici însă comparativ cu arcul intermediar);

stabilitatea arcului mai mică comparativ cu transferul spray arc; transferul picăturii nu este condiţionat de polaritatea curentului; totuşi la

polaritate directă stropii sunt mult mai mari, stropirile mai intense, iar reglarea parametrilor tehnologici de sudare pentru obţinerea unui regim stabil este foarte dificilă şi presupune multă dexteritate;

prezenţa inductanţei în circuitul de sudare nu este necesară; totuşi dacă scurtcircuitele sunt frecvente ea este benefică prin limitarea curentului de scurtcircuit;

utilizare: la sudarea tablelor groase; la sudarea în poziţie orizontală sau în jgheab; la sudarea oţelurilor nealiate cu puţin carbon şi a unor oţeluri slab aliate;

S-a apreciat mai sus că în cazul transferului globular (cu arc lung)

nivelul stropirilor este mai scăzut decât la sudarea cu arc intermediar. Presiunea dinamică mare a arcului electric (jetul de plasmă) determină formarea unui crater adânc în care arde arcul respectiv se formează picătura, figura 29. Picăturile desprinse din vârful sârmei, în drumul lor spre baia metalică vor întâlni pereţii craterului şi prin urmare un număr redus de picături vor ajunge în exterior sub formă de stropi.

Page 69: Sudura speciala

Datorită modului de transfer în picături mari şi a pierderilor de material prin stropiri, care necesită de cele mai multe ori o operaţie ulterioară de curăţire a stropilor, sudarea cu arc lung în CO2 este tot mai rar

folosită în prezent, fiind înlocuită de sudarea în amestecuri de gaze bogate în argon, care datorită transferului prin pulverizare pe care îl produce elimină dezavan-tajele transferului globular. Cel mai utilizat amestec la ora actuală utilizat pentru sudarea oţelurilor carbon este amestecul cu 80%Ar + 20%CO2 (82%Ar +18% CO2 ), denumit industrial CORGON 18, produs de firma Linde – Gas România.

Substituirea sudării în di-oxid de carbon cu sudarea în a-mestecuri de gaze este condi-

ţionată de preţul de cost al sudării. În occident diferenţa de cost a gazului de protecţie este compensată de eliminarea operaţiei de curăţire a componentelor şi de pierderile de material de adaos prin stropi.

La noi în ţară diferenţa mare (de 2,5 ori) dintre preţul argonului şi cel al dioxidului de carbon determină anumite reţineri în utilizarea ames-tecurilor de gaze la sudare, sudarea cu arc lung în mediu de dioxid de carbon mai putând fi întâlnită în multe locuri. Aceasta este corelată şi cu preţul ieftin al forţei de muncă din ţara noastră. Totuşi pătrunderea firmelor străine producătoare de gaz pe piaţa românească, LINDE GAZ România, au impulsionat, prin gama mare de amestecuri de gaze pe care le oferă, introducerea intensivă a amestecurilor de gaze la sudarea MIG/MAG. La aceasta se adaugă creşterea numărului de echipamente moderne de sudare care au fost importante în ultimii 10 ani şi care oferă o gamă foarte largă de programe utilizând amestecurile de gaze.

Avantajele utilizării amestecurilor de gaze la sudare:

Figura 29 - Formarea craterului sub acţiunea presiunii dinamice a arcului

electric

• modificarea modului de transfer a picăturii de metal; • lărgirea domeniilor de transfer prin scurtcircuit, respectiv prin

pulverizare în detrimentul transferului intermediar; • creşterea stabilităţii arcului electric; • reducerea stropirilor şi a pierderilor de material prin stropi;

Page 70: Sudura speciala

• îmbunătăţirea esteticii cusăturii sudate prin reducerea supra-înălţării şi aspectului suprafeţei acesteia (solzi fini şi regulaţi, oxidare redusă a suprafeţei);

• reducerea cantităţii de zgură (insulele de oxizi de Mn, Si, etc.) de pe suprafaţa cusăturii şi simplificarea operaţiei de curăţire;

• diminuarea sau eliminarea operaţiei de curăţire a stropilor de pe suprafaţa componentelor (desprinderea mult mai uşoară a stropilor datorită aderenţei reduse, stropi fini);

• condiţii de stress mai reduse pentru operatorul sudor datorate stropilor şi pericolului de ardere;

Rămân însă avantajele incontestabile ale dioxidului de carbon la sudare şi anume:

• cea mai bună geometrie a cusăturii sudate, caracterizată prin pătrundere mare şi sigură;

• pericol mai scăzut de pori în cusătura sudată decât la su-darea în amestecuri de gaze prin creşterea presiunii în coloana arcului ca efect a disocierii dioxidului de carbon la temperaturile ridicate din arc;

• reducerea pericolului de defecte din îmbinarea sudată (lipsă de topire, lipsă de pătrunere, etc.);

• solicitare termică mai redusă a capului de sudare, respectiv a operatorului sudor;

• nivel de radiaţii mai scăzut; • preţul de cost cel mai scăzut;

Aceste particularităţi recomandă utilizarea dioxidului de carbon şi pe viitor în cazul pătrunderilor sigure cerute la sudare ca de exemplu sudarea stratului de rădăcină, sudarea îmbinărilor de colţ nepătrunse, când pericolul porilor din cusătură nu poate fi evitat, etc. În ceea ce priveşte modul de transfer se recomandă preferenţial la sudarea cu transfer prin scurtcircuit şi se va evita la sudarea cu puteri mari de arc.

Folosirea dioxidului de carbon pe viitor depinde foarte mult de evoluţia şi performanţele echipamentelor de sudare MIG/MAG şi de posibilitatea acestora de a reduce nivelul stropirilor la sudare prin controlul riguros a parametrilor tehnologici de sudare şi prin implementarea unor funcţii noi. Exemple în acest sens există deja pe plan mondial în Japonia şi SUA. (de exemplu controlul vitezei de scădere a curentului de scurtcircuit permite reducerea nivelului de stropiri la sudarea în CO2 100% chiar pentru valori ale curentului de până la 350A).

Page 71: Sudura speciala

1.5.4 Transferul intermediar, cu arc intermediar sau „transition arc“ ocupă zona dintre domeniul transferului prin scurtcircuit (cu arc scurt) şi domeniul transferului prin pulverizare (respectiv cu arc lung). Se caracterizează prin transferarea picăturilor de metal topit din vârful sârmei electrod prin două moduri şi anume atât prin scurtcircuit cât şi gravitaţional sau globular. Modul de desfăşurare a procesului de transfer este prezentat în figura 30.

Creşterea puterii arcului electric prin modificarea valorii parametrilor tehnologici de suda-re, curent – tensiune, determină creşterea puterii de topire a ar-cului. Creşterea tensiunii arcului determină fizic creşterea cores-punzătoare a lungimii arcului. Sub acţiunea puterii arcului are loc topirea rapidă a vârfului sârmei electrod, faza a. Metalul

topit se acumulează sub acţiunea tensiunilor superficiale la vârful sârmei sub forma unei picături. Datorită lungimii relativ mari a arcului electric volumul picăturii de metal topit din vârful sârmei va creşte la dimensiuni mari, depăşind diametrul sârmei (dp>ds) fără să se producă scurt-circuitarea arcului electric, faza b. Sub acţiunea forţelor „pinch“ are loc gâtuirea (strangularea) picăturii. Valoarea scăzută însă a acestor forţe (curentul de sudare sub valoarea critică a curentului de pulverizare Is cr spa) face ca gâtuirea picăturii să se producă relativ încet ceea ce favorizează creşterea picăturii de metal, faza c. Reducerea dimensiunii punţii de metal sub efectul tot mai intens a forţelor „pinch“ determină la un moment dat vaporizarea instantanee a acesteia ca urmare a creşterii densităţii de curent şi desprinderea picăturii din vârful sârmei, faza d. Sub acţiunea vaporilor de metal (forţa electrodinamică), dar şi a greutătii proprii, picătura mare de metal topit plonjează în baia metalică cu viteză foarte mare. Inerţia mare a picăturii „globulei” determină la atingerea suprafeţei băii împroşcări intense de metal topit din baie. Fenomenul poate fi comparat cu efectul aruncării unei pietre într-o baltă cu apă. Cu cât piatra este mai mare cu atât stropii sunt mai mari, iar stropirile mai intense.

Figura 30 - Fazele transferului intermediar al picăturii de metal

Datorită dimensiunilor mari ale picăturilor au loc scurtcircuitări nere-gulate ale arcului electric, dar cu frecvenţă mult mai scăzută decât în cazul transferului prin scurtcircuit (frecvenţa picăturilor în acest mod de transfer este sub 25 Hz). Aceste scurtcircuitări puternice determină la rândul lor, cum era de aşteptat, de asemenea stropiri intense din baia de sudură, dar şi din vârful sârmei. Această intensificare a stropirilor este rezultatul unui

Page 72: Sudura speciala

curent de scurtcircuit foarte mare care produce o vaporizare mult mai intensă a punţii metalice (creşte mult valoarea forţei electodinamice).

Nivelul stropirilor depinde de gazul de protecţie utilizat. În cazul ar-gonului şi amestecurilor de gaze bogate în argon (> 80% Ar) nivelul stropirilor este mai redus, pe de o parte datorită picăturilor mai mici de metal, iar pe de altă parte numărului mai redus de scurtcircuite. Forţa de reacţie anodică are intensitate mică, iar transferul picăturii se face aproape axial. În cazul dioxidului de carbon sau amestecurilor de gaze bogate în dioxid de carbon (> 20% CO2) manifestarea puternică a forţei de reacţie anodică determină formarea asimetrică a picăturii la vârful sârmei mărind volumul acesteia şi totodată probabilitatea mai mare ca picătura să sară în exteriorul băii metalice sub formă de stropi. Lungimea mai mică a arcului electric în CO2 decât în argon determină la rândul ei creşterea numărului de scurtcircuite. Aceste fenomene fac ca stropii şi pierderile de material prin stropiri să fie cele mai mari la sudarea în CO2, sau amestecuri bogate în CO2.

Caracterizarea transferului intermediar: specific puterilor medii de arc: curent de sudare, respectiv tensiune,

medii: Is cr sha < Is < Is cr spa (18)

productivitate medie la sudare, diminuată însă mult de rată mare a pierderilor de material prin stropi;

energie liniară medie introdusă în componente; forţe dominante în arc: forţa „pinch“, forţa electrodinamică, forţa gravi-

taţională; nu este condiţionat de gazul de protecţie utilizat; transferul picăturii: globular şi prin scurtcircuit; arc instabil; pierderi mari de material prin stropi mari şi stropiri intense, cuprinse

între 5 – 10% se produc cele mai mari pierderi de metal la sudarea MIG/MAG)

utilizare: sudarea tablelor de grosime medie; sudarea în poziţie orizontală sau în jgheab; sudarea oţelurilor carbon nealiate şi a unor oţeluri slab aliate.

Aspectul transferului intermediar este prezentat în figura 31. Se observă dimensiunea mare a picăturii de metal şi formarea laterală a ei la marginea sârmei electrod.

Datorită instabilităţii mari a arcului electric, respectiv pierderilor foarte mari de metal prin stropi transferul intermediar se va evita să se utilizeze la sudarea MIG/MAG.

Page 73: Sudura speciala

Problema este pe deplin rezolvată prin utilizarea arcului pulsat care permite modificarea transferului nefavorabil, caracteristic arcului interme-diar, într-un transfer fără scurtcircuite (asemănător transferului prin pulverizare) cu formarea unei picături pe puls lipsit de stropi sau cu stropiri

neglijabile. Ori de câte ori dacă puterea arcului necesară la su-dare, respectiv calculul para-metrilor tehnologici de sudare conduce la valori cuprinse în do-meniul arcului intermediar este recomandată folosirea sudării în curent pulsat. Dacă însă acest lucru nu este posibil fiindcă nu se dispune de surse de sudare care să permită sudarea în curent pul-sat, se recomandă utilizarea a-mestecurilor de gaze bogate în argon. Se va evita sudarea în CO2 100% care determină stropirile cele mai mari.

Tot în acest sens este re-comandată utilizarea surselor de sudare cu transfer prin tensiune superficială STT produse de firma LINCOLN, concepute special pentru acoperirea zonelor de transfer prin scurtcircuit sau intermediar (curentul nominal de sudare mai mic de 220A), pentru reducerea drastică a pierderilor de material prin stropi (de pâna la cinci ori). Din păcate aceste echipamente de sudare sunt extrem de rare în practica industrială.

Figura 31 - Aspctul transferului globua picăturii de metal topit

lar

1.5.5 Transferul sinergic în curent pulsat, sau în impulsuri se carac-terizează prin transferul dirijat a picăturii de metal prin arcul electric prin modificarea periodică a curentului de sudare. 1.5.5.1 Principiul procedeului

Deosebirea esenţială dintre sudarea MIG/MAG în impulsuri şi sudarea MIG/MAG clasică constă în faptul că la acest procedeu, curentul de sudare nu mai este constant în timp, ci variază periodic între o valoare maximă – curent de puls – şi o valoare minimă – curent de bază – cu o anumită frecvenţă, figura 32.

În timpul de puls tp, denumit şi „timp cald“, valoarea ridicată a cu-rentului de puls Ip determină topirea rapidă şi desprinderea sub efectul forţelor electromagnetice a picăturii de metal de dimensiuni mici fără scurt-

Page 74: Sudura speciala

circuitarea arcului electric, asemănător transferului prin pulverizare, figura 32. În timpul de bază tb, denumit şi „timp rece“, curentul de bază Ib de valori

relativ mici asigură întreţinerea arderii stabile a arcului electric fără însă să producă topirea sârmei, respectiv transferul pi-căturii. Valoarea medie a curentului obţinut se situează, în funcţie de valorile parame-trilor curentului pulsat, în dome-niul transferului prin scurtcircuit sau intermediar corespunză-toare sudării clasice folosind curent constant.

Figura 32 - Principiul procedeului de sudare în curent pulsat

1.5.5.2 Parametrii tehnologici ai curentului pulsat

Principalii parametri ai curentului pulsat sunt, figura 33: • curentul de puls Ip; • curentul de bază Ib; • timpul de puls tp; • timpul de bază tb; • frecvenţa pulsurilor f; • durata ciclului de puls tc; • curentul mediu de sudare Im ; • curentul critic (de tranziţie ) Itr; • curentul efectiv Ief;

a. Curentul de puls Ip. Trebuie să aibă o valoare mai mare decât valoarea curentului

critic sau de tranziţie Itr, pentru a asigura transferul prin pulverizare a picăturii de metal topit. Sub influenţa curentului de puls Ip de valori ridicate are loc topirea vârfului sârmei electrod şi sub acţiunea forţelor electromagnetice „pinch” de valori mari Fp = I2/2 are loc detaşarea picăturii de metal la dimensiuni mici, asemănător transferului prin pulverizare. Totodată valoarea ridicată a curentului de puls Ip măreşte stabilitatea arcului electric. Deci, din aceste puncte de vedere, este de dorit ca valoarea curentului de puls să fie cât mai mare. Pe de alta parte însă, o valoare prea ridicată a curentului de puls măreşte presiunea dinamică a plasmei arcului, ceea ce poate conduce la perforarea tablei sau la apariţia

Figura 33 - Parametrii curentului pulsat

Page 75: Sudura speciala

unor defecte de tipul crestăturilor marginale. În plus, trecerea (plonjarea) picăturii cu viteze mari în baie poate conduce la împroşcări de metal topit. Curenţii de puls mari conduc la distrugerea prematură a duzei de contact precum şi la creşterea nivelului de zgomot. Prin urmare curentul de puls nu poate fi oricât de mare.

b. Curentul de bază Ib. Asigură stabilitatea arcului electric în peri-oada timpului de bază, evitând stingerea acestuia. Curentul de bază are o valoare prea mică pentru a determina o topire semnificativă a sârmei electrod, respectiv un transfer al picăturii. În acest timp se produce totuşi o încălzire prin efect Joule – Lenz a capătului liber a sârmei electrod favorabilă topirii mai uşoare a sârmei în timpul de puls. Se recomandă să se menţină la o valoare cât mai redusă pentru a obţine un curent mediu la valori scăzute, esenţa sudării în curent pulsat. Totuşi curentul de bază nu rămâne la o valoare constantă ci se modifică, însă în limite mici, între 20 … 120 A după o variaţie liniară proporţională cu viteza de avans a sârmei electrod. Prin aceasta se favorizează îmbunătăţirea condiţiilor de topire şi de transfer a picăturii de metal.

c. Timpul de puls tp. Depinde de valoarea curentului de puls Ip, fiind o funcţie de acesta. Cuplul de valori (Ip, tp) defineşte condiţiile de transfer. Reglarea optimă a celor două valori determină detaşarea unei singure picături pe puls. Acest caz particular al sudării MIG/MAG în curent pulsat caracterizat prin transferul unei singure picături pe puls poartă denumirea

de „sudare sinergică“ şi con-stituie optimul reglării para-metrilor tehnologici de suda-re, din punct de vedere a stabilităţii arcului electric, a eliminării totale a stropilor, a controlului dimensiunilor pi-căturilor, respectiv a energiei introduse în componente.

În literatura de spe-cialitate sunt prezentate co-relaţii între curentul de puls Ip şi timpul de puls tp pentru asigurarea unui transfer op-

tim. Aceste corelaţii sunt de forma :

Figura 34 - Domeniul optim de transfer în curent pulsat

(19) DtI pnp =⋅

unde, n şi D sunt constante ce depind în mod esenţial de natura metalului de bază, de diametrul sârmei şi de gazul de protecţie; de exemplu, pentru o

Page 76: Sudura speciala

sârmă de oţel nealiată cu diametrul de 1,2 mm şi utilizând un amestec de gaze Ar + 1,5% O2, valorile celor două constante sunt : n = 2 şi D = 400 A2 s.

Dacă durata timpului de puls este prea scurtă, picătura de metal nu se poate forma şi detaşa în cursul unui puls. Astfel ea se măreşte cu fiecare puls şi se detaşează după mai multe pulsuri, sub forma unor picături mari (globule) asemănător transferului globular a picăturii prin efect gravitaţional. Acest mod de transfer este nefavorabil din punct de vedere a stabilităţii arcului şi a modului de transfer conducând la stropiri.

Dacă durata timpului de puls este prea lungă la fiecare puls are loc detaşarea mai multor picături sub forma unui „şirag de mărgele“ care prin atingere pot scurtcircuita arcul electric conducând şi pe această cale la instabilităţi şi stropiri.

În figura 34 se prezintă corelaţia dintre curentul de puls Ip şi timpul de puls tp, pentru asigurarea unui transfer optim al picăturii (o picătură pe puls).

Se observă că domeniul de reglare a celor doi parametri este destul de extins. De regulă alegerea unei valori reduse pentru curentul Ip trebuie compensată prin mărirea timpului tp şi invers, figura 35.

Între cele două forme de impulsuri există însă următoarele diferenţe (chiar dacă valoarea curentului mediu de sudare este constan-tă):

- detaşarea picăturii se face mai lent pentru impulsul cu amplitudine mai mică;

- presiunea dinamică a arcului în cazul curentului Ip1 este mai mică decât pentru valoarea Ip2 ceea ce conduce la o pătrundere mai mică şi la o diluţie mai redusă, lucru deosebit de important la sudarea tablelor subţiri sau la placarea sau încărcarea MIG/MAG cu un sârmă electrod din bronz de aluminiu;

- nivelul de zgomot al arcului mai redus în cazul Ip1; - uzura mai redusă a duzei de contact în cazul Ip1. Din aceste considerente timpul de impuls este legat direct de

curentul de impuls, care la rândul lui depinde de materialul de adaos, diametrul sârmei şi gazul de protecţie.

În figura 35 nu s-au reprezentat şi pantele de creştere/descreştere, determinate de timpul de creştere tcr şi timpul de descreştere tdc a impulsului, din motive simplificatoare. La unele instalaţii timpii tcr şi tdc se pot regla între anumite limite, iar la alte instalaţii sunt fixi, prereglaţi de către producător. În literatura de specialitate aceşti parametri poartă denumirea de UP SLOPE pentru tcr, respectiv DOWN SLOPE pentru tdc şi ei acţionează asupra transferului picăturii de metal şi a nivelului de zgomot al

Page 77: Sudura speciala

arcului. O valoare redusă a timpilor tcr, respectiv tdc dă o pantă abruptă, rezultând un arc „dur“, cu un nivel sonor puternic care poate deveni

supărător pentru pentru operatorul sudor şi pentru personalul muncitor. Forma pantelor de creştere şi des-creştere este diferită de la o instalaţie la alta: liniară, în trepte, logaritmică, expo-nenţială, etc., înfluenţând forma pulsului. Cea mai simplă formă de puls este forma trapezoidală.

d. Timpul de bază tb. Se reglează astfel încât să se obţină curentul mediu de sudare, a cărui valoare determină topirea optimă şi

lungimea adecvată a arcului electric. Este o rezultantă a frecvenţei pulsurilor în condiţiile în care timpul de puls este constant.

Figura 35 - Comparaţie între 2 impulsuri de curent

În tabelul 22 se prezintă domeniul de variaţie a principalilor parametri ai curentului pulsat folosiţi frecvent pe instalaţiile de sudare utilizate în practică. Tabelul 22. Domeniul de variaţie a parametrilor curentului pulsat

Nr. crt. Denumirea parametrului Simbolul Domeniul de variaţie 1 Curent de puls Ip (300 – 500) A 2 Timpul de puls tp (2 – 5) ms 3 Curentul de bază Ib (30 – 100) A 4 Timpul de bază tb (2 – 20) ms 5 Frecvenţa pulsurilor f (50 – 300) Hz

Observaţie: cel mai dificil de stabilit dintre parametrii de mai sus este durata optimă a curentului de puls tp.

e. Frecvenţa pulsurilor f. Frecvenţa pulsurilor depinde în principal de viteza de avans a sârmei fiind o funcţie direct proporţională cu aceasta. Practic în cazul instalaţiilor sinergice de sudare în curent pulsat reglarea frecvenţei pulsurilor se face automat o dată cu modificarea vitezei de avans a sârmei de către microprocesor prin funcţia care leagă cele două mărimi. Frecvenţa pulsurilor mai depinde de diametrul sârmei electrod, gazul de protecţie, lungimea capătului liber, lungimea arcului. Influenţează direct

Page 78: Sudura speciala

durata timpului de bază, deoarece timpul de puls este constant pentru anumite condiţiile date de sudare, timpul de bază fiind prin urmare o rezultantă a frecvenţei (nu este un parametru care se reglează).

Figura 36 - Corelaţia dintre viteza de avans a sârmei electrod şi frecvenţa

impulsurilor

În figura 36 este prezentată variaţia frecvenţei pulsurilor în funcţie de viteza de avans a sârmei. Această variaţie este practic liniară şi depinde de diametrul electrodului. Se recomandă să se evite frecvenţe mai mici de 40 Hz deoarece efectul de pâlpâire este obositor pentru operatorul sudor. Frecvenţa pulsurilor scade cu creşterea lungimii capătului liber. La variaţiile aleatoare a lungimii capătului liber din timpul sudării modificarea frecvenţei se percepe prin modificarea nivelului de zgomot, respectiv timbrul sunetului. Pentru operatorul sudor poate fi un mijloc practic de reglare şi menţinere a capătului liber prin păstrarea aceluiaşi timbru al sunetului produs de arcul electric.

f. Curentul mediu de sudare Im – Viteza de avans a sârmei electrod vas. Determină puterea (energia) arcului electric, respectiv cantitatea de căldură introdusă în componente. Corespunde curentului de sudare impus din punct de vedere tehnologic pentru realizarea îmbinării sudate în condiţiile de execuţie şi calitate cerute. Este echivalent din punct de vedere energetic cu valoarea curentului de sudare constant corespunzător sudării MIG/MAG clasice.

Pentru calculul curentului mediu Im se foloseşte relaţia:

bP tt

unde

+=

+=+

=

1t1=f

:

)t It f(It

tItII

C

bbpPc

bbppm

(20)

Page 79: Sudura speciala

Prin urmare şi la sudarea în curent pulsat modificarea curentului mediu se face prin modificarea vitezei de avans a sârmei electrod vas, pe baza relaţiei aproape liniare care există între cei doi parametri:

asv ×= mIm (21)

unde: m – factor de topire [A s/m]; Din analiza relaţiilor de mai sus rezultă că, pentru păstrarea

condiţiilor de transfer (mărimea picăturii constantă), o dată cu creşterea vitezei de avans a sârmei, trebuie să se modifice şi parametrii curentului pulsat. Teoretic, pentru modificarea curentului mediu se poate modifica unul sau toţi parametrii curentului de puls. În practică însă pentru simplificarea reglării, respectiv simplificarea programului microprocesorului la modificarea vitezei de avans a sârmei se modifică proporţional frecvenţa pulsurilor. Curentul de puls Ip şi timpul de puls tp, cei care asigură transferul efectiv a picăturii şi mărimea acesteia, rămân constanţi pentru anumite condiţii date: metalul de bază, diametrul sârmei, gazul de protecţie. În figura 37 se prezintă modificarea puterii arcului la modificarea vitezei de avans a sârmei electrod.

Figura 37 - Corelaţia dintre viteza de avans a sârmei şi puterea arcului

Page 80: Sudura speciala

Creşterea vitezei de avans a sârmei determină creşterea frecvenţei pulsurilor şi implicit reducerea proporţională a timpului de bază. Prin aceasta mărimea picăturilor rămâne practic constantă chiar la dublarea vitezei de avans a sârmei deoarece atât curentul de puls, respectiv forţa electromagnetică cea care determină desprinderea picăturii, cât şi timpul de puls în care are loc topirea sârmei rămân nemodificaţi. În schimb frecvenţa se dublează, figura 38.

Figura 38 - Modificarea frecvenţei pulsurilor la creşterea vitezei de avans a sârmei

g. Curentul critic sau de tranziţie Itr. Corespunde unei valoari minime a curentului de puls pentru care se poate realiza transferul prin pulverizare a metalului topit, valoare care asigură o forţă electromagnetică pinch de valori ridicate. Valoarea curentului critic Itr depinde în principal de materialul sârmei electrod, de gazul de protecţie, respectiv de diametrul sârmei (vezi tabelul 20, 21 scap. 1.5.2). De asemenea mai este influenţat de lungimea capătului liber a sârmei electrod şi de lungimea arcului electric (tensiunea medie a arcului).

h. Curentul efectiv de sudare Ief. Reprezintă un curent continuu echivalent curentului pulsat care produce acelaşi efect Joule – Lenz la trecerea printr-o rezistenţă. Pentru calculul lui se foloseşte relaţia:

∫=t

ef dtIt

I0

21 (22)

Valoarea curentului efectiv este mai mare decât valoarea curentului mediu cu care adesea se confundă. Măsurarea lui este greu de realizat necesitând un aparat integrativ care este foarte scump. În practică apa-ratele de măsură de pe sursele de sudare măsoară valoarea curentului mediu. În cartea tehnică a echipamentului precizarea măsurării efective a curentului (dacă aceasta este operaţională) se face prin termenul „TRUE

Page 81: Sudura speciala

VALUE“. Sunt însă foarte puţine echipamentele de sudare industriale care au această opţiune, care dă adevărata valoare a cantităţii de energie introdusă în componente la sudarea în curent pulsat.

1.5.5.3 Avantajele sudării MIG/MAG în curent pulsat Se pot sintetiza astfel:

asigură transferul fără scurtcircuit (prin pulverizare) a metalului topit în tot domeniul de lucru, deci şi în cazul domeniilor corespunzătoare transferului prin scurtcircuit, respectiv transferului intermediar, carac-terizate prin instabilitatea procesului de sudare şi stropiri intense.

controlul energiei introduse în componente, de valori mai mici compa-rativ cu sudarea prin pulverizare cu care se compară adesea, cu efect asupra reducerii tensiunilor şi deformaţiilor la sudare;

posibilitatea sudării tablelor de grosime mică sub 5 mm, utilizând un transfer fără scurtcircuit (prin pulverizare) şi fără stropiri;

posibilitatea sudării în poziţii dificile, verticală, peste cap, ca efect al controlului băii metalice, prin reducerea volumului acesteia;

Figura 39 - Nivelul stropirilor la sudarea MIG/MAG funcţie de tipul de transfer

posibilitatea utilizării sârmelor groase, ds = 1,6...2,0 mm la sudare, cu asigurarea unui transfer fără scurtcircuit (prin pulverizare) la valori reduse ale curentului mediu, pentru care în cazul sudării clasice trans-ferul este prin scurtcircuit sau intermediar. Transferul prin pulverizare, în cazul sârmelor groase, la sudarea clasică, poate fi atins numai la valori foarte mari ale curentului de sudare, ceea ce limitează utilizarea acestor sârme numai la componente groase. Prin utilizarea curentului pulsat sârmele groase pot fi utilizate şi la sudarea componentelor cu grosimi mici, prin aceasta diminuându-se costul materialului de adaos.

Page 82: Sudura speciala

Avantajul folosirii sârmelor groase este cu atât mai important în cazul sudării aluminiului şi aliajelor sale, unde apar dificultăţi mari la antre-nare, în special în cazul sârmelor subţiri acestea fiind sârme moi greu de antrenat prin tubul flexibil de ghidare. În plus tot în acest caz se reduce pericolul porilor din cusătură datorită suprafeţei mult mai reduse raportate la cantitatea de metal depus cunoscută fiind aviditatea mare a oxidului de aluminiu faţă de umiditatea din aer (suprafaţa exterioară a sârmei este acoperită cu un strat de Al2O3 a cărei grosime depinde de modul de păstrare a sârmei).

eliminarea stropirilor sau diminuarea drastică a acestora. În figura 39 se prezintă nivelul stropirilor în cazul sudării MIG/MAG în curent pulsat, comparativ cu sudarea clasică în CO2 100% sau în amestecuri de gaze bogate în Ar:

minimizarea influenţei factorului uman asupra calităţii îmbinării sudate; îmbunătăţirea calităţii îmbinărilor sudate; posibilitatea sudării stratului de rădăcină fără pericolul străpungerii

acestuia; stabilitate mai bună a arcului electric la fluctuaţii mai mari ale poziţiei

pistoletului de sudare; estetica mai bună a cusăturii sudate; reducerea riscului de lipire al sârmei electrod în baia de sudură; uşurinţa amorsării arcului electric prin ascuţirea vârfului sârmei electrod.

1.5.5.4 Caracterizarea transferului prin curent pulsat

Particularităţile principale ale acestui mod de transfer sunt: specific puterilor mici şi medii ale arcului electric: domeniul transferului

prin scurtcircuit, respectiv domeniul transferului intermediar; productivitate mică şi medie în funcţie de puterea arcului, dar mai mare

decât a tipurilor de transfer pe care le substituie: rată de depunere mai mare, pătrundere mai ridicată, viteze de sudare mai mari, fără pierderi de material;

energie liniară controlată introdusă în componente: mai mare decât la sudarea prin scurtcircuit, respectiv mai mică decât la sudarea prin pulverizare, la aceeaşi valoare a curentului mediu de sudare;

forţa dominantă în arc: forţa electromagnetică „pinch“ dată de valoarea ridicată a curentului de puls;

transferul materialului: sinergic, fără scurtcircuit în tot domeniul de lucru; asemănător transferului prin pulverizare dar cu transferul dirijat a picăturii „o picătură pe puls“;

transferul picăturii (o picătură pe puls) este condiţionat de gazul de protecţie: argon sau amestecuri bogate în argon cu mai mult de 80% Ar; nu se poate suda în curent pulsat folosind CO2 100%;

Page 83: Sudura speciala

transferul este condiţionat de polaritatea curentului: numai curent continuu CC+;

stropiri foarte reduse sau fără stropiri (transfer sinergic); eliminarea operaţiei de curăţire a stropilor;

stabilitate înaltă a arcului electric; prezenţa inductanţei în circuit deranjează derularea rapidă a feno-

menelor de transfer; necesită echipamente de sudare mai scumpe şi mai complicate; necesită o mai bună cunoaştere a fenomenelor specifice sudării în

mediu de gaze protectoare în cazul reglajului manual); uşor de operat la sudarea cu surse de sudare sinergice cu invertor; utilizare:

la sudarea oţelului carbon: • pentru tehnologii de sudare specifice transferului inter-

mediar; • la sudarea stratului de rădăcină; • la sudarea în poziţie;

transferul (procedeul) ideal la sudare aluminiului şi aliajelor sale în special în domeniul transferului prin scurtcircuit şi intermediar; nu este recomandat în domeniul transferului prin pulverizare; pătrun-dere sigură la sudare; estetică foarte bună a cusăturii; se pot suda MIG pulsat table subţiri de până la 1 mm (comparabil cu sudarea WIG);

la sudarea oţelurilor înalt aliate: în toate domeniile de transfer; la sudarea cuprului şi aliajelor de cupru: în domeniul specific

transferului prin scurtcircuit şi intermediar;

Figura 40 - Aspectul transferului picăturii în curent pulsat (prin filmări rapide)

este transferul (procedeul) optim pentru toate materiale metalice; Aspectul transferului

picăturii la sudarea în curent pulsat obţinut prin filmare ra-pidă este prezentat în figura 40.

În concluzie, folosirea curentului pulsat este speci-fică domeniului corespunză-tor transferului (arcului) inter-mediar caracterizat prin sta-bilitate scăzută a arcului elec-tric şi pierderi mari de mate-rial de adaos prin stropi. Utilizarea curentului pulsat în domeniile specifice transferu-

Page 84: Sudura speciala

lui prin scurtcircuit respectiv transferului prin pulverizare nu este raţională nici din punct de vedere tehnologic şi nici din punct de vedere economic.

1.5.6 Transferul prin tensiune superficială, sau transferul STT (Surface Tension Transfer), reprezintă cel mai nou tip de transfer al picăturii de metal la sudarea MIG/MAG. În continuare îl vom numi simplu transferul STT aşa cum s-a impus deja în literatura de specialitate.

Apariţia transferului STT este indisolubil legată de folosirea invertoarelor în construcţia echipamentelor de sudare MIG/MAG, şi mai exact de dezvoltarea invertoarelor cu viteză foarte mare de răspuns, respectiv timpi de reacţie foarte mici de ordinul microsecundelor. Aceasta presupune ca frecvenţa invertorului să fie ≥ 100 kHz, performanţă pe care doar ultima genetaţie de invertoare o are.

Figura 41 – Mecanismul stropirii din vârful sârmei la sudarea MIG/MAG cu transfer prin scurtcircuit

Pe de altă parte conceptul de transfer prin tensiune superficială STT

presupune cunoaşterea în profunzime a fenomenelor şi factorilor care guvernează procesul de transfer al metalului topit la sudarea MIG/MAG în general şi în cazul transferului prin scurtcircuit, în special.

Transferul STT vine să diminueze sau chiar să elimine dezavantajul principal al sudării cu transfer prin scurtcircuit şi anume stropirile inerente şi în cantitate relativ mare.

În acest sens, la analizarea sistemului de transfer STT se porneşte de la analiza cauzelor care determină apariţia stropirilor în cazul trans-ferului prin scurtcircuit, prezentate şi dezvoltate pe larg în cadrul subca-pitolului 1.5.1.

Page 85: Sudura speciala

Figura 42 - Mecanismul stropirii din baia metalică la sudareaMIG/MAG cu transfer prin scurtcircuit

În principiu este vorba de două tipuri de stropiri la sudarea cu

transfer prin scurtcircuit şi anume stropiri din vârful sârmei electrod şi stropiri din baia metalică. Cauza acestor stropiri în ambele cazuri este determinată de scurtcircuitele care apar între picătura de metal şi baia topită.

Stropirile care apar din vârful sârmei electrod se datoresc scurt-circuitelor „solide“ dintre picătură şi baia metalică, care produc sub acţiunea curentului de scurtcircuit de valori foarte mari (peste 300 A), respectiv a forţelor „pinch“ de valori ridicate, gâtuirea puternică a picăturii până la vaporizarea şi expulzarea explozivă a „punţii“ de metal formate în vârful sârmei electrod. Datorită presiunii mari generate de vaporizarea instan-tanee a punţii are loc desprinderea de picături foarte fine din vârful sârmei sub forma unui jet de scântei care se împrăştie în spaţiul arcului electric şi în mediul înconjurător. Mecanismul acestui tip de stropiri este prezentat în figura 41.

Stropirile care se produc din baia metalică au drept cauză scurtcircuitele incpiente care apar între picătura de metal în formare la vârful sârmei şi baia metalică. În contactele punctiforme care se produc la nivelul băii are loc vaporizarea, sub acţiunea densităţii mari de curent care apare, a metalului topit din această zonă care generează o forţă de „reacţie“ puternică, capabilă să împingă picătura din axa sârmei şi chiar s-o desprindă din vârful acesteia, învingând forţele de tensiune superficială. Picătura este aruncată în afara spaţiului arcului electric sub forma unor stropi de metal de dimensiuni mari ca şi cum ar sări din baia metalică.

Page 86: Sudura speciala

Pierderile de material de adaos sunt foarte mari, iar stropii foarte periculoşi (produc arsuri) şi foarte aderenţi. Mecanismul de producere a stropirilor de acest tip sunt prezentate în figura 42.

Pe baza acestor observaţii firma americană Lincoln a realizat un echipament de sudare special în acest scop, denumit sugestiv Invertec STT, care prin performanţele înalte ale invertorului, permite comanda, controlată riguros, a parametrilor principali ai procesului de sudare curent, respectiv tensiune, pentru diminuarea efectelor negative produse de scurtcircuitele care au loc în cazul sudării clasice. Acest lucru este posibil deoarece timpul de răspuns al inverorului este foarte mic, de ordinul a 10 µs (în cazul invertorului de 100 kHz), mult mai mic decât timpul cu care se derulează fenomenele specifice transferului prin scurtcircuit de ordinul a 3 – 5 ms. Caracteristic acestui echipament de sudare este că sursa nu mai are o caracteristică externă rigiă, cum este la sudarea MIG/MAG clasică pentru producerea fenomenului de autoreglare, ci are o alură variabilă (chiar surprinzătoare la prima vedere) trecând prin toate formele de caracteristici cunoscute, rigidă, coborâtoare, brusc coborâtoare, în funcţie de cerinţele de proces.

Figura 43 - Principiul transferului prin scurtcircuit

1.5.6.1 Principiul transferului STT . Modul de formare şi de detaşare a picăturii de metal topit din vârful sârmei electrod şi modul de variaţie al parametrilor tehnologici principali de sudare – curentul prin arc, respectiv tensiunea de lucru – sunt prezentate în figura 43. Definirea celor doi parametri prin denumirile de mai sus, diferite oarecum de denumirile încetăţenite în practica sudării, nuanţează de fapt particularităţile care caracterizează acest mod de transfer comparativ cu sudarea clasică.

Page 87: Sudura speciala

Etapele transferului STT: În perioada T0 – T1 sursa furnizează curentul de sudare Is, respectiv

tensiunea arcului Ua, în funcţie de necesităţile tehnologice impuse de aplicaţia dată. Este perioada (singura) în care se poate vorbi de un arc electric normal, obişnuit, în care cei doi parametri au o configuraţie similară cu cea de la sudarea clasică. Sub acţiunea căldurii arcului are loc topirea vârfului sârmei electrod cu formarea picăturii de metal, respectiv topirea piesei cu formarea băii metalice.

În momentul T1 picătura (sfera) de metal atinge, prin creşterea dimensiunilor ei şi a lungimii relativ reduse a arcului, baia topită într-un punct. Un sesizor de tensiune furnizează un semnal care comandă sursa, într-un timp extrem de scurt de ordinul microsecundelor, să scadă curentul la cca 10 A, pe care îl menţine aproximativ 0,75 ms, timp suficient însă ca sub acţiunea tensiunii superficiale picătura (sfera de metal) să se transforme într-un cilindru de metal topit, ca o punte, care uneşte vârful sârmei cu baia metalică. Astfel, sub acţiunea tensiunii superficiale care acţionează la interfaţa picătură-baie metalică, contactul punctiform iniţial (sferă pe suprafaţă), se transformă într-un contact ferm de suprafaţă, de secţiune circulară (cilindru pe suprafaţă).

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 sârma electrod 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 efect Joule – Lenz , cât şi a subţierii acesteia sub acţiunea forţelor „pinch”. 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 (rezistivitatea este direct proporţională cu temperatura). Micro-procesorul face derivata semnalului dUs/dt în faza finală a perioadei T2 – T3 şi în momentul în care aceasta a atins o valoare de „prag“ bine definită, care corespunde fizic cu subţierea cilindrului de metal şi formarea unei puntiţe foarte înguste (de ordinul zecimilor de mm) aproape de momentul vaporizării şi ruperii (expulzării), comandă din nou sursa să scadă curentul la valoarea de ≈ 10 A, timpul T3.

În momentul T4 are loc ruperea puntiţei la o valoare a curentului foarte mică (densitate de curent foarte mică în secţiunea puntiţei) evitând vaporizarea instantanee a acesteia şi împingerea (plonjarea) picăturii, sub efectul forţei electrodinamice, cu acceleraţie mare în baia metalică, răspunzătoare de producerea împroşcărilor de material din baie (aşa cum

Page 88: Sudura speciala

se întâmplă la sudarea MAG clasică cu transfer prin scurtcircuit, vezi scap. 1.5.1). Prin urmare, ruperea puntiţei are loc sub acţiunea forţei de tensiune superficială Fσ de la nivelul băii metalice care învinge cealaltă forţă de tensiune supeficială ce ţine picătura la vârful sârmei şi care este mult mai mică în această fază (vezi diametrul de contact a puntiţei cu vârful sârmei şi diametrul de contact al cilindrului de metal cu baia). Astfel, picătura desprinsă din vârful sârmei formează pe suprafaţa băii o mică proeminenţă ca o „movilă“.

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 de baia metalică, fără stropiri. Această fază a transferului de metal poartă denumirea sugestivă de „plasma boost“, noţiune dificil de tradus în româneşte, cu semnificaţia de „plasmă intensificată“.

În timpul T6 – T7 curentul, comandat de sursă, scade logaritmic la valoarea Is. Acest mod de scădere a curentului are un efect de „liniştire”, de micşorare a oscilaţiilor băii metalice, care ar putea produce scurtcircuite incipiente înainte de formarea picăturii producând stropiri necontrolate. 1.5.6.2 Stabilitatea transferului picăturii la sudarea STT.

Stabilitatea transferului picăturii la sudarea STT presupune asigurarea unui transfer de metal în picături cu volum constant, respectiv la un diametru cuprins în domeniul (1,0 … 1,2)ds specific transferului prin scurtcircuit, la apariţia unor factori perturbatori care schimbă echilibrul sistemului. Aceasta presupune ca nivelul căldurii introduse în sistem, la apariţia factorilor perturbatori, să rămână practic constant. În cazul sudării STT această căldură se compune din: căldura arcului normal pe perioada T0 – T1, căldura obţinută prin efect Joule – Lenz pe capătul liber a sârmei, respectiv căldura arcului de „plasma boost” pe perioada T5 – T6. Prin urmare, stabilitatea sistemului este dată de relaţia:

∑(Qarc + QJ-L + Qpl. boost) = const. (23)

Asigurarea stabilităţii sistemului în cazul apariţiei unor factori

perturbatori la sudarea STT se face printr-o buclă de reglare automată cu ajutorul unui SRA, cu care este prevăzut echipamentul de sudare STT. Datorită condiţiilor în care are loc sudarea STT cel mai important factor perturbator, este modificarea lungimii capătului liber lcl, care modifică la

Page 89: Sudura speciala

rândul lui aportul de căldură prin prin efect Joule – Lenz. Pentru păstrarea echilibrului, bucla de reglare automată modifică corespunzător durata timpului ∆tp a curentului de „plasma boost“ şi aportul de căldură dat de acesta, căldura arcului Qarc rămânând practic constantă.

În figura 44 se pre-zintă modul de lucru a buclei de reglare auto-mată.

Informaţia pentru bucla de reglare automată se preia, pentru fiecare transfer, în perioada T2 – T3, înainte de momentul de „plasma boost“ prin tBRA. Se măsoară variaţia ten-siunii din momentul T2 pe porţiunea tBRA (unde este o variaţie liniară). În această porţiune picătura de metal formează, sub acţiunea tensiunilor superficiale, un cilindru de metal topit cu

secţiune comparabilă cu a sârmei care uneşte vârful sârmei electrod cu baia metalică. Rezistenţa electrică a porţiunii de circuit dintre vârful sârmei şi şi baia metalică este formată din rezistenţa capătului liber plus rezistenţa cilindrului de metal topit. Aceasta din urmă rămâne aproximativ constantă în timpul sudării (lungime, secţiune, variaţie ∆ρ constante). Panta de creştere a tensiunii sursei în perioada T2 – T3, Us = Ik x Rtot,depinde strict de distanţa dintre duza de contact şi piesă lt = lcl + lctop.. Întrucât dimensiunile cilindrului topit rămân practic constante rezultă că panta de creştere a tensiunii este o funcţie de lungimea capătului liber lcl, care poate furniza astfel o informaţie (un semnal) utilă pentru bucla de reglare automată.

Fiugra 44 - Funcţionarea buclei de reglare automată

Panta de creştere a tensiunii este integrată şi memorată de micro-procesorul sursei STT, iar semnalul rezultat va defini durata timpului de „plasma boost“ ∆tp. Acest semnal variabil intră în bucla de reglare automată şi se compară cu un semnal de referinţă într-un etaj de comparaţie. În momentul în care s-a stabilit egalitatea celor două semnale se comandă scăderea curentului de „plasma boost” Ip, aşa cum s-a arătat, după o curbă logaritmică, bine justificată tehnologic.

În concluzie SRA va modifica permanent durata timpului de „plasma boost“ ∆tp ca funcţie de lt sau lungimea capătului liber lcl (parametrul perturbator) asigurând astfel ca suma căldurilor dezvoltate pentru încălzirea şi topirea vârfului sârmei să rămână constantă. Dacă lungimea capătului liber a sârmei lcl creşte, rezultă că rezistenţa capătului liber creşte şi deci

Page 90: Sudura speciala

căldura prin efect Joule – Lenz creşte. Căldura arcului Qarc rămânând constantă, pentru păstrarea echilibrului rezultă că aportul de căldură dat de arcul „plasma boost“ trebuie să scadă, ceea ce se realizează prin SRA care comandă scăderea proporţională a timpului de „plasma boost“ ∆tp. Feno-menele se petrec similar la scăderea lungimii capătului liber, când SRA comadă creşterea timpului ∆tp. 1.5.6.3 Avantajele transferului STT

reducerea substanţială a stropirilor; eliminarea manoperei de înde-părtare a stropilor de pe piesă, duză de gaz, etc.;

utilizarea dioxidului de carbon 100% ca şi gaz de protecţie: geometrie foarte bună a cusăturii, pătrundere sigură, reducerea pericolului de for-mare a porilor în cusătură, preţ de cost redus;

îmbunătăţirea condiţiilor de lucru pentru operatorul sudor prin reducerea stropirilor şi a 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 la ţevi, sau în locuri unde accesul pentru resu-darea rădăcinii este nu este posibil;

sensibilitate redusă la apariţia factorilor perturbatori (variaţia lungimii capătului liber), cu transfer optim a picăturii de metal echivalent sudării sinergice, dar în acest caz în domeniul sensibil al transferului prin scurt-circuit (abordare inedită, inovativă, greu de închipuit până nu demult la acest mod de transfer);

1.5.6.4 Caracterizarea transferului STT

specific puterilor mici şi medii ale arcului electric, la un curent de sudare de max. 220 A;

transferul picăturii se face exclusiv sub acţiunea forţelor de tensiune superficială Fσ;

gazul de protecţie utilizat: CO2 100%; pierderi foarte mici de material prin stropi; nivel foarte redus de stropiri; stabilitate mare a procesului de transfer asigurată cu ajutorul unui SRA

prin transfer sinergic; necesită un echipament de sudare cu invertor special, ultraperformant,

relativ scump, sursa STT (firma Lincoln); sensul de sudare recomandat spre dreapta (prin „tragerea cusăturii“) cu

înclinarea capului de sudare la un unghi α = 0 - 5°, pentru asigurarea stabilităţii maxime a fenomenelor de transfer (arcul trebuie să „bată“ pe baia metalică;

utilizare:

Page 91: Sudura speciala

• exclusiv în domeniul transferului prin scurtcircuit şi intermediar specific sudării MIG/MAG standard, la sudarea oţelurilor carbon şi a oţelurilor înalt aliate (în acest caz gazul de protecţie este un ames-tec ternar specific 90% He + 7,5% Ar + 2,5% CO2); de fapt acest tip de transfer a fost realizat special în acest scop;

• ideal pentru sudarea stratului de rădăcină a ţevilor (dar nu numai); • sudarea tablelor subţiri; • sudarea în poziţie.

1.6 Parametrii tehnologici de sudare

Elaborarea corectă a unei tehnologii de sudare presupune cunoaş-terea parametrilor tehnologici de sudare, a factorilor de influenţă care acţionează asupra acestor parametri, respectiv influenţa pe care parametrii de sudare o au asupra fenomenelor de transfer a picăturii, asupra geo-metriei cusăturii, asupra calităţii îmbinării sudate în general.

Parametrii tehnologici de sudare specifici procedeului de sudare în mediu de gaze protectoare MIG/MAG sunt:

- natura şi polaritatea curentului; - curentul de sudare (viteza de avans a sârmei electrod); - tensiunea arcului electric; - viteza de sudare; - lungimea capătului liber al sârmei electrod; - distanţa duză de gaz – piesă; - diametrul sârmei electrod; - debitul de gaz; - înclinarea sârmei electrod.

Figura 45 - Influenţa polarităţii curentului la sudarea MIG/MAG

1.6.1 Natura şi polaritatea curentului. Sudarea în mediu de gaze protectoare MIG/MAG se desfăşoară exclusiv în curent continuu, polaritate inversă. Utilizarea polarităţii inverse asigura următoarele avantaje: sta-bilitate mai bună a arcului electric, pătrundere mai bună şi mai sigură a

cusăturii, transfer în pică-turi mai fine cu stropiri mai reduse, geometrie mai favorabilă a cusă-turii, transferul prin pul-verizare a metalului topit în cazul curenţilor de su-dare mari, favorizează fenomenul de micro-sablare în cazul sudării aluminiului şi aliajelor

Page 92: Sudura speciala

sale. În contrast, polaritatea directă determină un arc mai puţin stabil, greu de controlat şi reglat, de lungime mare, cu transfer globular în picături mari, pierderi mari de metal prin stropiri intense, geometrie nefavorabilă a cusăturii cu pătrundere mică şi supraînălţare mare, imposibilitatea obţinerii transferului prin pulverizare indiferent de valoarea curentului de sudare sau gazul de protecţie utilizat, respectiv a obţinerii fenomenului de microsab-lare. Înfluenţa polarităţii curentului asupra geometriei cusăturii la sudarea MIG/MAG este prezentată în figura 45. În schimb rata depunerii AD (kg/h) este mai ridicată în cazul utilizării polarităţii directe în comparaţie cu polaritatea inversă, figura 46. Acest po-tenţial avantaj al polarităţii directe nu poate fi utilizat însă în vedere creşterii productivităţii muncii la sudarea MIG/MAG datorită numeroaselor dez-avantaje prezentate mai sus, dezavantaje care limitează folosirea pola-rităţii directe, eventual la sudarea cu arc scurt prin scurtcircuit frecvenţa scurtcircuitelor fiind mai redusă iar mărimea picăturii mai mare decât în cazul polarităţii inverse. Arcul electric însă este relativ stabil, dar greu de reglat.

Aceste particularităţi ale polarităţii curentului la sudarea MIG/MAG sunt puse în legătură directă cu puterea de topire mai mare a arcului electric la polaritatea directă com-parativ cu polaritatea in-versă. Cu alte cuvinte, încălzirea şi topirea vâr-fului sârmei electrod este mai puternică când sâr-ma este la catod faţă de cazul când este la anod. Aceasta parcă vine în reală contradicţie cu alte procedee de sudare ca

sudarea cu electrod învelit sau sudarea WIG unde lucrurile se petrec pe dos. De exemplu la sudarea WIG polaritate inversă cc+, sudarea nu este posibilă deoarece are loc topirea instantanee a electrodului nefuzibil de wolfram.

Figura 46 - Influenţa polarităţii curentului asupra ratei depunerii

Prin legarea la catod a sârmei electrod, datorită diametrului mic al acesteia, pata catodică se extinde din vârful sârmei, deplasându-se pe su-prafaţa laterală a acesteia sub forma unei pete catodice mobile.

Page 93: Sudura speciala

Această mişcare aleatoare a petei catodice pe suprafaţa exterioară a sârmei pe o anumită distanţă de la vârful acesteia determină o încălzire suplimentară a capătului. Este ca şi cum capătul liber al sârmei electrod ar

fi preîncălzit pe o anumită lungime din exterior. Se poate vorbi în acest caz de generarea la capătul sâr-mei a două arce, figura 47b, respectiv figura 48a: un arc principal intens, localizat pe suprafaţa pică-turii de metal topit în vârful sârmei, zona CD, respectiv un arc secundar slab care înconjuoară simetric vârful sârmei, zona A-B-C, pe o lungime ce depinde de va-loarea curentului respectiv de gazul de protecţie uti-lizat. Fenomenul este spe-cific sârmelor electrod de diametre mici (sub 2 mm),

neacoperite.

Figura 48 - Concentrarea petei catodice la sudarea MAG, CC— la creşterea presiunii

a) p=1 at; b) p=3 at; c) p= 5 at

La o privire atentă cele două arce pot fi vizualizate în timpul sudrii. Se observă un arc intens în vârful sârmei pe suprafaţa picăturii şi un arc

slab, mai blând, care înconjoară (îmbrăţişează) suprafaţa sârmei pe o anu-mită lungime a capătului li-ber, (3 –5) mm.

Acţiunea arcului secundar la suprafaţa sâr-mei provoacă o încălzire a acesteia (echivalentă cu o preîncălzire), ceea ce de-termină o topire mai uşoa-ră a sârmei sub acţiunea arcului principal. Fenomenul descris poate fi asimilat cu metoda preîncălzirii sârmei elec-

trod înainte de introducerea în arcul electric, binecunoscută în tehnica

Figura 47 - Generarea arcului electric electric dublu la sudarea MIG/MAG, cu

polaritate directă a – suprafaţa sârmei acoperită cu un strat

special; b – sârmă normală

Page 94: Sudura speciala

sudării, în vederea creşterii productivităţii muncii prin creşterea ratei de-punerii la sudare.

Pata catodică mobilă care acţionează pe suprafaţa picăturii gene-rează o forţă de reacţie mobilă, asemănătoare forţei de reacţie anodică, care respinge asimetric picătura formată în vârful sârmei figura 48a, asemănător cu sudarea MAG în polaritate inversă utilizând bioxid de carbon 100 % ca şi gaz de protecţie, cu deosebirea că de această dată picătura este mai mare. Acest mod de formare a picăturii în vârful sârmei va genera un transfer globular cu picături foarte mari, aruncate în exteriorul băii metalice, respectiv un număr mare de scurtcircuite ale arcului ceea ce va conduce la stropiri deosebit de intense cu pierderi mari de material de adaos. Acest mod de transfer explică limpede de ce polaritatea directă nu se utilizează la sudarea MIG/MAG.

Pentru a putea suda MIG/MAG în polaritate directă cu asigurarea unui transfer axial a picăturii este necesară restricţia mişcării petei catodice simetric la vârful sârmei. Acest lucru poate fi realizat prin acoperirea suprafeţei sârmei cu un strat de material special, figura 47a (caz echivalent cu învelişul electrozilor) sau prin creşterea presiunii în coloana arcului la aproximativ 5 atmosfere figura 48, prin sudarea într-o incintă presurizată sau sudarea hiperbarică sub apă.

Un alt aspect negativ al polarităţii directe la sudarea MIG/MAG este încălzirea excesivă a capului de sudare (duza de gaz, duza de contact) însoţită de pericolul deteriorării premature a acestuia, respectiv necesitatea luării unor măsuri mai severe de răcire a capului de sudare. Această solicitare termică se exercită şi asupra operatorului sudor. Cauza este determinată de fenomenul prezentat mai sus prin căldura mult mai mare generată la catod decât la anod.

Cercetările autorilor în acest domeniu s-au axat pe studiul influenţei polaritătii directe la sudarea MAG asupra stabilităţii arcului electric, asupra fenomenelor de transfer, asupra ratei depunerii AD, respectiv asupra diluţiei. Au fost efectuate cercetări privind posibilitatea încărcării prin sudare MAG cu polaritate directă având în vedere avantajele potenţiale oferite şi rata de depunere mare şi pătrunderea mică, deziderate principale ale încărcării prin sudare.

Au fost obţinute câteva rezultate interesante. Rata depunerii la sudare creşte în funcţie de curentul de sudare în limite foarte largi cu 50-80%. O mare parte din material se pierde prin stropi ceea ce face ca rata reală a depunerii să fie mult mai mică. Diluţia la sudare este extrem de mică, sub 10%, cea mai mică comparativ cu aplicaţiile clasice ale proce-deelor de sudare prin topire. Diluţia extrem de mică la sudarea cu transfer prin scurtcircuit conduce la pericolul lipsei de pătrundere şi a lipsei de topire între treceri, respectiv straturi. Pentru reducerea stropirilor, tensiunea

Page 95: Sudura speciala

arcului s-a redus mult ceea ce a condus la obţinerea unor rânduri înguste şi înalte care amplifică şi mai mult pericolul lipsei de topire. Aspectul exterior al depunerilor a fost deosebit (estetic) ceea ce poate să deruteze privind calitatea depunerii. Rezultate mult mai bune, chiar încurajatoare, s-au obţinut la sudarea cu arc lung prin transfer globular (transferul prin pulve-rizare nu este posibil) prin „împingerea cusăturii“ (sudare spre stânga) când puterea mare arcului elimină pericolul lipsei de topire obţinându-se depuneri cu o geometrie mult mai favorabilă decât la sudarea clasică prin pulverizare. Aceasta afirmaţie este argumentată de pătrunderea mai mică şi uniformă a depunerilor fără patrunderile şi neuniformităţile mari produse de „degetul de argon“ specific sudării prin pulverizare. Aceasta a condus de fapt la diminuarea diluţiei la valori de 8-10%. În ceea ce priveşte stabilitatea arcului, este mai scăzută ca la sudarea clasică MAG, presupunând cunoştinţe temeinice de reglare a parametrilor tehnologici de sudare. Domeniul de stabilitate a arcului electric este de asemenea foarte îngust. În concluzie aplicarea acestei tehnici la încărcarea prin sudare poate fi în anumite condiţii o alternativă viabilă şi nu trebuie eliminată apriori.

1.6.2 Curentul de sudare – Viteza de avans a sârmei electrod.

Asocierea celor doi parametri tehnologici la sudarea MIG/MAG este determinată de interdependenţa (intercondiţionalitatea) care există între

aceşti parametri şi anume relaţia direct proporţională, într-o primă aproximare liniară, a acestora, figura 49. Practic reglarea cu-rentului la sudarea MIG/MAG se face prin modificarea vitezei de avans a sârmei electrod, viteză de avans redusă – curent mic, viteză de avans ridicată – curent mare.

Curentul de sudare influen-ţează puterea de topire a arcului electric, respectiv rata depunerii AD, modul de transfer a picăturii

prin coloana arcului, geometria cusăturii mai precis pătrunderea acesteia. Valoarea curentului de sudare depinde în principal de materialul de bază (compoziţia chimică), de grosimea materialului, de diametrul sârmei elec-trod, tipul de transfer al picăturii, de poziţia de sudare.

În tabelul 23 se prezintă domeniul de variaţie a curentului de sudare pentru diferite diametre de sârmă electrod. Aceste valori au un caracter de

Figura 49 - Corelaţia dintre viteza de avans a sârmei şi curentul de sudare

Page 96: Sudura speciala

recomandare, putând fi în anumite limite depăşite funcţie şi de necesităţile tehnologice.

Tabelul 23. Domeniul de valori ale curentului de sudare funcţie de diametrul sârmei

ds [mm] Ismin [A] Ismax [A] 0,8 50 180 1,0 80 230 1,2 120 350 1,6 200 400 2,4 400 600

Valoarea curentului de sudare pentru un anumit diametru de sârmă

electrod este limitată inferior de asigurarea stabilităţii arderii arcului electric, determinată de obţinerea puterii de topire necesare care să producă topirea uniformă şi stabilă a sârmei, respectiv de topirea metalului de bază pentru asigurarea pătrunderii şi a evitării defectelor din îmbinarea sudată (lipsă de pătrundere, lipsă de topire, pori). Puterea de topire este o funcţie de diametrul sârmei. Condiţia de stabilitate a arcului electric este determinată de asigurarea egalităţii matematice dintre viteza de topire şi viteza de avans a sârmei: vt = vas. Căldura latentă necesară topirii sârmei electrod se obţine pe de o parte din căldura dată de arcul electric (cea mai mare), iar pe de altă parte din efectul Joule – Lenz la trecerea curentul electric prin capătul liber a sârmei electrod. În cazul sârmelor de diametru foarte mic (< 1,0 mm) efectul Joule – Lenz are o pondere mai mare ceea ce asigură o topire stabilă a sârmei la puteri mai reduse ale arcului electric, deci curenţi de sudare mai mici. Altfel spus la un curent de sudare dat, puterea de topire a sârmei este mai mare la sârme subţiri decât la sârme groase. Limitarea superioară a curentului este determinată la rândul ei de asigurarea stabilităţii transferului de metal, respectiv a controlului pro-cesului de sudare. Dacă valoarea curentului de sudare pentru un diametru dat depăşeşte o anumită limită se produce perturbarea fenomenului de transfer a picăturii (prin pulverizare) cu degenerarea într-un proces necontrolabil, aşa numitul transfer cu arc rotitor care se răsfrânge asupra dinamicii picăturii de metal. Încălzirea puternică pe o lungime mare a capătului liber al sârmei electrod prin efect Joule determinată de valoarea mare a curentului de sudare produce plastefierea acestuia, care sub acţiunea forţelor din arcul electric antrenează capătul sârmei într-o mişcare de rotaţie necontrolabilă, greu de stăpânit, însoţită de stropiri foarte puternice, respectiv de pericol mare de apariţie a defectelor de tipul lipsei de topire, făcând foarte dificil controlul procesului de sudare. În ultimul timp

Page 97: Sudura speciala

acest fenomen este stăpânit prin folosirea unor gaze de protecţie speciale sau prin utilizarea unor tehnici de sudare diferite de cele din sudarea clasică. Este vorba de sudarea TIME (Transfered Ionized Molten Energy) care foloseşte un gaz special ternar, conţinând 26,5% He, 8% CO2, 0,5% O2, restul Ar, care permite sudarea cu viteze de avans ale sârmei electrod de până la 25-50 m/min şi valori ale curentului de sudare de 400-700A, respectiv sudarea prin tehnici de sudare cu curenţi de mare intensitate ca Rapid Arc (arc rapid) şi Rapid Melt (topire rapidă) folosind amestecuri de gaze Ar + 4-8% CO2 la viteze de avans a sârmei de până la 25 m/min, respectiv până la 40 m/min (valorile sunt valabile pentru sârme de oţel cu diametrul de 1,2 mm). Aceste tehnici de sudare însă necesită echipamente de sudare sofisticate, respectiv dispozitive de avans a sârmei de mare performanţă, fiind limitate şi de costul ridicat al gazului de protecţie.

Limitarea superioară a curentului de sudare are şi o motivaţie eco-nomică. Atingerea unor valori ridicate ale curentului de sudare presupune atingerea unor viteze de avans ale sârmei foarte mari, ceea ce determină un consum mare de sârmă, ori se ştie că sârma subţire are un preţ de cost mai mare decât sârma mai groasă. În plus vitezele mari de avans ale sârmei electrod ridică probleme cu antrenarea ei datorită creşterii forţelor de frecare din tubul flexibil, producând instabilităţi ale vitezei de avans ale sârmei care se răsfrâng direct asupra curentului şi asupra modului de transfer producând variaţii ale curentului, respectiv stropiri, aspect deloc de neglijat la sudare, în special în cazul sârmelor moi din Al sau al sârmelor tubulare. Dispozitivele de avans trebuie să fie mai performante, cu execuţie mai îngrijită, iar pe de altă parte se produce o uzură prematură a acestora.

Nici din punct de vedere tehnologic utilizarea curenţilor de sudare mari la un diametru de sârmă dat (peste valoarea recomandată) nu este justificată. Viteza mare de topire a sârmei în acest caz produce o baie de metal voluminoasă care curge în faţa arcului pe componente, cu consecinţe asupra pătrunderii, paradoxal, chiar asupra pericolului de apariţie a defec-telor de tipul lipsei de pătrundere sau lipsei de topire.

Din punct de vedere al modului de transfer valoarea curentului de sudare trebuie să se încadreze în anumite limite. Aceste limite depind în principal de compoziţia chimică a sârmei (metalul de bază), de diametrul acesteia, de tipul sârmei pline sau tubulare, de caracterul miezului ritilic, bazic, pulbere metalică şi nu în ultimul rând de gazul de protecţie. De exemplu pentru o sârmâ plină din oţel carbon (G2Si) cu diametrul de 1,2 mm valorile critice ale curentului de sudare în funcţie de gazul de protecţie sunt (valori informative):

Is cr sha < 170 A la sudarea în CO2 100%; Is cr sha < 200 A la sudarea în amestecul de gaze 80%Ar + 20%CO2

(Corgon 18);

Page 98: Sudura speciala

Is cr spa > 280 A la sudarea în amestecul de gaze 80%Ar + 20%CO2 (Corgon 18); În tabelul 64 Anexa 1/17 se prezintă un tablou mult mai cuprinzător

al domeniilor critice de transfer ale curentului de sudare pentru o gamă largă de condiţii de sudare.

La sudarea în poziţii dificile, curentul de sudare se reduce cu 10÷15% la sudarea în cornişă, respectiv cu 15÷20% la sudarea peste cap (pe plafon) sau vertical descendentă, pentru reducerea volumului băii şi diminuarea pericolului de scurgere a acesteia, pentru un control mai bun al procesului de sudare.

Reglarea curentului de sudare prin modificarea vitezei de avans a sârmei electrod conferă acestui parametru tehnologic un rol foarte important la sudarea MIG/MAG. Practic viteza de avans a sârmei electrod prin implicaţiile ei la sudare se poate considera parametrul tehnologic principal (de bază) al procedeului de sudare în mediu de gaze protectoare MIG/MAG.

Această afirmaţie este pe deplin justificată în cazul surselor de sudare sinergice. Aceste surse fac parte din cadrul surselor moderne de sudare cu invertor şi microprocesor prevăzute cu o consolă pentru introducerea datelor de intrare specifice procedeului. Principiul de bază a acestor surse constă în obţinerea puterii (energiei) necesare a arcului electric pentru o aplicaţie dată prin reglarea unui singur parametru tehno-logic şi anume prin modificarea vitezei de avans a sârmei electrod, cunoscut în literatura de specialitate sub denumirea de „ONE KNOB“. Datele de intrare necesare pentru reglarea automată a parametrilor tehnologici, respectiv pentru controlul procesului prin intermediul micro-proprocesorului (pe baza unor programe instalate şi setate ale acestuia) sunt: modul de transfer (prin scurtcircuit, prin pulverizare sau în curent pulsat), materialul de adaos - compoziţia chimică (oţel carbon, oţel INOX, aluminiu şi aliajele sale, cupru şi aliajele sale, etc.), tipul sârmei [plină sau tubulară (miez rutilic, bazic sau cu pulbere metalică)], gazul de protecţie (CO2 100%, Ar 100%, amestecuri de gaze), diametrul sârmei (0,8; 1,0; 1,2; 1,6 mm). În continuare comanda sursei pentru furnizarea puterii arcului electric, respectiv pentru obţinerea energiei necesare pentru aplicaţia dată se face prin reglarea vitezei de avans a sârmei electrod ca parametru primar al procesului de sudare. Acest mod de comandă şi reglare a parametrilor tehnologici facilitează activitatea operatorului sudor, evitând pierderile de timp cu reglarea instalaţiei de sudare, evitând greşelile teh-nologice de reglare, respectiv furnizând un transfer optim la sudare. În acest caz este posibilă şi efectuarea unei corecţii de tensiune a arcului dacă condiţiile concrete de sudare o cer. Aceste echipamente de sudare permit şi reglarea manuală a parametrilor tehnologici, dacă este necesar,

Page 99: Sudura speciala

prin părăsirea programului sinergic şi reglarea individuală a parametrilor respectivi. Această opţiune presupune însă o foarte bună pregătire profe-sională din partea celui care face reglările (operator, inginer).

Există surse de sudare sinergică la care parametrul tehnologic de comandă (principal) pentru reglarea puterii (energiei), nu mai este viteza de avans a sârmei ci tensiunea de mers în gol a sursei, respectiv tensiunea arcului (caracteristica externă a sursei este rigidă). Este cazul surselor de sudare sinergice cu reglare în trepte care datorită execuţiei mai uşoare şi a preţului de cost mai scăzut au o pondere tot mai mare. În acest caz corec-ţia procesului de sudare, dacă este cazul, se face prin modificarea vitezei de avans a sârmei electrod faţă de viteza furnizată de program.

Viteza de avans a sârmei electrod variază în general între 2 m/min şi 18 (22) m/min în funcţie de performanţele echipamentului (dispozitivului de avans a sârmei DAS). Valoarea vitezei de avans se reglează în funcţie de nivelul curentului de sudare necesar din punct de vedere tehnologic.

Viteza de avans a sârmei electrod depinde în principal de materialul sârmei (compoziţia chimică) şi diametrul sârmei. De asemenea pentru obţinerea unui curent de sudare dat mai depinde de lungimea capătului liber, gazul de protecţie, polaritatea curentului. De exemplu la polaritate directă viteza de avans a sârmei creşte cu mai mult de 50%. Influenţa ga-zului de protecţie este nesemnificativă, iar creşterea capătului liber deter-mină creşterea vitezei de avans a sârmei (este o metodă de creştere a ratei depunerii într-o anumită limită, din motive de stabilitate).

Figura 50 - Corelaţia dintre curentul de sudare şi viteza de avans a sârmei pentru

oţel carbon

Page 100: Sudura speciala

Figura 51 - Corelaţia dintre curentul de sudare şi viteza de avans a sârmei pentru

oţel INOX A (Seria 300)

Figura 52 - Corelaţia dintre curentul de sudare şi viteza de avans a sârmei pentru aliaj de Al-4043 (AlSi)

Page 101: Sudura speciala

Figura 53 - Corelaţia dintre curentul de sudare şi viteza de avans a sârmei pentru aliaj Al-5356 (AlMg)

Figura 54 - Corelaţia dintre curentul de sudare şi viteza de avans a sârmei pentru cupru

Page 102: Sudura speciala

În figurile 50, 51, 52, 53, şi 54 se prezintă corelaţia dintre curentul de sudare şi viteza de avans a sârmei electrod pentru următoarele mate-riale: oţel carbon, oţel înalt aliat (inox austenitic), aliaj de aluminiu cu siliciu (4043) aliaj de aluminiu cu magneziu (5356), respectiv cupru, pentru cele mai utilizate diametre de sârmă 0,8; 1,0; 1,2; 1,6 mm.

Analiza acestei corelaţii permite desprinderea unor concluzii: dependenţa dintre cei doi parametri nu este riguros liniară; la diametrele

mici sub 1,0 mm curbele tind spre o variaţie exponenţială; cu creşterea diametrului curbele se apropie tot mai mult de o variaţie liniară;

viteza de topire este mai mare la sârmele subţiri decât la sârmele groa-se; explicaţia este dată de efectul Joule – Lenz mult mai puternic în cazul sârmelor subţiri, de aici şi variaţia exponenţială a curbelor des-crisă mai sus.

viteza de topire la sârma din oţel înalt aliat este mai mare decât la sârma din oţel carbon în special pentru sârmele subţiri (rezistivitatea electrică de 5 ori mai mare la inox).

viteză de topire mai mare la sârmele din aliaj de Al Mg decât la sârmele din aliaj de Al Si (cauza principală este diferenţa mare a rezistivităţii electrice dintre aliajele de aluminiu; vezi şi temperatura de topire a celor două aliaje);

viteza de topire a cuprului este mai mică decât a oţelului; cea mai mare viteză de topire o au sârmele din aliaje de aluminiu cu

magneziu, iar cea mai mică viteză de topire o au sârmele din oţel car-bon;

Cunoaşterea acestor corelaţii este foarte importantă la alegerea performanţelor echipamentelor de sudare mai exact a DAS – ului. 1.6.3 Tensiunea arcului

Tensiunea arcului Ua ste determinată de doi factori principali şi anume curentul de sudare, respectiv gazul de protecţie şi deci implicit de tipul de transfer utilizat la sudare.

Pentru obţinerea unui arc stabil şi asigurarea unui transfer de metal cu stropiri minime, între curentul de sudare şi tensiunea arcului electric trebuie să existe o corelaţie optimă. Între cele două mărimi se recomandă să existe relaţia:

Ua= 14 + 0,05 Is [V] (24) Relaţia este valabilă în cazul sudării în dioxid de carbon 100% sau

amestecuri bogate în CO2 la sudarea cu transfer prin scurtcircuit, respectiv în cazul sudării în amestecuri de gaze bogate în argon la sudarea cu transfer prin pulverizare. În cazul sudării cu transfer prin scurtcircuit folosind amestecuri de gaze bogate în argon tensiunea arcul se diminuează cu 1 –

Page 103: Sudura speciala

3 V, respectiv în cazul sudării cu arc lung şi transfer globular folosind pentru protecţie CO2 100% tensiunea arcului se majorează cu 2 – 4 V.

Influenţa gazului de pro-tecţie asupra tensiunii arcului se prezintă în figura 55.

Influenţa curentului de sudare, respectiv a vitezei de a-vans a sârmei electrod asupra tensiunii arcului pentru o carac-teristică externă dată a sursei de sudare este prezentată în figura 56.

Scăderea vitezei de a-vans a sârmei (scăderea curen-tului) sub valoarea optimă de-termină creşterea tensiunii prin

creşterea lungimii arcului, implicit creşterea lăţimii cusăturii corelată cu scăderea pătrunderii şi reciproc, creşterea vitezei de avans a sârmei (creşterea curentului) determină reducerea tensiunii prin scurtarea lungimii arcului, implicit reducerea lăţimii cusăturii corelată cu creşterea supra-înălţării, fără însă să se observe o creştervizibilă a pătrunderii aşa cum era

Tensiunea arcului influenţează puterea

de aşteptat, datorită curgerii băii în faţa arcului.

arcului, lungimea arcului, geome

ia dintre curentul de sudare şi tensiunea arcului, respectiv in-fluenţa puterii arcului asupra geometriei cusăturii sunt prezentate în figura 57.

Figura 55 - Influenţa gazului de protecţie asupra tensiunii arcului

Figura 57 - Influenţa puterii arcului asupra geometriei cusăturii

Figura 56 - Influenţa curentului de sudare asupra tensiunii arcului

tria cusăturii, protecţia arcului şi a băii metalice, vâscozitatea şi flui-ditatea băii.

Relaţ

Page 104: Sudura speciala

Se observă formarea corectă a cusăturii cu o geometrie favorabilă determinată de un coeficient de formă bun, creşterea puterii arcului condu-când în primul la creşterea pătrunderii ca efect a creşterii densităţii de curent

gimii arcului printr-o relaţie de pro-porţion

de stantă, gimii arcde funcţionare stabilă a arcului prin

nea arcului acţionează în principal asupra lăţimii cusăturii, tensiun

erea lungimii arcului are loc o distri

şi implicit la creşterea diluţiei. Prin modificarea tensiunii ar-

cului fizic are loc modificarea lun-

aliate directă, unei tensiuni de arc mari corespunzându-i o lungime de arc mare după cum unei tensiuni de arc mici corespunzându-i o lun-gime de arc mică. Discuţia se face în condiţiile menţinerii celorlalţi para-metrii tehnologici nemodificaţi, inclu-siv gazul de protecţie. Aceasta este o consecinţă a asigurării condiţiei de stabilitate a arcului electric, vt = vas, prin fenomenul de „autoreglare“, specific la sudarea MIG/MAG. Creş-terea tensiunii determină creşterea puterii arcului şi prin urmare creş-terea vitezei de topire; aceasta avans a sârmei, care rămâne con-ului electric, restabilindu-se condiţiile diminuarea curentului. Fenomene

asemănătoare au loc şi la scăderea tensiunii arcului, dar în sens invers. Influenţa tensiunii asupra lungimii arcului, respectiv asupra geo-

metriei cusăturii la valoare constantă a curentului de sudare (vitezei de avans a sârmei), este prezentată în figura 58.

Tensiu

Figura 58 - Influenţa tensiunii asupra lungimii arcului

devenind mai mare decât vitezaproduce creşterea lun

e mare lăţime mare, tensiune mică lăţime mică. La îmbinări de colţ apare pericolul crestăturilor marginale. Această acţiune este o consecinţă a modificării lungimii arcului în sensul că la creşt

buţie a puterii (căldurii) pe o zonă mai extinsă la suprafaţa piesei ceea ce produce o încălzire şi o topire mai puternică a acestei zone. Creş-terea lungimii arcului determină totodată creşterea pierderilor de căldură în exterior prin suprafaţa coloanei arcului prin fenomenul de radiaţie, scăzând randamentul arcului. Corespunzător fenomenelor prezentate mai sus, pă-trunderea cusăturii scade. Lucrurile se petrec asemănător la scăderea tensiunii arcului. În acest caz lăţimea cusăturii scade, supraînălţarea creşte, iar în cazul îmbinărilor de colţ convexitatea cusăturii creşte exagerat de

Page 105: Sudura speciala

mult (inestetică), cu pericolul apariţiei lipsei de topire, respectiv a unor con-centratori de tensiune mari.

Asigurarea unui transfer optim de metal la sudarea MIG/MAG este strâns legată, în anumite condiţii date de sudare, de relaţia intrinsecă stabilită între cei doi parametri tehnologici principali curent de sudare – tensiun

cele ma

ea arcului. Aşa cum s-a observat şi mai sus există o infinitate de perechi de valori (Is, Ua) care determină un transfer corespunzător a picăturilor de metal. Se poate defini astfel, în coordonate Ua = f(Is), figura 59 zona haşurată, un domeniu optim pentru perechea de valori (Is, Ua), astfel încât procesul de sudare să se poată desfăşura în condiţii rezonabile.

Desigur că în acest domeniu există o relaţie biunivocă între cei doi parametri tehnologici care să determine un optim optimorum pentru trans-ferul picăturilor de metal. În practică această relaţie este greu de obţinut, de

i multe ori făcându-se compromisuri.

Figura 59 - Domeniul optim de sudare MIG/MAG

Domeniul optim de sudare MIG/MAG este delimitat prin valorile critice ale parametrilor tehnologici ul de sudare, respe sau devin imposib

are la o valoare dată a tensiunii, direcţia b, are loc o

curent – tensiune, pentru care procectiv transferul de metal sunt inacceptabile

s

ile. Lăţimea acestui domeniu este în strânsă relaţie cu gazul de protecţie utilizat, fiind mai lată la sudarea în amestecuri de gaze bogate în argon şi mai îngustă la sudarea în CO2 100%. Ieşirea din domeniul optim de sudare determină instabilităţi ale arcului electric, respectiv modificarea modului de transfer.

Astfel dacă tensiunea arcului este prea mică pentru o valoare dată a curentului, direcţia a, respectiv dacă curentul de sudare (viteza de avans a sârmei) este prea m

Page 106: Sudura speciala

scurtar

arcului

le din tabel sunt acoperitoare pentru

suficientă a băii, însoţită de pericolu

sudurilor de colţ când apare pericolul formării defecte

Transfer prin

e prea mare a lungimii arcului, ceea ce conduce la apariţia feno-menului de scurtcircuitare a arcului de către picăturile formate în vârful sârmei, însoţit de stropiri intense din baie. La limită există pericolul ca sârma electrod să intre în baie fără să se topească ceea ce determină scurtcircuite puternice însoţite de instabilităţi ale arcului electric, respectiv stropiri foarte mari care fac imposibilă desfăşurarea procesului de sudare.

Dacă tensiunea arcului este prea mare pentru valoarea dată a curentului, direcţia c, respectiv dacă curentul de sudare (viteza de avans a sârmei) este prea mic la valoarea dată a tensiunii direcţia d, lungimea

creşte exagerat de mult ceea ce conduce la formarea unor picături mari în vârful sârmei electrod, determinând după caz un transfer globular sau cu scurtcircuite puternice, ambele nefavorabile din punct de vedere a stabilităţii arcului şi pierderilor de metal de adaos prin stropi. La limită în acest caz este pericolul stingerii arcului electric după desprinderea picăturii din vârful sârmei ca efect a creşterii lungimii arcului peste limita de între-ţinere a arcului, fenomen însoţit de instabilităţile specifice fazei de amor-sare a arcului electric caracterizat prin variaţii mari ale parametrilor tehnologici, respectiv stropiri abundente. Si în acest caz procesul de sudare trebuie întrerupt pentru reglarea parametrilor.

În tabeleul 24 se prezintă domeniul de valori al parametrilor tehno-logici de sudare curent–tensiune în funcţie de tipul de transfer, la sudarea în amestecuri de gaze bogate în argon. Valori

o gamă variată de amestecuri de gaze. Protecţia arcului este mai bună dacă tensiunea este mai mică, res-

pectiv arcul electric este mai scurt. Arcul lung poate determina antrenarea aerului în coloana arcului, respectiv protecţia in

l porilor în cusătură. Tensiunea arcului măreşte fluiditatea băii de metal topit. De acest

aspect se va ţine seama în cazul sudării în poziţie când apare pericolul cur-gerii băii, respectiv în cazul

lor de tipul crestăturilor marginale. În astfel de cazuri se recomandă utilizarea unor tensiuni reduse ale arcului electric. Tabelul 24 - Corelaţia dintre parametrii tehnologici şi tipul de transfer

Transfer prin Transfer pulverizare intermediar scurtcircuitds

Is Ua Is Ua Is Ua0,8 140 28 110÷150 18÷22 50 ÷180 23÷ ÷130 14÷181,0 180÷ 30 130 24 70÷ 19 250 24÷ ÷200 18÷ 160 16÷1,2 220 20 2 2 170 50 1 6 120 00 1 0 ÷3 5÷3 ÷2 9÷2 ÷2 7÷21,6 260÷390 26÷34 200÷300 22÷28 150÷200 18÷21

Page 107: Sudura speciala

La stabilirea tensiunii arcului există o contradicţie între asigurarea unui transfer cât mai fin a picăturilor de metal, a unei protecţii cât mai eficiente, respectiv asigurarea unei geometrii favorabile (estetice) a cusă-turii sudate. Tensiunea redusă satisface foarte bine primele două cerinţe, în schimb produce o cusătură inestetică cu supraînălţare mare sau convexi-tate ridicată. Din acest motiv în practică în special la sudarea cu transfer prin scurtcircuit la stabilirea tensiunii arcului electric de cele mai multe ori se face un compromis care să satisfacă din toate punctele de vedere. 1.6.4 Viteza de sudare.

Datorită puterii de topire mari a arcului caracterizată prin rată de depunere ridicată respectiv pătrundere mare şi a posibilităţilor de reglarea într-un domeniu larg de valori a parametrilor tehnologici curent de sudare – tensiunea arcului pentru un diametru de sârmă, viteza de sudare vs se caracterizează prin mărimi relativ mari, luând valori într-un domeniu foarte larg cuprins între 15 şi 100 (150) cm/min, iar la unele variante de sudare putând atinge chiar 2-4 m/min (vezi sudarea cu 2 sârme în tandem). Importanţa vitezei de sudare, la sudarea MIG/MAG rezidă din influenţa hotărâtoare a ei asupra calităţii îmbinării sudate, respectiv asupra defec-telor pe care le poate introduce în îmbinare. Astfel o viteză de sudare prea mică produce, în cazul puterilor mari ale arcului electric, pericolul lipsei de topire sau lipsei de pătrundere prin curgerea băii de volum mare în faţa arcului, iar la sudarea stratului de rădăcină pericolul străpungerii. Prin supraîncălzirea băii metalice apare pericolul porozităţii în cusătură. Nu în ultimul rând prin energia liniară mare introdusă în componente creşte nivelul tensiunilor şi deformaţiilor, apare pericolul creşterii granulaţiei cusăturii şi ZIT – lui (subzona de supraîncălzire) însoţit de degradarea caracteristicilor mecanice şi de plasticitate a îmbinării sudate, respectiv creşterea temperaturii de tranziţie. Este cazul oţelurilor slab aliate cu granulaţie fină sensibile la supraîncălziri. Acesta este poate cel mai mare pericol la sudarea MIG/MAG cu viteză mică. O viteză de sudare mare poate de asemenea să afecteze calitatea îmbinării prin pericolul de defecte de legătură pe care le poate introduce, lipsă de pătrundere sau lipsă de topire datorită energiei liniare reduse, pericol de pori în cusătură datorită solidificării rapide a băii sau protecţiei necorespunzătoare a arcului şi a băii (îmbinări de colţ nepătrunse), aspect inestetic a cusăturii cu lăţime mică şi supraînălţare mare, etc..

Sudarea cu vitezele relativ mari specifice procedeului MIG/MAG este un deziderat dificil de realizat în cazul sudării semimecanizate nece-sitând multe ore de antrenament din partea operatorului sudor, în special dacă acesta vine din domeniul sudării manuale cu electrozi înveliţi

Page 108: Sudura speciala

caracterizat prin viteze mult mai mici de sudare. Operatorul sudor trebuie convins de necesitatea şi avantajele folosirii vitezelor de sudare mari, explicându-i-se consecinţele nerespectării acestui parametru tehnolo gic. Este dificultatea cea mai mare care apare la instruirea practică a sudorilor care necesită mult talent didactic şi răbdare.

Viteza de sudare este parametrul care permite cel mai comod, în limitele cele mai largi şi cel mai uşor, controlul energiei liniare introduse în componente. Calculul energiei liniare introduse la sudarea prin topire cu arcul electric se face cu ajutorul următoarei relaţii:

60⋅⋅

⋅=s

sal v

IUE η (J/cm) (25)

unde: Is – curentul de sudare (A); Ua – tensiunea arcului (V); vs – viteza de sudare (cm/min); η – randamentul de transfer arcului (η = 0,75-0,85) Reglarea curentului de sudare şi a tensiunii arcului sunt determinate

de asigurarea stabilităţii arcului şi a transferului optim de metal pentru condiţiile concrete de sudare, putând fi modificate în limite relativ restrânse ceea ce limitează controlul energiei liniare prin aceşti parametri.

Viteza de sudare depinde în principal de următorii factori: Metalul de bază caracterizat prin sensibilitatea sau insensibilitatea la

supraîncălzire, respectiv prin proprietăţile fizice, temperatura de topire şi coeficientul de conductibilitate termică. Materialele sensibile la supraîncălzire ca de exemplu oţelurile cu granulaţie fină, oţelurile tratate termic QT, oţelurile cu precipitare dispersă PH, oţelurile aliate inoxidabile austenitice şi feritice etc., necesită pentru evitarea degradării caracteristicilor mecanice şi de plasticitate, sudarea cu energie liniară redusă (controlată) deci cu viteze de sudare relativ mari, pe când oţelurile insensibile la supraîncălziri din categoria cărora fac parte oţelurile nealiate cu puţin carbon, nu impun vreo restricţie privind energia liniară respectiv viteza de sudare, criteriul de bază la stabilirea vitezei în acest caz fiind de obicei cel al productivităţii, deci al reducerii numărului de treceri şi al evitări defectelor caracteristice.

Puterea arcului, respectiv tipul de transfer a picăturii de metal. La sudarea cu puteri mici specifice transferului prin scurtcircuit se folosesc viteze de sudare mai mici, sub 30 cm/min, pe când la sudarea cu puteri mari cu transfer prin pulverizare, respectiv sudarea cu arc lung se folosesc viteze de sudare mai mare de 30 cm/min.

Caracterul trecerii, de rădăcină sau de umplere a rostului. La sudarea stratului de rădăcină realizat în general cu arc scurt, viteza de sudare

Page 109: Sudura speciala

este mai mică decât în cazul trecerilor de umplere a rostului unde predomină utilizarea transferului prin pulverizare.

Varianta (metoda) de sudare. Se poate desfăşura în număr mare de treceri (multistrat) sau număr mic de treceri funcţie de metalul de bază, respectiv temperatura de exploatare a îmbinării sudate. În primul caz se folosesc viteze de sudare mari (energii liniare mici), iar în al doilea caz viteze de sudare mai mici.

Tehnica de sudare. La sudarea cu pendularea electrodului, sudarea stratului de rădăcină, sudarea vertical ascendentă, sudarea îmbinărilor de colţ, viteza de sudare este mai redusă comparativ cu sudarea fără pendulare, în rânduri filiforme.

Grosimea componentelor respectiv geometria rostului. Tablele subţiri se sudează cu viteze mult mai mari pentru evitarea pericolului de stră-pungere, respectiv a deformaţiilor la sudare care sunt funcţie de energia liniară introdusă în componente;

Gradul de mecanizare. La sudarea mecanizată sau robotizată viteza de sudare este condiţionată doar de performanţele instalaţiei, permiţând sudarea cu viteze mari 50-100 cm/min, pe când la sudarea semimecanizată unde intervine factorul uman cu limitele lui şi posibilitatea de control a vitezei de sudare, aceasta este limitată la valori mai mici de 20-50 cm/min. Se apreciază că viteza maximă de sudare pentru un operator este 60 cm/min.

Poziţia de sudare corelată cu pericolul de scurgere a băii metalice. La sudarea vertical descendentă viteza de sudare are valorile cele mai mari, determinate de viteza de curgere a băii, care la rândul ei este determinată de volumul şi de fluiditatea acesteia. La sudarea vertical ascendentă care presupune pendularea arcului pentru controlul băii metalice viteza de sudare este mai redusă.În cele ce urmează se prezintă un exemplu de calcul privind influenţa vitezei de sudare asupra energiei liniare, respectiv asupra caracteristicilor îmbinării sudate în cazul sudării unei îmbinări cap la cap cu rost în Y din oţel slab aliat cu granulaţie fină.

Parametrii tehnologici de sudare folosiţi sunt: la rădăcină (sudare cu transfer prin scurtcircuit):

Is = 140 A; Ua = 19 V; vs = 14 cm/min

1140014

1914060v

IUEs

sal =

×=×

×= J/min (26)

la umplerea rostului (sudare cu transfer prin pulverizare):

• Varianta 1: folosind varianta de sudare multistrat (recomandată la acest tip de oţel):

Page 110: Sudura speciala

Is = 300 A; Ua = 29 V; Vs = 46 cm/min

113506046

2930060v

IUEs

sal =×

×=×

×= J/min (27)

• Varianta 2: folosind varianta de sudare în număr mic de treceri

(nerecomandată):

Is = 300 A; Ua = 29 V; Vs = 23 cm/min 2270060

232930060

vIUE

s

sal =×

×=×

×= J/min (28)

Obs.: Condiţii de sudare: diametrul sârmei electrod 1,2 mm; gazul de protecţie 82% Ar + 18% CO2; debitul gazului de protecţie 15 l/min.

Figura 60 - Determinarea grafică a vitezei de sudare

Se observă că energia liniară este relativ mică şi sensibil egală, atât la sudarea stratului de rădăcină, cât şi la sudarea straturilor de umplere, ceea ce este favorabil în cazul acestui oţel. Prin reducerea vitezei de sudare la jumătate, energia liniară creşte nepermis de mult. Aceasta deter-mină creşterea exagerată a granulaţiei cusăturii şi a metalului de bază în ZIT cu efecte asupra scăderii caracteristicilor mecanice şi de plasticitate respectiv a diminuării tenacităţii materialului la temperaturi negative.

Page 111: Sudura speciala

Determinarea vitezei de sudare se poate face analitic (vezi sub-capitolul 1.7) sau grafic. În figura 60 se prezintă diagramele pentru determinarea rapidă a vitezei de sudare, pornind de la secţiunea rândului (trcerii), pentru diferite valori ale vitezei de avans a sârmei electrod, res-pectiv ale parametrilor tehnologici de sudare Is, Ua.

Calculul se face pentru o îmbinare cap la cap cu rost în V. În funcţie de secţiunea trecerii At şi tehnologia propusă (viteza de avans a sârmei) se determină viteza de sudare. Prin împărţirea ariei rostului la aria trecerii se stabileşte numărul trecerilor necesare pentru umplerea rostului. Astfel de diagrame pot fi stabilite pentru diferite tipuri de îmbinări sudate, respectiv pentru diferite forme de rosturi.

Deci viteza de sudare este parametrul principal prin care se contro-lează energia liniară introdusă în componente. Calitatea îmbinării sudate este strâns legată de alegerea şi folosirea corectă a vitezei de sudare. Regula de bază la sudarea MIG/MAG rămâne limitarea energiei liniare introduse în componente prin sudarea cu viteze mari, fără pendulare.

1.6.5 Lungimea capătului liber al sârmei electrod

Lungimea capătului liber al sârmei electrod lcl se defineşte ca distanţa dintre suprafaţa frontală a duzei de contact şi suprafaţa componentelor de sudat, figura 61 după normele europene, respectiv figura 62 după normele americane. Direfenţa dintre cele două sisteme constă în faptul că la normele europene în lungimea capătului liber lcl este inclusă şi lungimea arcului electric la, pe când la normele americane lungimea capătului liber nu include langimea arcului, referindu-se doar la capătul sârmei prin care trece curentul (electric stickout). Cunoaşterea acestui amănunt este foarte importantă la verificarea sau aplicarea tehnologiilor de sudare americane în Europa, când neluarea în seamă a acestei par-ticularităţi poate conduce la abateri substanţiale ale tehnologiilor de sudare, chiar compromiterea tehnologiei, (în principal prin modificarea curentului), în special la sudarea cu puteri mari de arc, folosind transferul prin pulverizare, când lungimea arcului are o valoare relativ mare, 4-7 mm. In-fluenţe mai mici apar la sudarea cu puteri mici de arc.

Lungimea capătului liber depinde în principal de curentul de sudare respectiv de tipul de transfer a picăturii şi de diametrul sârmei electrod.

În tabelul 25 se prezintă valorile recomandate pentru lungimea ca-pătului liber în funcţie de curentul de sudare.

Lungimea capătului liber se poate defini şi ca o funcţie de diametrul sârmei electrod, figura 63 după cum urmează:

lcl ≈ 10 x ds (mm) la transfer prin scurtcircuit; lcl ≈ 15 x ds (mm) la transfer prinpulverizare;

Page 112: Sudura speciala

Tabelul 25. Corelaţia dintre curentul de sudare şi lungimea capătului liber

Figura 62 - Definirea lungimii capătului liber al sârmei electrod lcl după practica

americană

Figura 61 - Definirea lungimii capătului liber al sârmei electrod lcl după practica

europeană

Is [A] Lcl [mm] 50 10 100 12 150 13 200 14 250 16 300 18 350 18 400 20

Figura 63 - Lungimea capătului liber funcţie de diametrul sârmei

Page 113: Sudura speciala

Fiura. 64 - Poziţia relativă a duzei de contact şi a duzei de gaz

(conf. practicii europene) În figura 64 se prezintă valorile orientative a lungimii capătului liber

pentru cele două tipuri de transfer, respectiv a poziţiei relative a duzei de contact faţă de duza de gaz, conform practicii europene, iar în figura 65 aceleaşi date conform practicii americane.

Diferenţele de valori care se observă între cele două recomandări sunt justificate în cea mai mare măsură de gazul de protecţie utilizat în cele două zone. În Europa, şi în România, predomină amestecurile de gaze bogate în argon cu 20% CO2 (amestecul Corgon 18 fiind cel mai repre-zentativ), pe când în America predomină amestecurile bogate în argon cu 3-10% CO2, sau 1-5% O2, gaze mult mai „calde” (vezi scap. 1.3). În cazul transferului prin pulverizare (puteri mari) diferenţele între cele două recomandări sunt semnificative.

Figura 65 - Poziţia relativă a duzei de contact şi a duzei de gaz

(conform practicii americane)

Page 114: Sudura speciala

Aşa cum se poate constata lungimea capătului liber este o mărime relativă, greu de menţinut de către operatorul sudor în cazul sudării semi-mecanizate. Se consideră că variaţii de ± 10% nu deranjează la sudare, în realiate însă aceste fluctuaţii pot atinge valori mult mai mari care pot să afecteze calitatea cusăturii sudare, respectiv desfăşurarea normală a procesului de sudare. În cazul sudării mecanizate sau robotizate problema fluctuaţiilor de acest fel nu există, totul este ca lungimea capătului liber să fie aleasă (stabilită) corect.

Acţiunea cea mai importantă a lungimii capătului liber constă în influenţa asupra curentului de sudare. Modificarea lungimii capătului liber are ca efect modificarea rezistenţei ohmice din circuitul de sudare,

SlR ρ= , şi prin aceasta modificarea curentului de sudare. Practic fluc-

tuaţiile lungimii capătului liber produc fluctuaţii ale curentului de sudare cu consecinţe asupra stabilităţii arcului electric, asupra modului de transfer, asupra stropirilor şi nu în ultimul rând asupra calităţii îmbinării sudate.

Figura 66 - Influenţa lungimii capătului liber asupra curentului de sudare

Nivelul fluctuaţiilor curentului de sudare la modificarea lungimii

capătului liber depinde de diametrul sârmei electrod şi de gazul de protecţie. Cu cât diametrul sârmei este mai mic cu atât variaţia curentului este mai mare, respectiv la sudarea în CO2 avem fluctuaţii mai mari decât la sudarea în amestecuri bogate în argon. În figura 66 se prezintă variaţia curentului de sudare la modificarea lungimii capătului liber.

Page 115: Sudura speciala

La creşterea lungimii capătului liber are loc încălzirea acestuia prin efect Joule-Lenz la trecerea curentului de sudare de valori relativ mari, prin sârma electrod cu diamtru relativ mic respectiv cu rezistivitate electrică mare. Încălzirea suplimentară a capătului liber produce topirea mai rapidă a sârmei şi prin urmare lungimea arcului electric va creşte (condiţia de stabilitate vt = vas nu mai este îndeplinită). Are loc mutarea punctului stabil de funcţionare din poziţia iniţială A în poziţia corespunzătoare noilor condiţii de echilibru B,pentru care vt = vas, figura 67.

Se observă că lungimea arcului electric creşte, iar cu-rentul de sudare scade. Noile condiţii de echilibru pot însă să afecteze condiţiile de transfer conducând în anumite situaţii la modificarea modului de trans-fer, în condiţiile creşterii lun-gimii arcului la trecerea din transferul prin pulverizare la transferul globular.

Dacă lungimea capă-tului liber scade se poate ajun-ge prin mecanismul descris mai

sus la transfer prin scurtcircuit. Ambele variante sus nefavorabile con-ducând la creşterea nivelului de stropiri.

Figura 67 - Influenţa lungimii capătului liber asupra stabilităţii arcului electric

În cazul sârmelor de diametru foarte mic sub 1 mm instabilitatea ar-cului poate atinge limite critice. Astfel, la creşterea lungimii capătului liber încălzirea prin efect Joule-Lenz poate duce la încălzirea la roşu a capătului sârmei (T ≈ 1000°C) ceea ce produce la un moment dat topirea bruscă a acestuia însoţită de formarea unei picături mari şi de lungirea instantanee a arcului electric. Această topire neuniformă a sârmei conduce la un arc eratic care efectuează mişcări aleatoare pe verticală, (sentimentul este că arcul urcă pe sârmă), fenomen vizibil cu ochiul liber. La limită lungirea arcului este atât de mare încât se produce stingerea arcului electric, urmat de o scurtcircuitare puternică când sârma atinge din nou piesa. Stropirile sunt foarte mari, iar desfăşurarea procesului de sudare nu este posibilă. Deci în cazul sârmelor foarte subţiri lungimea capătului liber este critică şi trebuie aleasă cu mare grijă la limita inferioară.

Creşterea lungimii capătului poate avea şi un aspect pozitiv şi anume creşterea productivităţii la sudare prin creşterea ratei depunerii, menţinând curentul de sudare constant. Evident creşterea lungimii capă-tului liber determină scăderea curentului de sudare, iar pentru aducerea lui la nivelul iniţial este necesară creşterea vitezei de avans a sârmei ceea ce

Page 116: Sudura speciala

este echivalent cu creşterea cantităţii de metal topit şi cu creşterea ratei de depunere. Această procedură însă trebuie făcută cu multă atenţie având în vedere efectele nefavorabile descrise mai sus, dar în unele condiţii con-crete de sudare poate constitui o alternativă şi în limite rezonabile.

Pe de altă parte lungimea prea mare a capătului liber ridică proble-me din punctul de vedere a dirijării sârmei la locul sudării (în zona rostului) datorită pericolului de încovoiere (curbare), pendulare sau rotire, ceea ce poate conduce la pericolul defectelor de legătură, lipsă de pătrundere, lipsă de topire, în special la sudarea stratului de rădăcină, la sudarea cu viteză mare a tablelor subţiri cu rost I, sudarea îmbinărilor de colţ nepătrunse, etc.

Figura 68 - Efectul termic al arcului electric asupra duzei de contact şi a

duzei de gaz

Figura 69 - Influenţa lungimii capătului liber asupra încălzirii duzei de contact

şi a duzei de gaz

Page 117: Sudura speciala

Nici o lungime prea mică a capătului liber nu este recomandată deoarece conduce la suprasolicitarea termică a duzei de contact şi a duzei de gaz, cu consecinţe asupra duratei de utilizare, respectiv a distrugerii premature a acestora, în special în cazul capetelor de sudare fără răcire forţată cu apă. Această încălzire determină şi o creştere a aderenţei stro-pilor la duza de gaz (şi de contact) cu consecinţe asupra măririi frecvenţei de curăţire a acesteia, ceea ce la sudarea robotizată constituie un mare dezavantaj cu efect asupra productivităţii, dar nu numai.

În această ordine de idei, cercetările efectuate au arătat că temperatura duzei de contact în cazul sudării fără răcirea capului atinge 400°C după 30 secunde de la începerea sudării (ceea ce reprezintă 10% din durata ciclului) şi 600°C după 3 minute (la sfârşitul ciclului de sudare de 5 minute la o durată activă DA = 60%, frecvent utilizată la proiectarea sur-selor de sudare MIG/MAG. În prezent ciclul de sudare MIG/MAG este de 10 minute, respectiv duza de gaz atinge la sfârşitul ciclului 500°C. Prin răcirea forţată cu apă a capului de sudare se constată o reducere a temperaturii celor două componente la ≈150°C pentru duza de contact, respectiv la ≈300°C pentru duza de gaz.

În figura 68 se prezintă variaţia încălzirii duzei de contact (figura 68a), respectiv a duzei de gaz (figura 68b), în cazul capetelor de sudare fără răcire (curbele 1), respectiv în cazul răcirii răcirii forţate cu apă a capetelor de sudare (curbele 2).

Încercările efectuate au arătat de asemenea că şi dacă se face o răcire forţată a capului de sudare, o alegere necorespunzătoare a lungimii capătului liber are consecinţe negative asupra încălzirii duzei de contact şi a duzei de gaz.

În figura 69 se prezintă influenţa capătului liber asupra încălzirii duzei de contact (a), respectiv a duzei de gaz (b).

Se constată că o lungime a capătului liber mult prea mică (de exem-plu 10 mm) conduce la o încălzire nepermisă a duzei de contact (800°C), respectiv a duzei de gaz (700°C). Modificarea cu doar 5 mm a lungimii capătului liber de la 15 mm la 20 mm determină reducerea temperaturii la ≈150°C pentru duza de contact, respectiv la ≈350°C pentru duza de gaz, valori acceptabile.

Ca o recomandare generală, având la bază cercetările de mai sus, se poate propune ca lungimea capătului liber a sârmei să se ia aproximativ 15 mm la sudarea cu transfer prin scurtcircuit (arc scurt), respectiv 20 mm la sudarea cu transfer prin pulverizare (arc spray).

Lungimea capătului liber poate fi influenţată şi de accesul la sudare, ca de exemlu la sudarea în rost adânc a îmbinărilor cap la cap la grosimi mari respectiv la sudarea îmbinărilor de colţ, când lungimea capătului

Page 118: Sudura speciala

sârmei este de obicei mai mare. Ea nu trebuie să depăşească însă valorile maxim admise prezentate mai sus.

În concluzie se apreciază că lungimea capătului liber a sârmei electrod este un parametru tehnologic deosebit de important cu implicaţii profunde asupra procesului de sudare în ansamblul lui, din păcate ignorat în practica productivă de foarte multe ori, constatare făcută de autori în schimburile de experienţă pe care le-a avut de-a lungul anilor. Cauza principală este necunoaşterea efectelor capătului liber la sudarea MIG/MAG.

1.6.6 Distanţa duză de gaz-piesă

Distanţa duză de gaz-piesă LL se defineşte ca distanţa dintre suprafaţa frontală a duzei de gaz şi componentele care se sudează şi este în strânsă corelaţie cu lungimea capătului liber a sârmei electrod.

Poziţia duzei de contact faţă de piesă respectiv poziţia relativă a duzei de contact faţă de duza de gaz au fost prezentate în figurile 61, 62, 63 şi 64 din subcapitolul precedent. Se constată că distanţa duză de gaz – piesă ia în general valori cuprinse între 10 – 15 mm. Această distanţă asigură pe de o parte protecţia necesară băii de metal topit, iar pe de altă parte permite o observare uşoară a băii şi a arcului electric. Se constată că în cazul sudării cu arc scurt cu transfer prin scurtcircuit duza de contact se poziţionează la o distanţă de ± 2-3 mm faţă de duza de gaz în funcţie de diametrul sârmei electrod, respectiv valoarea curentului de sudare utilizat, iar în cazul sudării cu arc spray folosind transferul prin pulverizare duza de contact se află în interiorul duzei de gaz, la o distanţă de 5-8 mm. Această poziţionare este determinată de asigurarea stabilităţii arcului electric,

sudare. Plasarea du

respectiv de limitarea încălzirii capului dezei de contact

în exteriorul duzei de gaz permite limitarea lungimii capătului liber, evitând supraîncălzirea acestuia prin efect Joule – Lenz, asigurând totodată conducerea precisă a sârmei în zona rostului, o vizi-bilitate bună a arcului electric şi conducerea facilă a procesului de sudare. Este cazul sudării cu sârme foarte subţiri sub 1 mm, a sudării stratului de rădăcină, a sudării îmbinărilor de colţ, figura 70. Acest aspect este foarte

important în special la materialele înalt aliate (sârme din oţel inoxidabil)

Figura 70 - Poziţionarea duzei de contact la sudarea îmbinărilor de colţ

Page 119: Sudura speciala

caracterizate prin rezistivitate electrică mare (de cinci ori mai mare ca a oţelului carbon), când pentru limitarea supraîncălzirii capătului liber lungi-mea acestuia trebuie redusă corespunzător.

Plasarea duzei de contact în interiorul duzei de gaz permite creşterea lungimii capătului liber a sârmei menţinând gradul de protecţie a băii metalice. În cazul transferului prin pulverizare, prin lungirea capătului liber se produce o încălzire suplimentară importantă prin efect Joule ceea ce contribuie la topirea vârfului sârmei la un nivel mai scăzut a puterii arcului, respectiv a curentului de sudare, pentru obţinerea transferului spray, ceea ce consituie un mare avantaj tehnologic. Este îndeobşte cunoscut că sursa căldurii necesare topirii vârfului sârmei electrod este energia (căldura) arcului în cea mai mare parte, dar şi încălzirea prin efect Joule care este direct proporţională cu pătratul curentului, respectiv invers proporţională cu diametrul sârmei. Această încălzire suplimentară determină de fapt reducerea curentului critic de transfer prin pulverizare o dată cu reducerea diametrului sârmei.

O distanţă duză de gaz-piesă prea mică creează dificultăţi în controlul procesului de sudare prin reducerea vizibilităţii în zona de sudare. Are loc o supraînălzire a capului de sudare şi deteriorarea prematură a acestuia în special la pistoletele fără răcire. Apar încărcări frecvente cu stropi a duzei de gaz, iar aderenţa mare a acestora face dificilă înde-părtarea lor ceea ce afectează productivitatea în special la sudarea robotizată. Încărcarea cu stropi a duzei de gaz conduce şi la o protecţie deficitară a băii de metal topit cu efecte asupra pericolului de pori în îmbinarea sudată.

Din păcate şi în cazul acestui parametru se acordă o atenţie mică, în general lucrându-se cu duza de contact în interiorul duzei de gaz (aşa cum este livrat pistoletul) ceea ce afectează de multe ori stabilitatea proce-sului, respectiv creşterea stropilor şi a stropirilor. Prin utilizarea a două duze de gaz diferite ca lungime în funcţie de condiţiile concrete de sudare problema se rezolvă cu uşurinţă. 1.6.7 Diametrul sârmei electrod

Alegerea diametrului sârmei electrod ds depinde în principal de grosimea componentelor (tablelor) care se sudează, respectiv de curentul de sudare necesar din punct de vedere tehnologic. Alegerea diametrului este condiţionată de multe ori şi de performanţele echipamentului de sudare. Gama de diametre cuprinde următoarele valori: 0,6; 0,8; 1,0; 1,2; 1,6 mm, diametrul de 1,2 mm fiind cel mai utilizat la ora actuală pe plan mondial.

Diametrul sârmei electrod influenţează rata depunerii AD şi pătrun-derea cusăturii. La sudarea cu acelaşi curent rata depunerii este mai mare

Page 120: Sudura speciala

în cazul diametrelor mici decât în cazul diametrelor mai mari datorită vitezei de topire mai mari a sârmelor subţiri decât a sârmelor groase. Aspectul nu este de neglijat în cazul operaţiilor de încărcare prin sudare. Acest avantaj permite creşterea vitezei de sudare pentru obţinerea aceleaşi secţiuni a depunerii, conducând la creşterea productivităţii muncii prin reducerea timpului de sudare. Pătrunderea cusăturii este mai mare la sârme mai subţiri datorită creşterii densităţii de curent şi a forţei de refulare a arcului electric. În ultimul caz însă dacă valoarea curentului depăşeşte o anumită limită pătrunderea cusăturii paradoxal scade ca efect a curgerii băii (rată ridicată) în faţa arcului pe componente. Aceste influenţe sunt prezentate sugestiv în figura 71.

Rata de topire mai ma-re la sârmele subţiri decât la cele groase nu constituie întot-deauna un avantaj, având în vedere pătrunderea mică care se obţine la sudarea cu astfel de sârme, determinată pe de o parte de valoarea mai mică a puterii arcului, respectiv a cu-rentului de sudare utilizat, com-parativ cu sârmele mai groase, iar pe de altă parte de pericolul curgerii băii de metal de volum mare în faţa arcului, reducând

randamentul acestuia, şi crescând pericolul de apariţie a defectelor de legătură.

Figura 71 - Influenţa diametrului sârmei electod asupra ratei depunerii AD

Din acest motiv este mai recomandat din punct de vedere tehno-logic utilizarea sârmelor mai groase, care suportă un curent mai mare, pentru creşterea ratei depunerii la sudare. În plus, din punct de vedere economic sârma mai subţire este mai scumpă decât sârma groasă şi ridică probleme mai mari la antrenare, necesitând viteze de avans relativ mari. Desigur în cazul sudării tablelor subţiri sub 2 mm sârmele de diametru foarte mic sunt indispensabile. 1.6.8 Debitul de gaz

Gazul de protecţie asigură protecţia arcului electric şi a băii metalice împotriva pătrunderii gazelor din atmosferă, O2, H2, N2. Acest lucru se realizează prin debitul gazului de protecţie Q de care depinde calitatea îmbinării sudate. Debite de gaz prea mari sau prea mici conduc oxidarea metalului topit, respectiv la porozitate în cusătură.

Page 121: Sudura speciala

Debitul de gaz depinde de gazul de protecţie utilizat (de exemplu He fiind mai uşor decât aerul are tendinţa de ridicare, pentru asigurarea aceluiaşi nivel de protecţie în comparaţie cu Ar, debitul de He trebuind dublat), de puterea arcului, tipul de transfer (sudarea cu arc scurt necesită un debit mai mic de gaz decât sudarea prin pulverizare), de viteza de sudare (la viteze mari, debite mai mari şi invers), de forma îmbinării sudate (cele mai mari debite se folosesc la îmbinări de colţ în L, îmbinările cap la cap necesită debite mai mari decât îmbinările de colţ în T, etc.), de locul sudării (în locuri cu pericol de curenţi de aer, debitul va fi mai mare), de metalul de bază care se sudează (metalele şi aliajele neferoase Cu, Al, respectiv metalele active Ti, Be, necesită debite de gaz mult mai mari decât oţelul), de tipul sârmei (sârmă plină sau sârmă tubulară, pentru sârmele tubulare debitul de gaz se ia de 8-12 l/min), etc.

Figura 72 - Alegerea debitului de gaz

În general la sudarea oţelurilor cu sârmă plină debitul de gaz variază între 8-20 l/min în funcţie de puterea arcului, luând valori de 8-14 l/min la sudarea cu puteri mici (transfer prin scurtcircuit), respectiv 15-20 l/min la sudarea cu puteri mari (transfer prin pulverizare).

În figura 72 se prezintă grafic variaţia debitului de gaz funcţie de distanţa duză de gaz-piesă respectiv în funcţie de curentul de sudare, pentru cazul sudării oţelului şi aluminiului.

Page 122: Sudura speciala

În practică pentru calculul debitului de gaz se poate folosi şi relaţia empirică:

Q = (8 ÷ 15)ds (l/min) (29)

1.6.9 Înclinarea sârmei electrod Sudarea în mediu de gaze protectoare MIG/MAG se caracterizează prin

două tehnici de sudare în funcţie de înclinarea sârmei electrod α, raportată la sensul de sudare:

sudarea spre stânga sau „ prin împingerea cusăturii“, figura 73a; sudarea spre dreapta sau „prin tragerea cusăturii“, figura 73c;

Folosirea celor două tehnici de sudare este posibilă datorită absenţei zgurii la sudarea MIG/MAG.

Din analiza figurii se constată că înclinarea sârmei electrod influenţează semnificativ geometria cusăturii sudate (comparaţia se face prin raportarea la poziţia normală a sârmei electrod, figura 73b): • la sudarea spre stânga: pătrunderea scade, lăţimea creşte, supra-

înălţarea scade, iar la sudurile de colţ convexitatea scade; protecţie mai bună a băii metalice, efect de microsablare superior la sudarea aliajelor de aluminiu; nivel mai scăzut a stropirilor, unii stropi fiind prinşi în cusătură; diluţie mai redusă, favorabilă încărcării prin sudare; se recomandă la suduri de mică importanţă unde estetica este mai impor-tantă;

• la sudarea spre dreapta: pătrunderea creşte, lăţimea scade iar supraînălţarea creşte, respectiv la sudurile de colţ convexitatea creşte; nivelul de stropiri mai ridicat; se recomandă în cazul sudurilor de rezistenţă, unde estetica cusăturii contează mai puţin.

Figura 73 - Influenţa înclinării capului de sudare asupra geometriei cusăturii

Influenţa înclinării sârmei electrod asupra geometriei cusăturii se explică cu ajutorul forţei de refulare a arcului electric, care la sudarea spre stânga „împinge“ (suflă) metalul topit în faţa arcului pe componente reducând randamentul topirii arcului (între arc şi materialul solid se

Page 123: Sudura speciala

suprapune o peliculă de metal lichid), iar la sudarea spre dreapta „împinge“ (suflă) metalul topit în spatele arcului pe cusătură (tot timpul arcul este în contact direct cu metalul solid netopit, producând topirea acestuia).

Având în vedere aceste influenţe rezultă uşor şi aplicaţiile celor două tehnici de sudare.

Sudarea spre stânga „prin împingerea cusăturii“ se recomandă la sudarea tablelor subţiri sau a stratului de rădăcină când există pericolul străpungerii componentelor. În cazul îmbinărilor de colţ nepătrunse utili-zarea acestei tehnici se va face cu prudenţă (putere de arc cores-punzătoare), având în vedere pericolul mare a defectelor de legătură lipsa de topire şi lipsa de pătrundere, cu toate că aspectul exterior al cusăturii este estetic, neted şi fără solzi. Sudarea vertical descendentă prin similitudinile pe care le are poate fi inclusă în acest caz.

Sudarea spre dreapta „prin tragerea cusăturii“ se recomandă la sudarea tablelor groase, în cazul sudării straturilor de umplere a rostului. La suduri de colţ de rezistenţă nepătrunse cu grosime mare executate într-o trecere măreşte siguranţa împotriva defectelor de legătură. Sudarea verti-cal ascendentă poate fi inclusă în acest caz.

În aplicaţiile practice unghiul de înclinare a sârmei electrod se limitează la domeniul 5°÷20°.

Sensul de înclinare a sârmei electrod şi unghiul de înclinare este influenţat hotărâtor de tipul de transfer, respectiv poziţia de sudare figura 74.

Figura 74 - Influenţa tipului de transfer şi a poziţiei de sudare asupra înclinării

sârmei electrod

Page 124: Sudura speciala

La sudarea cu transfer prin scurtcircuit sudarea se poate desfăşura atât spre stânga cât şi spre dreapta funcţie de condiţiile concrete de la sudare respectiv de scopul urmărit. Unghiul de înclinare α se recomandă să ia valori de 15°-20° la sudarea spre stânga şi de 5-10° la sudarea spre dreapta.

La sudarea cu transfer prin pulverizare şi în curent pulsat se re-comandă ca sudarea să se facă numai spre stânga sau “prin împingerea cusăturii” pentru îmbunătăţirea stabilităţii arcului (pata catodică se găseşte pe baia metalică), reducerea stropirilor, îmbunătăţirea aspectului exterior al cusăturii sudate. Unghiul de înclinare α se recomandă să ia valori de 5°-10°, iar uneori se recomandă chiar sudarea cu sârma normală pe suprafaţa piesei, α = 0°.

La sudarea vertical descendentă, prin înclinarea pistoletului se asigură susţinerea băii metalice împotriva scurgerii sub efectul gravitaţiei, motiv pentru care unghiul de înclinare are o valoare mai mare α = 15°-20° comparativ cu sudarea vertical ascendentă unde α = 0°-5°. Sudarea vertical descendentă se recomandă la suduri de importanţă redusă dar cu estetică foarte bună, iar sudarea vertical ascendentă se recomandă întotdeauna la sudarea îmbinărilor de rezistenţă, garantând calitatea îmbinării fără pericolul defectelor de legătură, mai puţin estetica. 1.7 Elaborarea tehnologiei de sudare în mediu de gaze protectoare MIG/MAG

Elaborarea tehnologiei de sudare în general, presupune stabilirea condiţiilor în care are loc execuţia îmbinării sudate pornind de la pregătirea pentru sudare, alegerea materialelor de adaos, stabilirea parametrilor tehnologici de sudare, stabilirea prelucrărilor post sudare, alegerea echi-pamentelor de sudare şi a dispozitivărilor, etc.

Stabilirea tehnologiei de sudare este specifică fiecărui procedeu în parte. Elaborarea unei tehnologii de sudare urmăreşte în general două aspecte importante şi anume aspectul calitativ, asigurarea calităţii impuse îmbinării sudate la cel mai înalt grad, respectiv aspectul economic, preţul de cost cât mai redus. Aceasta presupune cunoaşterea în primul rând a comportării la sudare a metalului de bază, cunoaşterea performanţelor procedeului de sudare utilizat, a parametrilor tehnologici de sudare şi a recomandărilor tehnologice specifice, cunoaşterea performanţelor echipa-mentelor de sudare şi exploatarea acestora.

Elaborarea tehnologiei de sudare reprezintă o etapă importantă în cadrul acţiunii de calificare a procedurii de sudare conform SR EN 288-7/92 şi anume pe baza ei se întocmeşte specificaţia procedurii de sudare WPS

Page 125: Sudura speciala

(Welding Procedure Specification), documentul care cuprinde toate informaţiile necesare execuţiei îmbinării sudate.

Elaborarea tehnologiei de sudare presupune parcurgerea unor etape într-o succesiune logică. Etapele parcurse pentru stabilirea tehno-logiei de sudare MIG/MAG sunt prezentate în cele ce urmează.

1.7.1 Alegerea formei rostului şi a îmbinării

1.7.1.1 Prezentarea formei rostului si stabilirea dimensiunilor efe-ctive ale acestuia având în vedere condiţiile concrete de execuţie ale îmbinării. Alegerea dimensiunilor efective ale rostului la sudarea MIG/MAG se face în principal în funcţie de tehnologia de sudare respectiv modul de transfer utilizate la realizarea stratului de rădăcină. Acestea depind la rândul lor de comportarea la sudare a metalului de bază şi recomandările tehnologice de sudare (material sensibil sau insensibil la supraîncălziri), de grosimea componentelor, accesul la sudare, importanţa îmbinării sudate (clasa de execuţie), metoda de susţinere a rădăcinii, poziţia de sudare, etc..

În cazul în care accesul la sudare este dintr-o singură parte, fără suport la rădăcină, iar la rădăcină nu se admit defecte (clasă de calitate superioară) pentru execuţia rădăcinii se recomandă sudarea cu transfer prin scurtcircuit sau în curent pulsat, caracterizate prin energie liniară mică respectiv pericol scăzut de străpungere la rădăcină. In acest caz asigurarea unei pătrunderi bune la rădăcină cu o uşoară supraînălţare impune ale-gerea unei deschideri a rostului b = 2…4 mm respectiv a umărului rostului c = 0…1 mm, mărimi corelate în principal cu valoarea curentului de sudare, respectiv cu gazul de protecţie utilizat (mai mici la sudarea în CO2 100%, respectiv mai mari la sudarea în amestecuri de gaze bogate în argon, Ar + CO2 , cel mai comun amestec fiind Ar + 18% CO2, - Corgon 18).

În cazul în care accesul la sudare este dintr-o singură parte cu suport la rădăcină, execuţia stratului de rădăcină se poate realiza folosind oricare din modurile de transfer, prin scurtcircuit, prin pulverizare sau în curent pulsat în funcţie de grosimea componentelor, poziţia de sudare, natura metalului de bază (sensibil sau insensibil la supraîncălziri), productivitatea urmărită la sudare, modul de execuţie (semimecanizat sau mecanizat), performanţele instalaţiei, etc. Forma şi dimensiunile rostului depind de grosimea componentelor, respectiv de puterea arcului electric. Umărul rostului, respectiv deschiderea rostului în acest caz au mai puţină importanţă, urmărindu-se în principal evitarea pericolelor de străpungere a suportului fuzibil, de topire sau lipire a suportului de Cu sau a suportului ceramic. În cazul folosirii unui suport fuzibil se impune asigurarea unei pătrunderi de cel puţin 2 mm în acesta.

În cazul accesului din ambele părţi pentru execuţia rădăcinii este posibilă de asemenea folosirea oricărui mod de transfer. In cazul utilizării

Page 126: Sudura speciala

transferului prin scurtcircuit sau în curent pulsat sunt valabile recomandările din primul caz cu b = 2…4 mm respectiv c = 1…2 mm. In cazul utilizării transferului prin pulverizare, având în vedere puterea mare a arcului electric şi pericolul mare de străpungere sau de curgere a băii de metal topit la rădăcină se recomandă ca deschiderea rostului să fie mică, b = 0… 1 mm, respectiv umărul rostului să fie mare, c = 4…6 mm, corelate cu viteza de sudare. Principala grijă în acest caz este evitarea pericolului de străpungere a rădăcinii, respectiv diminuarea dimensiunilor defectelor de la rădăcină. În acest caz la majoritatea îmbinărilor sudate înainte de execuţia trecerii pe partea opusă realizării primei treceri se impune prelucrarea rădăcinii (polizare sau scobire-crăiţuire arc-aer) pentru eliminarea even-tualelor defecte specifice sudării stratului de rădăcină: lipsă de pătrundere, lipsă de topire, pori, fisuri sau microfisuri.

În ceea ce priveşte unghiul rostului se remarcă faptul că acesta are valori mai mici decât la sudarea manuală cu electrod învelit datorită diametrului redus a sârmei electrod (0,8…1,6 mm) şi absenţei învelişului de pe sârmă, luând valori cuprinse între 30°…50°. Aceasta conduce la importante economii de material de adaos. Reducerea exagerată însă, a unghiului rostului poate avea consecinţe grave asupra pericolului de defecte în îmbinarea sudată ca urmare a tendinţei de scobire (săpare), ciupire, a arcului electric pe feţele rostului, cu efecte asupra pericolului de scurgere a băii de metal topit în faţa arcului şi diminuarea pătrunderii sau lipsei de pătrundere, respectiv a pericolului de lipsă de topire între cusătură şi metalul de bază în zonele scobite prin scurgerea metalului topit în aceste scobituri. Acest fenomen este amplificat o dată cu creşterea exagerată a tensiunii arcului electric.

Pe baza recomandărilor de mai sus şi a particularităţilor fiecărei îmbinări sudate se vor prezenta forma rostului şi a îmbinării şi se vor preciza valorile efective ale dimensiunilor rostului justificând alegerea făcută.

Se desenează forma rostului şi a îmbinării sudate Se precizează valorile efective ale elementelor geometrice ale rostului:

Figura 75 - Valorile efective ale elementelor geometrice ale rostului

Page 127: Sudura speciala

1.7.1.2 Calculul ariei rostului se face în funcţie de forma şi dimensiunile acestuia cu ajutorul uneia din relaţiile de mai jos:

- rost I : Ar = bs

- rost V : Ar = bs + s2tg α/2

- rost Y : Ar = bs + (s-c)2tg α/2

- rost U : Ar = bs + �r2/2 + 2r[s-(c+r)]+[s-(c+r)]2tgß

- rost X : Ar = bs + 1/2(s- c)2tg α/2

- rost K : Ar = bs + 1/4(s-c)2tg ß

- rost 1/2 K : Ar = bs + 1/2(s-c)2tg ß - îmbinări de colţ nepătrunse : Ar = a2 sau Ar = 1/2k2

unde : a - înălţimea (grosimea) îmbinării (sudurii); k - înălţimea (mărimea) catetei îmbinării. 1.7.1.3 Calculul ariei cusăturii. Pentru calcul se poate folosi una din

relaţiile:

Ac = (1,05 ... 1,4) x Ar (30a)

Obs. Coeficientul care înmulţeşte aria rostului ţine cont de secţiunea cusăturii regăsită în supraînălţarea acesteia. Valorile mici ale coeficientului corespund grosimilor mari de material, iar valorile mari grosimilor mici de material, respectiv pentru îmbinările simetrice.

În cazul îmbinărilor sudate cap la cap cu rosturi neprelucrate (rost I) aplicarea relaţiei de mai sus duce la erori foarte mari în special la table subţiri cu deschideri mici (b=1…2 mm), deoarece ponderea materialului de adaos în supraînălţare este în realitate de două trei ori mai mare decît can-titatea conţinută în secţiunea rostului. Mai mult în cazul rosturilor I cu deschidere b = 0 ajungem într-o situaţie limită, adică să nu putem calcula aria cusăturii cu ajutorul acestei relaţii. In astfel de cazuri se recomandă ca aria cusăturii să se calculeze cu una din relaţiile de mai jos:

Ac = Ar + 2/3B�h pentru îmbinări I asimetrice; (30b)

Ac = Ar +4/3B�h pentru îmbinări I simetrice.

unde: • B = lăţimea cusăturii; se calculează geometric funcţie de forma si di-

mensiunile efective ale rostului la care se adaugă 2 ... 3 mm, care reprezintă zona din metalul de bază care se topeşte la sudare; valoarea informativă pentru „B“ se poate calcula şi cu ajutorul coeficientului de

Page 128: Sudura speciala

formă al cusăturii ψ = B/p, considerând că ψ = 1,5…2,5 (valori care diminuează pericolul fisurării cusăturii la solidificarea băii).

• h = supraînălţarea cusăturii; se apreciază în funcţie de grosimea materialului de bază după cum urmează (valori informative):

h = 1 ... 1,5 mm pt. s = 5 ... 10 mm; h = 1,5 ... 2 mm pt. s = 10 ... 25 mm; h = 2 ... 3 mm pt. s > 25 mm. Obs. Supraînălţarea cusăturii la îmbinările cap la cap, respectiv

convexitatea cusăturii la îmbinările de colţ este mai mare la sudarea în CO2 decât în Ar.

Valoarea ariei cusăturii calculată mai sus se rotunjeşte la întreg (calculul este aprox.).

1.7.2 Alegerea materialelor de sudare

1.7.2.1 Stabilirea cuplului sârmă – gaz de protecţie. Alegerea cuplului sârmă – gaz de protecţie pe baza criteriilor de alegere a sârmei, respectiv a gazului de protecţie. Se precizează marca (simbolul) sârmei electrod şi a gazului de protecţie utilizate.

Sârma electrod (marca sârmei): …………. (STAS, SR EN sau normă) Gazul de protecţie: ………………………… (STAS, SR EN sau normă)

1.7.2.2 Stabilirea diametrului sârmei electrod. Diametrul sârmei

electrod poate fi ds = 0,6; 0,8; 1,0; 1,2; 1,6 mm. Alegerea diametrului se face în funcţie de grosimea metalului de bază, valoarea curentului de sudare (modul de transfer), poziţia de sudare, forma rostului, etc.. Diametrul de sârmă cel mai utilizat şi care acoperă o plajă mare de necesităţi tehnologice la sudare este diametrul de 1,2 mm. Pentru grosimi mici de material s <= 2-3 mm se folosesc după caz diametrele mai mici 0,8 mm respectiv 1,0 mm. Diametrele mari >= 1,6 mm se recomandă la grosimi mari de material la sudarea cu transfer prin pulverizare. Nu se recomandă diametre mari de sârmă peste 1,2 mm în cazul transferului prin scurtcircuit datorită stabilităţii slabe a arcului electric. Pot fi utilizate însă cu succes în cazul sudării în curent pulsat în special la sârmele moi din aluminiu sau sârme tubulare.

1.7.2.3 Stabilirea numărului de treceri. Depinde în principal de natura metalului de bază (sensibil sau insensibil la supraîncălziri), de modul de transfer utilizat (arii de treceri mai mici la transfer prin scurtcircuit, respectiv arii de treceri mari la transfer prin pulverizare), de poziţia de sudare, forma rostului, tipul îmbinării, etc.. Pe baza acestor factori se stabileşte aria trecerilor; poate lua valori cuprinse în domeniul 5 … 40 mm2. Pentru calculul numărului de treceri se pot utiliza relaţiile:

Page 129: Sudura speciala

a) pentru îmbinări cap la cap şi îmbinări de colţ pătrunse (cu rost prelucrat):

tu

trct A

AAn −=−1 (30)

unde: nt - numărul de treceri; Ac - aria cusaturii; Atu - aria trecerilor de umplere ale rostului; Atr - aria stratului de rădăcină. b) pentru îmbinări de colţ nepătrunse şi îmbinări cap la cap cu rost I

(executate în două treceri):

tu

tt A

An = (31)

Obs. La stabilirea ariilor Atr respectiv Atu se va urmării ca rezultatul

împărţirii să fie un număr întreg sau apropiat de un întreg [se admite o toleranţă de +/– ( 0,1 ) ].

1.7.2.4 Dispunerea trecerilor în rost (schiţă)

Figura 76 - Modul de dispunere a trecerilor

1.7.3 Calculul parametrilor tehnologici de sudare

1.7.3.1 Stabilirea modului de transfer al picăturii (vezi tabelul 64 Anexa 1/17):

transfer prin scurtcircuit: grosimi mici (s < 5 mm), sudarea stratului de rădăcină, sudarea în poziţii dificile (vertical, peste cap, etc.)

transfer prin pulverizare: la grosimi mari de material, pentru sudarea în poziţie orizontală sau în jgheab;

Page 130: Sudura speciala

transfer sinergic în curent pulsat: la grosimi medii de material unde tehnologia de sudare clasică se plasează în domeniul transferului intermediar caracterizat prin stropiri mari, pentru sudarea stratului de rădăcină, la sudarea în poziţii dificile;

1.7.3.2 Curentul de sudare, Is. Viteza de avans a sârmei electrod vae. Depinde de modul de transfer, diametrul sârmei, poziţia de sudare,etc.. Reglarea curentului de sudare, respectiv a puterii arcului electric se face prin modificarea vitezei de avans a sârmei electrod pe baza relaţiei de proporţionalitate existentă între cei doi parametrii tehnologici. Practic la sudarea MIG/MAG viteza de avans a sârmei electrod poate fi considerată parametrul principal în stabilirea tehnologiei de sudare care în anumite condiţii date (materialul sârmei, diametrul sârmei, gazul de protecţie) determină valorile celorlalţi parametrii tehnologici şi în primul rând valoarea curentului de sudare. Deci când stabilim curentul de sudare trebuie să stabilim practic valoarea vitezei de avans a sârmei electrod, cei doi parametri fiind indisolubil legaţi unul de altul.

1.7.3.2.1 Stabilirea naturii si polarităţii curentului:

Sudarea MIG/MAG se desfăşoară exclusiv folosind polaritatea inversă CC+.

1.7.3.2.2 Stabilirea corelaţiei curent de sudare – viteză de avans sârmă electrod se face din nomograme de tipul Is = f(vae), figura 50÷54, trasate pentru anumite condiţii concrete de lucru (tip material de adaos, diametru sârmă, gaz de protecţie, lungime capăt liber sârmă, mod de transfer clasic sau în curent pulsat), din tabele tehnologice (sau şabloane) funcţie de condiţiile concrete de lucru. În tabelele 26, 27, 28, 29, 30, sunt prezentate corelaţiile dintre viteza de avans a sârmei electrod şi valoarea curentului de sudare pentru diametrele de 1,0 şi 1,2 mm, folosind ca şi gaze de protecţie CO2 100% şi CORGON 18 (amestec 82% Ar + 18% CO2, cel mai frecvent utilizat la sudarea oţelurilor nealiate şi slab aliate), iar ca sârmă electrod, sârma nealiată SG2 (cea mai utilizată pentru sudarea oţelurilor nealiate şi slab aliate cu Mn), în varianta clasică sau în curent pulsat.

În tabelul 31 sunt prezentate domeniile de variaţie ale curentului de sudare în funcţie de diametrul sârmei.

Valorile pentru viteza de avans a sârmei din tabelele 26, 27, 28, 29 şi 30 se vor corecta cu coeficientul 0,8.

Page 131: Sudura speciala

Tabelul 26. Corelaţia viteza de avans a sârmei – curent de sudare (ds = 1,0 mm)

Nr. crt.

Vae(m/min

)

Is(A)

Ua(V)

lcl(mm)

Q (l/min)

Vs(cm/min) Obs.

1 2 68 15,3 8 8 17 2 3 96 16 8 8 17 3 4 128 16,8 8 8 17 4 5 132 18,8 10 8 17 5 6 144 20 10 10 20 6 7 156 21,5 10 10 20 7.1 8 180 22,5 10 10 20 7.2 8 172 22,5 12 12 25

Transfer prin

scurtcircuit

Marca sârmei: OK AUTROD 12.51 (ESAB), (echivalentă cu SG2) Diametrul sârmei: 1,0 mm; Is = 80 – 180 A Gazul de protecţie: CO2 100% Sensul de sudare: spre stânga (prin împingere)

Tabelul 27. Corelaţia viteza de avans a sârmei – curent de sudare (ds = 1,0 mm)

Nr. crt.

Vas(m/min)

Is(A)

Ua(V)

Icl(mm)

Q (l/min)

Vs(cm/min) Obs.

1 2 53 15,3 8 8 15 Arc instabil IS –mic

2 3 90 15,8 8 8 15 3 4 120 16,3 8 8 15 4 5 140 17 10 8 15 5 6 160 18 10 10 20 6 7 175 18,8 10 10 20

7.1 8 200 19,8 10 10 20 7.2 8 184 20 12 12 25

Transfer prin

scurtcircuit

Marca sârmei: OK AUTROD 12.51 (ESAB), (echivalentă cu SG2) Diametrul sârmei: 1,0 mm; Is = 60 – 180 A Gazul de protecţie: CORGON 18

Sensul de sudare: spre stânga (prin împingere)

Page 132: Sudura speciala

Tabelul 28. Corelaţia viteza de avans a sârmei – curent de sudare (ds = 1,2 mm)

Nr. crt.

Vae(m/min)

Is(A)

Ua(V)

lcl(mm)

Q (l/min)

Vs(cm/min) Obs.

1 2 74 18,5 10 10 16 2 3 112 19,3 10 10 16 3.1 4 144 20,8 10 10 16 3.2 4 136 21 12 12 25 4. 5 160 22,3 12 12 25

Transfer prin

scurtcircuit

5. 6 184 23,5 12 12 25 6. 7 204 25,3 14 15 30 7. 8 224 27,5 14 15 30 8. 9 248 28,8 14 15 30 9.1 10 268 30,5 14 15 30 9.2 10 256 31 16 18 40

Transfer intermediar

10. 11 280 32,3 16 18 40 11. 12 300 33,5 16 18 40 12. 13 290 33,3 20 20 45

Transfer globular

Marca sârmei: OK AUTROD 12.51 (ESAB), (echivalentă cu SG2) Diametrul sârmei: 1,2 mm; Is = 120 – 350 A Gazul de protecţie: CO2 100%

Sensul de sudare: spre dreapta (prin tragere) Tabelul 29. Corelaţia viteza de avans a sârmei – curent de sudare (ds = 1,2 mm)

Nr. crt.

Vae(m/min)

Is(A)

Ua(V)

lcl(mm)

Q (l/min)

Vs(cm/min) Obs.

1. 2 68 17,5 10 10 16 2. 3 108 17,8 10 10 16 3.1 4 144 17,8 10 10 16 3.2 4 140 17,8 12 12 25 44. 5 170 18,8 12 12 25 5. 6 190 19,5 12 12 25

Transfer prin

scurtcircuit

6. 7 204 20,3 14 15 30 7. 8 224 21,5 14 15 30 8. 9 250 26,5 14 15 30 9.1 10 260 27 14 16 30 9.2 10 248 27 16 18 40 10. 11 266 27,5 16 18 40

Transfer intermedia

r

11. 12 290 29 16 18 40 12. 13 300 30 20 20 45 13. 13 288 29,5 20 20 45

Transfer prin

pulverizare Marca sârmei: OK AUTROD 12.51 (ESAB), (echivalentă cu sârma SG2) Diametrul sârmei: 1,2 mm; Is = 90 – 350 A Gazul de protecţie: CORGON 18 Sensul de sudare: spre dreapta (prin tragere)

Page 133: Sudura speciala

Tabelul 30. Corelaţia dintre viteza de avans a sârmei electrod şi curentul de sudare

Observatii. Nr. crt.

Vae(m/min)

Is(A)

Ua(V)

lcl(mm)

Q (l/min)

Vs(cm/min) Ib (A) f(Hz)

1. 2 52 31,3 12 10 16 arc instabil 2. 2 48 35 12 10 16 20 56 3. 3 72 35,5 12 10 16 24 74 4. 4 100 35,5 12 10 16 28 94 5. 5 124 35,5 12 10 16 36 112 6. 6 144 36,3 15 12 25 40 130 7. 7 168 36,5 15 12 25 44 148 8. 8 200 37,5 15 12 25 56 168 9. 9 220 38 15 12 30 60 186 10. 10 258 38,3 15 12 30 72 204 11. 11 256 40,5 15 18 40 84 222 12. 12 280 41,5 15 18 40 96 242 13. 13 300 42 15 18 40 108 260 14. 14 312 42,8 15 18 40 116 278 15. 15 328 43 15 18 40 160 284 16. 16 328 42 15 18 40 216 284

Sudarea sinergică în curent pulsat Marca sârmei: OK AUTROD 12.51 (ESAB) Diametrul sârmei: 1,2 mm Gazul de protecţie: CORGON 18

Sensul de sudare: spre stânga (prin împingere)

Tabelul 31. Corelaţia dintre curentul de sudare şi diametrul sârmei

ds (mm) 0,6 0,8 1,0 1,2 1,6 Is (A) 30…70 60…150 80…180 100…350 200…400

1.7.3.3 Tensiunea arcului, Ua. Depinde de materialul sârmei elec-

trod, curentul de sudare, diametrul sârmei electrod, gazul de protecţie, tipul de transfer, poziţia de sudare, etc.

Pentru asigurarea unui transfer optim cu număr redus de stropiri se recomandă ca între curentul de sudare şi tensiunea arcului să existe corelaţia:

la sudarea cu arc scurt: Ua = 14 + 0,05Is [V] - la sudarea în CO2 100 %; Ua = 14 + 0,05Is - (2…4V) - la sudarea în amestec de gaze bogate în argon.

la sudarea cu arc spray sau globular: Ua = 14 + 0,05Is [V] + (2…4 V) la sudarea în CO2 100 %;

Ua = 14 + 0,05Is la sudarea în amestec de gaze bogate în argon.

Page 134: Sudura speciala

La sudarea în poziţii dificile tensiunea arcului se reduce la o valoare cât mai mică, dar care să asigure stabilitatea arcului, pentru a pre întâmpina scurgerea metalului topit, având în vedere că tensiunea arcului măreşte fluiditatea băii.

1.7.3.4 Viteza de sudare, vs. Depinde de grosimea metalului de bază (grosimea sudurii de colţ), modul de transfer, tehnica de sudare (număr mare sau număr mic de treceri), poziţia de sudare, varianta de sudare (semimecanizată sau mecanizată), etc.. Domeniul de valori este cuprins între 15 - 100 cm/min, cu precizarea că viteza de sudare la sudarea MIG/MAG este substanţial mai mare decât la sudarea manuală cu electrod învelit. Recomandări utile privind viteza de sudare:

15 - 30 cm/min la sudarea semimecanizată cu transfer prin scurtcircuit, sau la sudarea stratului de rădăcină;

30 - 50 cm/min la sudarea semimecanizată cu transfer prin pulverizare sau în curent pulsat; există o valoare optimă a vitezei de sudare situată în jurul valorii de 40 - 45 cm/min pentru care se obţine pătrunderea maximă;

30 - 100 cm/min la sudarea mecanizată, în funcţie de grosimea com-ponentelor.

Pentru calculul vitezei de sudare se poate folosi una din următoa-rele relaţii:

a). Cu ajutorul ratei depunerii AD:

vs ⋅ρ⋅

=t

DAA

100 (cm/min) (33)

unde: Ad = rata depunerii [gr/min]; AD = f(Is,ds) cu AD = m • vae, At = aria trecerii [mm2]; ρ = densitatea [gr/cm3]; pentru oţel ρ = 7,8 gr/cm3; m = masa unui metru de sârmă [gr/m]; m = f(ds), vezi tabelul 28; vae = viteza de avans a sârmei [m/min] Tabelul 32. Masa unitară a sârmei f (ds)

ds (mm) 0.8 1,0 1,2 1,6 m (gr/m) 3,9 6,2 8,9 15,8

b). Cu ajutorul vitezei de avans a sârmei electrod:

100u,

(cm/min) (34)

rtA

eAaevsv ⋅⋅=

Page 135: Sudura speciala

c). Cu ajutorul nomogramelor sau şabloanelor tehnologice în funcţie de aria trecerii, diametrul sârmei, viteza de avans a sârmei (curentul de sudare respectiv modul de transfer).

Obs. Viteza de sudare trebuie să se încadreze în intervalele de

valori prezentate mai sus. Dacă această condiţie nu este îndeplinită se va modifica aria trecerii sau viteza de avans a sârmei (curentul de sudare).

1.7.3.5 Lungimea capătului liber lcl. Lungimea capătului liber lcl

Depinde de modul de transfer, curentul de sudare, diametrul sârmei, etc. Valori informative:

8….15 mm la sudarea cu arc scurt (cu transfer prin scurtcircuit) şi intermediar, în funcţie de diametrul sârmei şi de valoarea curentului de sudare;

15…20 mm la sudarea cu transfer prin pulverizare sau în curent pulsat; Lungimea capătului liber influenţează stabilitatea arcului electric,

respectiv modifică valoarea curentului de sudare (Is scade cu creşterea lui lcl), tabelele 33, 34. Această influenţă este cu atât mai mare cu cât diametrul sârmei este mai mic.

Tabelul 33. Influeţa lungimii capătului liber asupra curentului de sudare (ds =1,0 mm)

Nr. crt.

Vae(m/min)

Is(A)

Ua(V)

lcl(mm)

Q (l/min)

vs(cm/min) Obs.

1. 9 228 21 5 12 25 Topirea duzei 2. 9 212 21,5 8 12 25 3. 9 216 21,5 10 12 25 4. 9 192 22 15 12 25

Arc stabil

5. 9 176 22,5 20 15 25 6. 9 160 23 25 15 25

Lipsă de protecţie

7. 9 140 23,5 30 15 25 Arc instabil Marca sârmei: OK AUTROD 12.51 (ESAB) Diametrul sârmei: 1,0 mm Gazul de protecţie: CORGON 18

Sensul de sudare: spre stânga (prin împingere)

Page 136: Sudura speciala

Tabelul 34. Influeţa lungimii capătului liber asupra curentului de sudare (ds = 0,8mm)

Nr. crt.

Vae(m/min)

Is(A)

Ua(V)

lcl(mm)

Q (l/min)

Vs(cm/min) Obs.

1. 108 19,5 5 8 2. 100 20 8 8 3. 96 20 10 8

Arc stabil

4. 80 21,3 15 10 Arc instabil 5.

7

72 25,8 20 10

15

Arc imposibil Marca sârmei: OK AUTROD 12.51 (ESAB) Diametrul sârmei: 0,8 mm Gazul de protecţie: CO2 100% Sensul de sudare: spre stânga (prin împingere)

1.7.3.6 Poziţia relativă a duzei de contact faţă de duza de gaz.

Depinde de modul de transfer, respectiv de curentul de sudare şi asigură protecţia necesară arcului şi băii, vizualizarea arcului, stabilitatea arcului, evită supraîncălzirea duzei de contact şi a duzei de gaz. Recomandări:

duza de contact în exteriorul duzei de gaz cu 2…3 mm pentru Is <=150 A;

duza de contact la nivelul duzei de gaz pentru Is=(150…250) A duza de contact în interiorul duzei de gaz cu 3 – 5 mm pentru

Is > 250 A. Distanţa dintre duza de gaz şi componente se ia în domeniul

10…15 mm, funcţie de tipul de transfer. 1.7.3.7 Debitul de gaz. Debitul de gaz Q depinde de forma îmbinării,

modul de transfer, curentul de sudare, viteza de sudare, etc.. In general ia valori cuprinse în domeniul 10…20 l/min. Recomandări:

10..15 l/min la sudarea cu transfer prin scurtcircuit sau intermediar; 15…20 l/min la sudarea cu transfer prin pulverizare sau în curent

pulsat. Pentru calculul debitului de gaz se poate folosi şi relaţia:

Q = (10…15)�ds (34)

1.7.3.8 Înclinarea sârmei electrod. Datorită absenţei zgurii la sudare este posibilă atât sudarea spre stânga cât şi sudarea spre dreapta în funcţie de modul de transfer şi grosimea componentelor. Înclinarea sârmei electrod α, influenţează totodată şi geometria cusăturii.

Recomandări: sudarea spre stânga, sau prin împingerea cusăturii, la table subţiri; sudarea spre dreapta, sau prin tragerea cusăturii, la table groase.

Page 137: Sudura speciala

la sudarea cu arc scurt (prin scurtcircuit) se poate folosi după caz atât sudarea spre stânga cât şi sudarea spre dreapta cu înclinarea capului de sudare α = 10°…20°;

la sudarea cu transfer prin pulverizare sau în curent pulsat se recomandă sudarea spre stânga sau prin împingerea cusăturii, pentru mărirea stabilităţii arcului, cu înclinarea capului de sudare α = max 5°.

1.7.3.9 Energia liniară El. Depinde de sensibilitatea la supraîncălzire

a metalului de bază. Se determină cu ajutorul relaţiei:

60s

sal v

IUE ⋅= (J/cm) (36)

unde: Ua = tensiunea arcului (V);

Is = curentul; de sudare (A); vs = viteza de sudare (cm/min).

1.7.4. Întocmirea specificaţiei preliminare a procedurii de sudare pWPS, conform SR EN 288-3, ANEXA 2.1. Calificarea procedurii de sudare se face pe baza rezultatelor obţi-nute la verificarea tehnologiei calculate, pe probe sudate conform SR EN 288-3+A1, şi este confirmată prin procesul verbal de calificare a procedurii de sudare WPAR, ANEXA 2.2.

În Anexa 1 sunt prezentate tehnologii cadru utilizate la sudarea MIG/MAG a materialelor metalice, utile la elaborarea şi stabilirea rapidă a unei tehnologii de sudare cu efecte benefice asupra economiei de timp, materiale, energie.

1.8 Sudarea cu sârmă tubulară – ST

Considerat la început ca o variantă a sudării MIG/MAG, din care a derivat, procedeul de sudare cu sârmă tubulară ST s-a impus ca un procedeu bine definit, caracterizat de particularităţi specifice care-l individualizează şi personalizează, motiv pentru care, în literatura de specialitate din ultimii ani, este tratat ca un procedeu aparte de sine stătător, în grupa procedeelor de sudare prin topire cu arcul electric.

În acest context procedeul de sudare ST este întîlnit în două variante tratate de asemenea separat şi anume sudarea cu sârmă tubulară cu autoprotecţie sau protecţie interioară (Self-Shielded Flux-Cored Arc

Page 138: Sudura speciala

welding), respectiv sudarea cu sârmă tubulară cu protecţie de gaz sau protecţie suplimentară (Gas-Shielded Flux-Cored Arc Welding). 1.8.1 Principiul procedeului de sudare cu sârmă tubulară este prezentat în figura 77.

Figura 77. Principiul procedeului de sudare cu sârmă tubulară

Arcul electric arde între sârma electrod şi piesă. Sârma electrod la

rândul ei este formată dintr-o teacă (ţeavă) metalică în interiorul căreia se introduce un miez pulverulent care conţine elemente dezoxidante, gazei-fiante, zgurifiante, de aliere, etc. asemeni cu substanţele din învelişul elec-trozilor utilizaţi la sudarea manuală. Din acest punct de vedere se poate spune că sudarea cu sârmă tubulară este o alternativă la sudarea manuală cu electrozi înveliţi putând înlocui în foarte multe aplicaţii acest procedeu, cu rezultate similare sau superioare, dar cu productivitate ridicată datorită posibilităţilor de mecanizare, respectiv a utilizării unor densităţi mari de curent, 250-300A/mm2 comparativ cu 12-18 A/mm2 la sudarea manuală. Sârma tubulară poate fi privită astfel „ca un electrod învelit cu învelişul în interior” ceea ce permite realizarea unui electrod continuu sub formă de sârmă care asigură pe de o parte realizarea unui contact electric alu-necător, iar pe de altă parte posibilitatea bobinării sârmei electrod fără pericolul fisurării şi desprinderii învelişului de pe electrod. Acest lucru

Page 139: Sudura speciala

permite antrenarea mecanizată a sârmei electrod în coloana arcului prin intermediul unui sisteme de avans cu motoreductor şi role de antrenare ceea ce creează premisele implementării unor procese de sudare semimecanizate sau mecanizate.

Topirea sârmei electrod şi a piesei determină formarea băii meta-lice. Materialul de adaos pentru realizarea cusăturii se obţine în general din topirea tecii metalice, dar şi prin introducerea de pulberi metalice în miez sau prin introducerea de feroaliaje pentru alierea băii metalice. Protecţia arcului electric, a picăturii de metal şi a băii se realizează cu ajutorul gazelor şi a zgurii topite rezultate din arderea miezului pulverulent, în cazul sârmelor tubulare cu autoprotecţie, respectiv şi prin introducerea unui gaz de protecţie suplimentar, dioxid de carbon sau amestec de gaze argon + CO2, adus din butelie în coloana arcului prin intermediul unui furtun de gaz respectiv a unei duze de gaz. Aducerea curentului electric la sârmă şi contactul electric alunecător se realizează prin intermediul unei duze de contact din cupru. Prin deplasarea capului de sudare cu viteza vs are loc solidificarea băii metalice şi a zgurii topite rezultând cusătura sudată acoperită cu un strat subţire de zgură solidificată care poate acoperi total sau parţial cusătura. Avantajele sudării cu sârmă tubulară

Creşterea productivităţii la sudare comparativ cu sudare MAG cu sârmă plină ca efect al densităţii de curent superioare, 250-300A/mm2, faţă de 150A/mm2. Aceasta se concretizează prin creşterea ratei depunerii AD cu 30-50% (şi în unele cazuri chiar mai mult), creşterea pătrunderii la sudare, respectiv creşterea vitezei de sudare. Creşterea productivităţii la sudare se manifestă în special la sudarea în poziţii dificile (verticală) ca efect al posibilităţii de sudare folosind valori mari ale curentului şi al transferului prin pulverizare în cazul sudării cu sârme tubulare rutilice.

Calitate superioară a îmbinării sudate cu reducerea pericolului de formare a porilor sau de apariţie a defectelor de tipul lipsei de topire sau a lipsei de pătrundere.

Caracteristici mecanice superioare ale îmbinării sudare, rafinare superioară a băii metalice.

Reducerea conţinutului de hidrogen difuzibil din îmbinarea sudată la valori de sub 5cm3/100g MD şi prin urmare a reducerea pericolului de fisurare la rece sau a pericolului de formare a porilor.

Geometrie superioară a cusăturii, cu pătrundere sigură. Stabilitate mai bună a arcului electric (vezi substanţele ionizatoare din

miez). Reducerea stropirilor, desprinderea mai uşoară a stropilor şi prin

urmare reducerea timpului de curăţire a piesei, respectiv al capului de sudare.

Page 140: Sudura speciala

Posibilitatea alierii suplimentare a metalului depus prin miez. Estetică mai bună a cusăturii sudate cu solzi fini, respectiv supra-

înălţare redusă. Posibilitatea sudării în spaţii deschise, pe şantier, asemănător sudării

manuale cu electrod învelit, putând substitui cu succes acest procedeu; Îmbunătăţirea calităţii îmbinărilor sudate executate pe table acoperite

(grunduite) sau cu suprafeţe murdare (rugină, grăsimi, ulei, vopsele). Dezavantajele sudării cu sârmă tubulară

Preţul de cost mai ridicat al sârmei tubulare comparativ cu sârma plină, de 2 până la 3 ori. Acest dezavantaj este compensat însă prin reduce-rea costurilor totale ale execuţiei îmbinării sudare, timp, manoperă, energie.

Necesitatea unei operaţii suplimentare de îndepărtare a zgurii de pe suprafaţa depunerilor, în special la sudarea multistrat;

Probabilitatea apariţiei defectelor de tipul incluziunilor de zgură în cusătură.

Emisie mai puternică de fum şi gaze nocive, cea ce implică ventilaţia forţată la locul de muncă; dificultăţi în conducerea pistoletului la sudarea semimecanizată datorită fumului.

Performanţele procedeului: - Curentul de sudare Is = 100-600A; - Tensiunea arcului Ua = 20-35V - Viteza de sudare vs = 20-150cm/min; - Diametrul electrodului ds = 1,0-2,4 (3,2)mm; - Densitatea de curent j = 250-300A/mm2. -

1.8.2. Materiale de sudare Materialele utilizate la sudarea ST sunt sârma electrod în cazul sudării cu sârmă tubulară cu autoprotecţie, respectiv sârma electrod şi gazul de protecţie la sudarea cu sârmă tubulară cu protecţie suplimentară. 1.8.2.1. Sârma electrod Se prezintă sub forma unei teci metalice umplute cu un miez pulverulent, în următoarea gamă de diametre: 1,0; 1,2; 1,4; 1,6; 1,8; 2,0; 2,4; 2,8, (3,2). Învelişul metalic se execută în general dintr-un material nealiat caracterizat prin proprietăţi bune de ductilitate pentru a permite laminarea şi trefilarea uşoară a tecii, grosimea acesteia având valori sub 0,2 mm. Alierea cusăturii când este cazul se face în general prin miez.

Învelişul metalic (teaca) are următoarele roluri: • asigură prin topire cantitatea de material de adaos pentru rea-

lizarea îmbinării sudate sau încărcarea prin sudare;

Page 141: Sudura speciala

• asigură contactul electric şi realizează închiderea circuitului electric de sudare între vârful sârmei şi piesă;

• păstrează şi protejează miezul de pulbere împotriva umidităţii; Miezul este un amestec de substanţe similare învelişului electrozilor

şi fluxurilor de sudare. După rolul pe care îl au în procesul de sudare sub-stanţele din miez se împart în:

• substanţe zgurifiante pentru protejarea metalului topit; • substanţe gazeifiante pentru protecţia spaţiului arcului împotriva

pătrunderii aerului; • substanţe dezoxidante şi de rafinare a băii metalice; • substanţe ionizatoare pentru îmbunătăţirea stabilităţii arcului; • substanţe (elemente) de aliere pentru alierea în arc. Indiferent de forma constructivă a sârmei tubulare aceasta se

caracterizează prin coeficientul de umplere Ku, care cuantifică ponderea miezului în construcţia sârmei şi care se defineşte prin relaţia:

100⋅−

=m

mmK iu (%) (37)

unde: m – masa epruvetei de sârma tubulară, (gr); mi – masa învelişului (tecii sau benzii de otel), (gr).

Valoarea lui Ku poate varia în limite foarte largi între 12 şi 45%, în funcţie de tipul constructiv al sârmei, modul de protecţie, destinaţie, dia-metru, etc..

În funcţie de tehnologia de fabricaţie suprafaţa sârmei tubulare este cuprată sau necuprată. Prin cuprare cu un strat foarte subţire se evită sau se reduce pericolul de oxidare a suprafeţei mărind astfel durata de păstrare a sârmei, respectiv se îmbunătăţeşte contactul electric alunecător dintre sârmă şi duza de contact. Suprafaţa sârmei trebuie să fie curată, fără urme de rugină, ulei, grăsimi, pentru evitarea impurificării băii metalice respectiv pentru asigurarea stabilităţii arcului electric şi reducerea stropirilor.

În ceea ce priveşte cuprarea se menţionează faptul că această operaţie se aplică numai la sârmele tubulare cu contur închis cu sau fără sudură. Sârmele tubulare cu contur deschis nu pot fi cuprate deoarece există pericolul contaminării miezului în timpul operaţiei de decapare şi cuprare a tecii metalice.

Sârma electrod se livrează sub formă de bobine cu masa de 5kg; 12kg sau 15kg, împachetată în pungi de polietilenă şi cutii de carton, în care uneori se introduc mici pacheţele cu silicagel pentru absorbţia umidităţii. Sârma trebuie păstrată în stare ambalată până la utilizare, în încăperi uscate, cu temperatura de aprox. 18 °C şi umiditarea relativă de max. 60%. Termenul de garanţie al sârmei tubulare este de 6 luni dela data

Page 142: Sudura speciala

livrării, dar nu mai mult de 8 luni cu condiţia păstrării în condiţii optime, în special protecţie împotriva umidităţii, care poate fi absorbită de miezul pulverulent care este în general higroscopic, în special în cazul sârmelor tubulare cu contur deschis.

Clasificarea sârmelor tubulare se poate face după mai multe criterii după cum urmează, (conform STAS 11587-83):

1. În funcţie de modul de protecţie a băii metalice: - sârmă tubulară cu autoprotecţie; - sârmă tubulară pentru sudare în mediu de gaz protector

(cu protecţie suplimentară); - sârmă tubulară pentru sudare sub strat de flux; - sârmă tubulară pentru sudare în baie de zgură.

2. După destinaţie: - sârmă tubulară pentru sudarea otelurilor carbon si slab

aliate, de uz general; - sârmă tubulară pentru sudarea oţelurilor cu granulatie

fină si a oţelurilor utilizate la temperaturi scăzute; - sârmă tubulară pentru sudarea otelurilor termorezistente; - sârmă tubulară pentru sudarea oţelurilor inoxidabile; - sârmă tubulară pentru sudarea fontelor; - sârmă tubulară pentru încărcarea cu straturi dure.

3. După tehnologia de fabricaţie: - sârmă tubulară fabricată din benzi metalice prin profilare

(fălţuire) şi trefilare, procedeul Chemetron; - sârmă tubulară fabricată din ţevi metalice prin laminare şi

trefilare, procedeul Oerlikon). 4. Din punct de vedere constructiv, figura 78:

Figura 78 - Forme constructive de sârme tubulare

Page 143: Sudura speciala

- sârmă tubulară cu profil de inchidere simplu sudat, fig. 78a; - sârmă tubulară cu profil de inchidere simplu, cap la cap, fig. 78b; - sârmă tubulară cu profil de inchidere simplu cu margini suprapuse, fig.

78c; - sârmă tubulară cu profil de inchidere simplu cu indoirea unei margini, fig.

78d; - sârmă tubulară cu profil de inchidere simplu cu indoirea ambelor margini,

fig. 78e; - sârmă tubulară cu profil de inchidere dubla, fig. 78f.

5. După închiderea conturului: - cu contur închis nesudat (din ţeavă); - cu contur închis sudat (din bandă metalică sudată); - cu contur deschis (prin fălţuire şi trefilare):

6. După tipul (caracterul) miezului: - cu miez rutilic; - cu miez bazic; - cu pulbere metalica; - alte tipuri.

1.8.2.2. Gazul de protecţie La sudarea cu sârmă tubulară protecţia coloanei arcului electric, a

picăturii şi a băii metalice se face cu ajutorul zgurii şi a gazelor rezultate din arderea substantele zgurifiante şi gazeifiante din miezul pulverulent în ca-zul sudării ST cu autoprotecţie, respectiv prin utilizarea unui gaz de pro-tecţie suplimentar protecţiei furnizate de miezul pulverulent în cazul sudării ST cu protecţie de gaz.

Gazele de protecţie cel mai frecvent utilizate sunt dioxidul de carbon CO2 100%, respectiv amestecurile de gaze bogate în argon din grupa M21, 75%Ar + 5-25%CO2. Se mai utilizează amestecul de Ar + 1-5%O2 sau amestecuri de Ar + CO2 + O2. Alegerea gazului de protecţie se face în funcţie de tipul sârmei şi destinaţia acesteia (vezi recomandările pro-ducătorului), respectiv în funcţie de modul de transfer utilizat (curentul de sudare). În cazul sudării cu transfer prin pulverizare sau în curent pulsat se utilizează întotdeauna amestecuri de gaze bogate în Ar cu mai mult de 80% Ar în amestec. Excepţie face cazul sudării cu sârme tubulare cu miez rutilic când se poate obţine transfer prin pulverizare chiar şi la utilizarea de CO2 100% sau de amestecuri bogate în CO2. Utilizarea dioxidului de carbon reduce preţul de cost al îmbinării, respectiv asigură pătrunderea cea mai mare şi mai sigură. Debitul gazului de protecţie în acest caz este mai redus decât la sudarea MAG cu sârmă plină, luând valori între 8-20 l/min.

La alegerea gazelor de protecţie se au în vedere şi următoarele particularităţi ale acestora: CO2 100%

Page 144: Sudura speciala

Avantaje: cel mai ieftin gaz, radiaţie termică scăzută, pătrundere sigură, nivel redus de hidrogen în baia metalică, pericol scăzut de pori în cusătură;

Dezavantaje: nivel mai ridicat de stropiri cu stropi mari, domeniu îngust de reglare a tensiunii arcului.

Amestecul Ar/CO2. Este cel mai frecvent amestec de gaz utilizat la sudarea oţelurilor nealiate şi slab aliate, în combinaţia 80%Ar + 20%CO2. Deşi este mai scump de aprox. 3 ori decât CO2 utilizarea lui este justificată de avantajele importante pe care le are: reducerea stropirilor datorită stabilităţii mai bune a arcului, generarea unei cantităţi mai reduse de fum, aspect mai estetic al cusăturii, domeniu larg de reglare a tensiunii arcului, viteză de sudare mai mare

Dezavantaje: radiaţie termică mai ridicată, necesită răcirea cu apă a pistoletului de sudare.

Amestecul Ar/O2/He. Utilizat în principal la sudarea oţelurilor inoxidabile. Prin acţiunea de reducere a tensiunii superficiale, oxigenul finisează transferul picăturii, respectiv îmbunătăţeşte umectarea băii metalice, iar heliul determină creşterea tensiunii arcului mărind aportul de căldură al acestuia acţionând asupra geometriei cusăturii, respectiv a creşterii vitezei de sudare. Amestecul 80%Ar + 15%co2 + 5%O2 produce o foarte bună umectare şi reduce mărimea picăturilor şi tensiunea superficială la nivelul băii. În cazul sudării oţelurilor slab aliate trebuie avută în vedere însă şi acţiunea nocivă a oxigenului, de oxidare şi ardere a elementelor de aliere la transferul prin arc, cu efecte asupra reducerii caracteristicilor metalului depus.

Prezenţa oxigenului în coloana arcului, rezultat din disocierea dioxi-dului de carbon, impune la ambele variante de sudare ST prezenţa în miezul sârmei a substanţelor dezoxidante cu aviditate mai mare de O2 decât fierul pentru evitarea formării oxizilor de fier sau a monoxidului de carbon CO în baia metalică care conduc la reducerea caracteristicilor mecanice şi de plasticitate ale metalului depus, respectiv la pericolul for-mării porilor îm îmbinarea sudată.

Din punct de vedere al nivelului de protecţie se precizează faptul că protecţia băii şi a picăturii în cazul sudării ST cu autoprotecţie este mai slabă ceea ce limitează domeniul de utilizare la sudarea oţelurilor nealiate sau slab aliate. În schimb pistoletul de sudare este mai simplu, fără duză şi furtun de gaz, respectiv nu mai apar problemele aferente aprovizionării cu gaze de protecţie, butelii, transport, depozitare, etc..

Page 145: Sudura speciala

1.8.3. Aspecte şi recomandări tehnologice la sudare ST Transferul picăturii metalice se poate face ca şi în cazul sudării MIG/MAG cu sârmă plină prin scurtcircuit, prin pulverizare, globular, intermediar sau în curent pulsat. Modul de transfer depinde de varianta de sudare, de tipul şi caracterul miezului, de curentul de sudare, respectiv de gazul de protecţie.

Modul de formare şi de transfer al picăturii diferă radical de cel cunoscut la sudarea cu sârmă plină. În cazul transferului prin scurtcircuit sau globular picătura de metal de dimensiuni mari se for-mează la marginea sârmei tubu-lare, excentric faţă de axa sârmei, fiind orientată în direcţie opusă sensului de sudare şi efectuând mişcări de pendulare faţă de di-recţia de sudare. Modul de topire a sârmei şi formare a picăturii, res-pectiv transferul acesteia în baia metalică în acest caz este pre-

zentat în figura 79. Datorită picăturilor mari stropirile sunt mai intense şi pierderile de material mai ridicate.

Figura 79 - Transferul globular al picăturii la sudarea ST

În cazul transferului prin pulverizare diferenţele dintre sârma plină şi sârma tubulară sunt prezentate în figura 80. În cazul sârmei pline transferul

metalice şi pătrunderea îngustă şi adincă în formă de deget a cusă-turii. În cazul sârmei tubulare transferul metalului topit are loc sub forma unui jet de picături sau spray, desprinse de pe circum-ferinţa tecii metalice. Baia me-talică este calmă fără oscilaţii, iar pătrunderea devine mai lată (cir-culară) şi mai sigură.

La sudarea ST cu auto-protecţie ca urmare a

axial al picăturii determină oscilaţia băii

diametrelor mai ma

l prin pulverizare nu se poate obţine ie suplimentar.

Figura 80 - Transferul prin pulverizare la sârme pline şi sârme tubulare ri, respectiv a parametrilor

tehnologici de sudare utilizaţi, pre-domină transferul globular. Transferudatorită absenţei gazului de protecţ

Page 146: Sudura speciala

La sudarea ST cu protecţie suplimentară de gaz în funcţie de condiţiile concrete de lucru este posibilă obţinerea oricărui tip de transfer în funcţie de curentul de sudare şi gazul de protecţie utilizat. În tabelul 35 se

ezint

ul de sudare (A)

pr ă, cu caracter informativ, domeniile de transfer a picăturii de metal la sudarea cu sârmă tubulară în funcţie de tipul miezului. Se remarcă faptul că transferul prin pulverizare are loc pentru toate tipurile de miez la valori mai coborâte ale curentului de sudare decât în cazul sudării cu sârmă plină, ceea ce constituie un avantaj tehnologic şi economic. Tabelul 35 Domenii de transfer a picăturii de metal la sudarea ST

CurentTipul Diame- trul Gazul de protecţie miezului Arc scurt Arc

r Arc spray (Arc lung) sârmei intermedia

1,2 82%Ar + 18%CO2 60 - 180 180 - 240 240 – 400 Sârmă tub u

metalic

110 -19ulară cpulbere

ă

1,6 82%Ar + 18%CO2 5 195 - 270 270 – 400

1,2 82%Ar + 18%CO2 - 90 - 150 150 – 380 Sârmă tubulară rutilică

1,6 82%Ar + 18%CO2 - 135 - 220 220 – 400

1,2 82%Ar + 18%CO2 100 - 140 140 - 230 230 - 400 Sârmă tubulară bazică

1,6 82%Ar + 18%CO2 - 150 - 280 280 – 400

1,2 82%Ar + 18%CO2 - 105 - 170 170 – 330 Sârmă tubulară nalt aliată

Cr Ni î

1,6 82%Ar + 18%CO2 - 135 - 265 265 – 400

Caracterizarea sârmelor ie de caracterul m

ârmele tubulare cu miez rutilic produc o zgură subţire cu viteză are de solidificare care acoperă bine cusătura, ceea ce permite şi

p), evitând pericolu

tubulare funcţ iezului S

mrecomandă utilizarea lor la sudare în poziţie (verticală, peste ca

l scurgerii băii metalice sub efectul gravitaţiei şi asigurând formarea unei cusături estetice cu solzi fini, supraînălţare mică şi cu pătrundere sigură. Se caracterizează printr-o comportare foarte bună la sudare, obţinându-se un transfer prin pulverizare în picături foarte fine de la valori scăzute ale curentului de sudare, peste 150A (vezi tabelul). Domeniul transferului prin scurtcircuit practic lipseşte, iar domeniul arcului intermediar este îngust. Se poate aprecia că sârma rutilică asigură un transfer prin pulverizare în tot domeniul de lucru. Prin urmare folosind sârma tubulară rutilică este posibilă sudarea verticală cu transfer prin pulverizare şi la valori ridicate ale curentului de sudare de până la 240A, ceea ce la sudarea cu sârmă plină nu este posibil. Aceasta conduce la creşterea productivităţii la sudarea verticală de până la 400% comparativ cu sudarea cu sârmă plină (cea mai mare rată), la pătrundere mare şi sigură (în special la suduri de

Page 147: Sudura speciala

colţ nepătrunse), aspect estetic al cusăturii, diminuarea stropirilor şi uşurarea operaţiei de curăţire a pieselor şi a duzei de gaz, reducerea pericolului de obturare a duzei de gaz, etc.. Practic sârma tubulară rutilică este ideală pentru sudarea în poziţie. În plus şi conţinutul de hidrogen difuzibil este redus, sub 5 cm3/100gr metal depus. Caracteristicile de tenacitate însă sunt mai reduse decât la sârma tubulară bazică, ceea ce limitează utilizarea ei la temperaturi scăzute. Sârmele tubulare cu miez bazic se remarcă prin caracteristici de rezistenţă şi tenacitate înalte, prin conţinut foarte scăzut de hidrogen difuzibil, sub 1,5 cm3/100gr metal depus, prin tendinţa redusă de fisurare,

calitatea i aspe

a IG/MAG cu sârmă plină unde se foloseşte exclusiv sudarea în curent

continu a curentului poate să dife

de formare a porilor, respectiv de apariţie a defectelor de tipul lipsei de topire. Sunt recomandate la execuţia îmbinărilor de mare rezistenţă si/sau exploatate la temperaturi negative. Au o comportare mai dificilă la sudare în special în domeniile de curenţi mici (transfer prin scurtcircuit) datorită stropilor mari şi stropirilor intense cu toate dezavantajele aferente, respectiv produc o cantitate mai mare de fum îngreunând vizibilitatea şi impunând luarea unor măsuri de protecţie suplimentare a personalului prin ventilaţie forţată. Din acest motiv se va evita sudarea cu transfer prin scurtcircuit sau intermediar, iar în poziţie verticală această tehnică este imposibilă datorită căderii picăturilor în duza de gaz cu pericolul obturării premature a duzei, respectiv a producerii unor punţi de metal (scurtcircuite) între duza de gaz şi duza de contact. Rezolvarea problemei în acest caz se face prin sudarea în curent pulsat. Ori de câte ori este posibil se va utiliza însă transferul prin pulverizare care elimină toate dezavantajele prezentate mai sus. Sârmele tubulare cu pulbere metalică fără adaosuri zgurifiante re-prezintă cea mai recentă dezvoltare. Cu toate că nu produc zgură ele păstrează caracteristicile favorabile ale sârmelor tubulare privindş ctul îmbinării sudate. Se caracterizează prin productivitate ridicată. Absenţa zgurii, tendinţa redusă de stropire şi stropii fini, amorsarea uşoară şi stabilitatea foarte bună a arcului electric recomandă utilizarea acestor sârme în special la sudarea robotizată sau la sudarea în straturi multiple.

Alegerea parametrilor tehnologici la sudarea ST Natura şi polaritatea curentului. Spre deosebire de sudare

Mu polaritate inversă CC+, la sudarea ST polaritatere de la un tip de sârmă (tip de miez) la altul, respectiv de la un

producător la altul. De exemplu în cazul miezului rutilic se recomandă polaritatea CC+, deoarece la sudarea CC– are loc reducerea carac-teristicilor îmbinării şi pericolul apariţiei porilor. Unele sârme tubulare cu pulbere metalică pot opera atât cu polaritate inversă CC+ cât şi cu polaritate directă CC– în funcţie de aplicaţia dată. În general se preferă polaritatea

Page 148: Sudura speciala

inversă CC+. La sârmele tubulare cu miez bazic se recomandă utilizarea polarităţii directe CC– care îmbunătăţeşte stabilitatea arcului, aspectul îmbinării cu reducerea stropirilor. Obs. Recomandările de mai sus privind alegerea polarităţii sunt date de firma ESAB şi reprezintă o noutate în această privinţă. Utilizarea polarităţii directe ar putea fi justificată de următoarele particularităţi: creşterea ratei

e transfer, respectiv nivelul stropirilor. Dacă tensiunea este redusă pătrund

vers. Din punct d

e mai mare pătrunderea scade ca efect al reducerii energiei liniare

depunerii cu 50%, respectiv reducerea pătrunderii la sudare. Alţi producători de materiale recomandă în marea majoritate a cazurilor folosirea în exclusivitate la sudare ST a polarităţii inverse CC+. Din acest motiv este foarte importantă cunoaşterea recomandărilor producătorului de sârmă prin consultarea catalogului de materiale de sudare. Se reţine faptul însă că la utilizarea polarităţii directe trebuie modificată întotdeauna tensiunea arcului pentru asigurarea stabilităţii acestuia şi optimizarea transferului de metal, prin reducerea tensiunii faţă de valoarea prescrisă de sursă.

Tensiunea arcului. Tensiunea arcului acţionează direct asupra lungimii arcului prin care se controlează geometria cusăturii, pătrunderea, modul d

erea creşte, lăţimea cusăturii scade, supraînălţarea creşte. Prin creşterea tensiunii creşte lungimea arcului şi prin urmare apariţia pericolului de defecte în îmbinare de tipul porilor şi a crestăturilor marginale.

Curentul de sudare. Curentul de sudare este o funcţie de viteza de avans a sârmei electrod, fiind direct proporţională cu aceasta, creşterea vitezei de avans conducând la creşterea curentului de sudare şi in

e vedere al stabilităţii arcului, al condiţiilor de transfer, respectiv al stropirilor este recomandată utilizarea ori de câte ori este posibil a valorilor de curent situate în a doua jumătate a domeniul specificat pentru un anumit diametru de sârmă de către producător. Excepţie face cazul sudării cu transfer prin scurtcircuit când mărimea curentului de sudare se limitează la valori de sub 200A.

În tabelul 36 se prezintă domeniul de variaţie a parametrilor Is-Ua în funcţie de tipul miezului pentru unele mărci de sârmă tubulară produse de firma ESAB.

Viteza de sudare. Are o influenţă importantă asupra pătrunderii la sudare. Domeniul optim se situează în intervalul 30-60 cm/min. Dacă viteza de sudare est

în componente. O reducere a pătrunderii apare şi dacă viteza de sudare scade sub 30 cm/min., de această dată ca efect al curgerii băii de metal şi de zgură pe componente în faţa arcului, ceea ce poate duce la apariţia defectelor de tipul lipsei de topire. Viteza mică de sudare trebuie evitată deoarece conduce la creşterea temperaturii de tranziţie, respectiv la scăderea tenacităţii metalului. Prin viteza de sudare se controlează cel mai

Page 149: Sudura speciala

uşor energia liniară introdusă în componente. În cazul oţelurilor slab aliate se recomandă ca aceasta să fie în domeniul 10-20 kJ/cm, pentru obţinerea unor caracteristici de tenacitate superioare. Prin urmare se recomandă tehnica de sudare în număr mare de treceri, cu viteze de sudare mari, fără pendularea electrodului. Se vor evita trecerile groase şi late care conduc la o structură dendritică, grosolană cu caracteristici de rezistenţă şi tenacitate scăzute. Tabelul 36 Domeniul de valori pentru parametrii tehnologici Is-Ua

Marca sârmei ds (mm) Is (A) Ua (V) 1,0 80-250 14-30 1,2 100-320 16-32 1,4 1 20-380 16-34 1,6 140-450 18-36

OK Tubrod 14.00 (sârmă tubulară cu pulbere metalică)

2,4 350-500 30-38 1,0 100-230 14-30 1,2 120-300 16-32 1,4 130-350 16-32 1,6 140-400 18-34 2.0 200-450 24-34

OK Tubrod 15.00 (sârmă tubulară cu miez bazic)

2,4 300-500 26-36 1,2 180-320 24-34 1,4 200-350 26-36 1,6 250-400 26-38 2,0 300-450 27-38

OK Tubrod 15.10 (sârmă tubulară cu miez rutilic)

2,4 350-550 28-40 1,2 100-280 24-26 Ok Tubrod 14.17

(sârmă tubulară cu autoprotecţie)

1,6 110-350 22-28

Lungimea capătului liber al sârmtre duza de contact şi component

pătului liber

ei electrod. inită nţa din de sud ficare imii ca determină modificarea valorii curentului de sudare. Reduce

ate varia într-un domeniu foarte larg de la 20 la 80

Este def ca distaele at. Modi a lung

rea lungimii capătului liber determină creşterea curentului de sudare, respectiv reducerea ei determină scăderea curentului. Aceste modificări acţionează asupra pătrunderii ca efect al modificării căldurii introduse în componente, respectiv a temperaturii băii metalice. Acţiunea lungimii capătului liber este cu atât mai puternică cu cât diametrul sârmei electrod este mai mic. Lungimea capătului liber depinde de diametrul sârmei, varianta de sudare cu sau fără protecţie de gaz, de modul de transfer. În cazul sudării ST cu autoprotecţie pomm în funcţie de aplicaţia dată. În cazul sudării ST cu protecţie supli-mentară de gaz pentru asigurarea protecţiei necesare lungimea capătului

Page 150: Sudura speciala

liber este mai redusă, cu valori de 10-12 mm la transferul prin scurtcircuit, respectiv 20-30 mm la transferul prin pulverizare. Interdependenţa dintre curentul de sudare şi viteza de avans a sârmei conduce la concluzia că prin modificarea lungimii capătului liber se poate acţiona asupra ratei depunerii la sudare. Acţiunea capătului liber asupra curentului de sudare, respectiv asupra ratei depunerii se prezintă în tabelul 37. Creşterea lungimii capătului liber acţionează şi asupra conţinutului de hidrogen difuzibil din metalul depus, în sensul diminuării acestuia. Tabelul 37 Corelaţia dintre lungimea capătului liber şi rata depunerii (curent)

Lungimea capătului liber lcl (mm) 12 18 25 25 Viteza de avans a sârmei vas (m/min) 5,8 5,8 5,8 8,4 Curentul de sudare Is (A) 350 320 280 350 Rata depunerii AD (kg/oră) 4,7 4,7 4,7 6,5

O ru d ,2 mm

e sudare.unerii) şi asupra

andă tehnica de sudare

rii în faţa arcului reducând riscul de inc

protecţie optimă a cusă-turii la

bs. Valorile din tabel sunt valabile pent s = 1

Înclinarea pistoletului d Unghiul de înclinare a electrodului are o influenţă importantă asupra geometriei cusăturii (depcontrolului băii metalice şi a zgurii topite. Se recomspre dreapta sau prin „tragerea cusăturii”.

În cazul sârmelor tubulare cu miez se recomandă o înclinare a capului de sudare cu un unghi de 60°-70°. Forţa de refulare a arcului împiedică curgerea băii metalice şi a zgu

luziuni de zgură în cusătură, iar pătrunderea cusăturii creşte, respectiv la suduri de colţ nepătrunse este mai sigură. La sudurile de colţ nepătrunse în poziţie orizontală se recomandă poziţionarea vârfului sârmei pe componenta orizontală la aprox. 3 mm faţa de axa rostului, respectiv cu o înclinare a pistoletului de 45° faţă de componenta verticală. Tehnica de sudare spre dreapta sau prin „împingerea cusăturii” este de asemenea posibilă în cazul sudurilor de mai mică importantă ca de exemplu în cazul sudurilor de colţ nepătrunse cu grosime mică la care pătrunderea nu este foarte importantă cu avantajul obţinerii unei cusături mai estetice cu convexitate mai redusă (supraînălţare mai mică).

În cazul sârmelor tubulare cu pulbere metalică pentru obţinerea pătrunderii maxime se recomandă tehnica de sudare spre dreapta la un unghi al pistoletului de 70°-80°, care asigură şi o

îmbinării cap la cap cu treceri multiple. Pentru îmbinări de colţ nepătrunse sau prin suprapunere se recomandă tehnica de sudare spre stânga utilizând un unghi al pistoletului de 60-70°care asigură un aspect deosebit al cusăturii, dar şi o reducere a pătrunderi

Page 151: Sudura speciala

CAPITOLUL II

ECHIPAMENTE PENTRU SUDARE MIG/MAG Din punctul de vedere al tehnologului, respectiv al utilizatorului

echipamentului de sudare, nu este atât de importantă cunoaşterea detaliilor de proiectare a acestor instalaţii, (sursă de sudare, pupitru de comandă, scheme electrice si electronice, etc.), cât mai ales cunoaşterea părţilor componente ale echipamentului şi a rolului acestora, a particularităţilor specifice, a performanţelor de sudare, a modului de reglare şi control a parametrilor tehnologici de sudare în vederea obţinerii rezultatelor dorite sau impuse de tehnologia de sudare, cu performanţe maxime.

Echipamentele de sudare MIG/MAG constituie sisteme mult mai complexe, atât în ceea ce priveşte părţile componente cât şi pregătirea pentru sudare, respectiv modul de comandă şi reglare a parametrilor tehnologici de sudare, în comparaţie cu echipamentele clasice utilizate la sudarea manuală cu electrozi înveliţi (transformatoare, convertizoare, redresoare). Din punct de vedere a reglării parametrilor tehnologici, în practică lucrurile nu sunt de loc complicate, în general aceasta implicând reglarea a doi parametri şi anume selectarea treptei de tensiune (tensiunea de mers în gol şi implicit tensiunea arcului), respectiv ajustarea vitezei de avans a sârmei electrod pentru asigurarea curentului de sudare necesar (impus) sau invers.

Figura 81 - Părţile componente ale unei instalaţii de sudare MIG/MAG a - furtun gaz; b – sârmă electrod; c – tur-retur apă; d – comandă pistolet;

e – conductor curent; f – tub de protecţie; g – cablu de masă

Page 152: Sudura speciala

În cazul surselor moderne de sudare sinergice cu invertor problema este şi mai mult simplificată, oferind utilizatorului (operatorului sudor) prin programele încorporate în microprocesor o tehnologie apropiată de optim, prin reglarea unui singur parametru tehnologic, viteza de avans a sârmei electrod, respectiv tensiunea arcului. În funcţie de principiul de reglare al puterii (energiei) arcului, specific sursei de sudare utilizate, se setează sau se reglează după necesităţi un singur parametru tehnologic considerat parametru de bază şi anume viteza de avans a sârmei în cazul surselor cu invertor cu tranzistoare de putere cu reglare continuă a tensiunii arcului, respectiv tensiunea în cazul surselor de sudare cu reglare în trepte a tensiunii arcului. Restul parametrilor tehnologici de sudare sunt reglaţi automat prin intermediul programelor microprocesorului în funcţie de datele de intrare specifice aplicaţiei date introduse în prealabil de la consola sursei: tipul de transfer (clasic sau pulsat), materialul de adaos (compoziţia chimică), diametrul sârmei, gazul de protecţie, etc.. Echipamentul permite şi efectuarea corecţiilor necesare dacă este cazul.

Acest mod de reglare al puterii arcului necesar procesului de sudare dat este cunoscut sub denumirea de „ONE KNOB“, adică reglarea instalaţiei pentru sudare de la un singur buton, ceea ce simplifică foarte mult sarcinile operatorului sudor, conducând la regimuri de sudare optime fără să fie nevoie de multe cunoştinţe tehnologice temeinice, în afara celor de bază necesare sudării propriu zise. Un echipament de sudare MIG/MAG se compune în principiu din următoarele părţi componente, figura 81:

1. Sursa de sudare; 2. Pupitrul de comandă; 3. Dispozitivul de avans al sârmei electrod, DAS; 4. Pistoletul de sudare; 5. Alimentarea cu gaz de protecţie; 6. Instalaţia de răcire cu apă ;

2.1 Sursa de sudare

Sursele de sudare utilizate la sudarea MIG/MAG sunt surse de curent continuu, convertizoare, redresoare, invertoare. Datorită performan-ţelor modeste (timp de răspuns mare, dinamică redusă) în prezent convertizoarele de sudare se utilizează din ce în ce mai rar la sudarea MIG/MAG (aproape deloc), ele fiind înlocuite de redresoarele de sudare şi în ultimul timp pe scară tot mai largă de sursele cu invertor pentru sudare (pe scurt invertoare pentu sudare). Redresoarele la rândul lor pot fi clasice cu diode sau comandate electronic cu tiristoare sau tranzistoare de putere.

Particularitatea principală a surselor de sudare MIG/MAG este forma caracteristicii externe Ua=f(Is). Din motive de asigurare a stabilităţii arcului electric prin fenomenul de autoreglare, specific sudării MIG/MAG,

Page 153: Sudura speciala

forma caracteristicii externe a sursei este rigidă (1) sau uşor coborâtoare (2) (sub 7V/100A), figura 82.

Din motive de stabilitate maximă a procesului se preferă caracteristicile externe uşor co-borâtoare, a căror pantă (∆Ua/∆Is) depinde de gazul de protectie, respectiv de diametrul sârmei electrod prin funcţia REG.TYPE (valabilă numai la sursele cu invertor). Panta ca-racteristicii externe este mai mare la sudarea în dioxid de car-bon decât în argon sau ames-tecuri bogate în argon. La

sudarea în CO2 caracteristica externă are panta maximă la sârma electrod cu diametrul cel mai mic, 0,8 mm şi scade cu creşterea diametrului sârmei. La sudarea în amestecuri bogate în argon panta caracteristicii externe este aceeaşi pentru toate diametrele de sârmă şi mai mică decât cele corespunzătoare sudării în CO2.

Figura 82 - Forma caracteristicii externe a sursei de sudare MIG/MAG

Datorită acestei forme a caracteristicii externe se observă că ten-siunea arcului este apropiată de tensiunea de mers în gol a sursei. În consecinţă reglarea tensiunii arcului la sudarea MIG/MAG se face prin reglarea tensiunii de mers în gol a sursei de sudare. Aceasta se poate face prin reglaj în trepte la sursele cu diode sau prin reglaj continuu la sursele cu tiristoare şi la invertoare. Reglajul continuu este cel mai bun permiţând o infinitate de curbe, acoperind toate cerinţele tehnologice, dar este mai costisitor. Reglajul în trepte se face de obicei în două etape, un reglaj brut, respectiv un reglaj fin, şi este mai uşor de realizat constructiv (mai ieftin). Numărul curbelor caracteristici externe este limitat între o valoare minimă U20min şi o valoare maximă U20max specific fiecărei surse. În acest caz obţinerea regimului optim pentru o valoare dată a tensiunii se face prin corecţia vitezei de avans a sârmei electrod.

De aici decurge cea de-a doua particularitate a surselor de sudare MIG/MAG şi anume tensiunea de mers în gol este mai mică decât la sursele de sudare cu electrod învelit, respectiv sursele WIG, fiind cuprinsă în intervalul de valori 20-50V. Forma caracteristicii externe şi valoarea redusă a tensiunii de mers în gol fac ca sursele de sudare MIG/MAG să nu poată fi folosite la sudarea SE şi WIG. În ultimul timp au apărut sursele de sudare universale (cu tiristoare sau cu invertor) care permite sudarea cu toate cele trei procedee de sudare printr-o simplă comutare pe procedeul utilizat (prin modificarea formei caracteristicii externe).

Page 154: Sudura speciala

Cea de-a treia particularitate a surselor de sudare MIG/MAG o constituie prezenţa unei inductanţe în circuitul de sudare necesară în cazul sudării cu arc scurt cu transfer prin scurtcircuit (sau la sudarea cu arc lung în bioxid de carbon în cazul scurtcircuitelor aleatoare), pentru limitarea vârfului curentului de scurtcircuit şi prin urmare pentru reducerea stropirilor. Inductanţele fizice (reale) pot fi fixe, variabile în trepte (cu ploturi) sau variabile continuu (cu miez magnetizat).

Valoarea inductivităţii depinde în principal de diametrul sârmei electrod şi de gazul de protecţie. O inductanţă prea mare limitează vârful curentului de scurtcircuit îngreunând desprinderea picăturii din vârful sârmei, mărind durata de scurtcircuit ceea ce conduce la împroşcări de material din baia de metal. Inductivitatea mare este defavorabilă şi din punct de vedere al amorsării arcului electric mărind timpul de stabilizare al acestuia, figura 83 (t2 = 0,7 s pentru valoarea maximă a inductivităţii, respectiv 0,1 s pentru valoarea minimă a inductivităţii), aspect foarte

important în special în cazul su-dării mecanizate sau robotizate caracterizate prin viteze mari de sudare ceea ce poate conduce la aparitia defectelor de amorsare a arcului electric. Din acest punct de vedere ar fi ideal ca inductanţa să fie reglabilă şi într-un interval foar-te larg ceea ce în cazul surselor cu inductanţă fizică în circuit nu este posibilă.

Inductanţa de valoare mare are influenţă negativă şi asupra curbei de variaţie a curentului de scurtcircuit după rupere scurtcir-cuitului (viteza de scădere a cu-

rentului de scurtcircuit), prin scăderea lentă a curentului. Aceasta influen-ţează oscilaţia băii, mărind instabilitatea arcului electric şi stropirile.

Figura 83 - Influenţa inductivităţii asupra timpului de stabilizare al arcului electric

la amorsare

O inductivitate prea mică pe de altă parte determină apariţtia unui vârf de curent de scurtcircuit foarte mare care conduce la desprinderea explozivă a picăturii din vârful sârmei însoţită de stropiri intense, de această dată din vârful sârmei.

În cazul surselor de sudare moderne cu invertor inductanţa fizică lipseşte, vorbindu-se de aşa numita „inductanţă fictivă“. Reglarea curentului de scurtcircuit şi a formei de creştere a acestuia se realizează electronic prin modelare, prin comanda invertorului cu ajutorul microprocesorului, ceea ce permite modificarea cu uşurinţă, după dorinţă, şi în limite infinit mai

Page 155: Sudura speciala

largi a inductivităţii. Reglată iniţial de către microprocesor în funcţie de datele de intrare, printr-o valoare de referinţă exprimată în procente, inductanţa definită în acest caz prin noţiunea de „dinamica arcului” poate fi modificată manual dacă este cazul prin ieşirea din programul sinergic prin schimbarea valorii implicite înte 0% şi 100%. Acest reglaj presupune o foarte bună cunoaştere a fenomenelor din arcul electric şi este mai puţin recomandat operatorilor sudori. Totodată este posibilă şi comanda şi reglarea vitezei de scădere rapidă a curentului de scurtcircuit cu efecte benefice asupra stabilităţii procesului.

Sursele de sudare clasice cu inductanţă fixă (RSC 400, SR 630), respectiv sursele de sudare cu invertor cu modelarea „dinamicii” sunt prevăzute cu două borne de ieşire. La borna (+) se conectează de regulă pistoletul de sudare prin intermediul dispozitivului de avans a sârmei, iar la borna (⎯) se conectează piesa prin cablul de legatură la masă. Sursele de sudare cu inductanţă variabilă în trepte au în general două borne (uneori trei sau patru) de ieşire pentru legarea cablului de masă (legate la minusul sursei) şi simbolizate printr-o inductanţă (bobină) cu număr diferit de spire. Pentru sârme subţiri de 0,8; 1,0 mm se alege inductanţa mai mică, pentru sârmele mai groase 1,2; 1,6 mm se alege inductanţa mai mare. Similar, pentru CO2 se impune inductanţă mică, iar pentru bogate în argon induc-tanţă mare.

Unele surse de sudare (FRONIUS) dispun şi de posibilitatea modificării inductivităţii în funcţie de gazul de protecţie utilizat (inductivitate mai mică la CO2 şi mai mare la amestecuri de gaze bogate în argon) prin legarea la bornele corespunzătoare a cablului de masă marcate cu simbolul unei bobine şi simbolul gazului de protecţie CO2 sau Ar.

Pe suprafaţa frontală a sursei se mai găsesc de regulă două apa-rate de măsură, un ampermetru şi un voltmetru, respectiv în funcţie de producătorul echipamentului se mai pot găsi şi alte funcţii de comandă şi reglare a procesului tehnologic (aceştia pot fi pe sursă sau pe DAS).

2.2 Surse de sudare sinergică - Invertoare

Dezvoltarea electronicii în general şi a electronicii de putere în special în ultimul timp (a doua parte a secolului al XX–lea) a impulsionat aşa cum era de aşteptat dezvoltarea şi modernizarea echipamentelor de sudare în general şi a echipamentelor de sudare prin topire în special, producând se poate spune o adevărată revoluţie în acest domeniu, nebănuit cu puţin timp în urmă, atât din punctul de vedere al greutăţii proprii şi al dimensiunilor de gabarit, cât mai ales a performanţelor atinse. Motorul acestei „revoluţii“ a fost folosirea invertoarelor de frecvenţă ridicată cu transformator pe miez de ferită în construcţia surselor de putere şi comanda lor cu ajutorul microprocesoarelor. A fost posibilă astfel atingerea

Page 156: Sudura speciala

unor performanţe tehnologice inimaginabile şi a unui control perfect al procesului de sudare în ansamblul lui. Atingerea acestor nivele înalte se datorează vitezei foarte mari de răspuns a invertoarelor, de ordinul microsecundelor funcţie de frecvenţa invertorului, care a permis modelarea după dorinţă a parametrilor tehnologici de sudare şi controlul riguros al acestora. Comparativ viteza de răspuns a redresoarelor clasice cu diode sau tiristoare nu putea fi scăzută sub 5 ms.

În anul 1970 redresoarele cu tiristoare au început să fie utilizate la sudarea manuală cu electrozi înveliţi SE şi sudarea MIG/MAG standard. Tot cam în aceeaşi perioadă au apărut şi sursele standard MIG/MAG în curent pulsat formate prin combinarea a două surse obişnuite, una pentru curentul de baza, alta pentru curentul de puls, dar care funcţionează pe frecvenţe fixe, 25, 33, 50, 75, 100Hz. Datorită vitezelor mari cu care se desfăşoară fenomenele în zona arcului (de exemplu timpul de scurtcircuit tsc = 1,5-3 ms), şi având în vedere că timpul de reacţie al tiristoarelor este de min 5-6 ms (deci mult mai mare), la redresoarele pentru sudarea MIG/MAG nu era posibilă modelarea acestor fenomene, iar controlul variaţiei curentului de scurtcircuit s-a putut face numai folosind o inductanţă fizică reală.

În jurul anului 1980 au apărut tiristoarele rapide cu timp de blocare redus. Astfel s-au realizat primele surse de tip invertor cu tiristoare care funcţionează pe o frecvenţă de 1...5 KHz. Datorită cerinţelor complexe ale regimului de sudare şi a vitezelor mari de derulare a fenomenelor din arcul electric, au fost realizate surse cu tranzistoare de putere în circuitul de sudare care au permis creşterea frecvenţei invertoarelor la valori mult mai mari decât cu care se desfăşoară fenomenele în arc. 2.2.1 Clasificarea surselor de sudare MIG/MAG

O privire generală asupra surselor utilizate în prezent la sudarea MIG/MAG permite clasificarea lor după mai multe criterii sintetizate în cele ce urmează:

după tipul sursei de sudare: - convertizoare (foarte rar); - redresoare cu amplificator magnetic, cu diode, cu tiristoare; - invertoare cu tiristoare rapide, cu tranzistoare;

după puterea nominală a sursei: - de putere mică: Is < 200 A, ds ≤ 1,0 mm; - de putere medie: Is = 200 – 400 A, ds ≤ 1,6 mm; - de putere mare: Is ≥ 400 A;

după performanţele sursei: - surse de sudare clasice: cu reglarea independentă a para-

metrilor tehnologici: vae, (Is), Ua;

Page 157: Sudura speciala

- surse de sudare sinergice: cu reglarea unui singur parametru tehnologic;

după modul de reglare (comandă) a puterii (energiei) arcului la sursele sinergice:

- prin viteza de avans a sârmei; - prin tensiunea arcului; după modul de reglare a tensiunii arcului:

- reglare în trepte; - reglare continuă; după frecvenţa invertorului: 5kHz, 10 kHz, 20 kHz, 30 kHz 60 kHz,

100 kHz, 120 kHz după tipul de transfer:

- surse de sudare clasice cu transfer prin scurtcircuit şi/sau prin pulverizare;

- surse de sudare în curent pulsat; după tipul semiconductoarelor utilizate pentru partea de putere a

sursei: - surse de sudare cu tiristoare;

- surse de sudare cu tranzistoare; după domeniul de lucru (gradul de universalitate):

- surse de sudare specializate MIG/MAG; - surse de sudare universale: SE, MIG/MAG, WIG; după gradul de mecanizare:

- surse pentru sudarea semimecanizată (cele mai multe); - surse pentru sudarea mecanizată; - surse pentru sudarea robotizată; după concepţia constructivă:

- surse de sudare monobloc cu DAS şi cutie de comandă şi reglare încorporate;

- surse de sudare cu DAS şi cutie de comandă şi reglare separate; după modul de asigurare a răcirii capului de sudare:

- cu răcire naturală (cu gaz); - cu răcire forţată cu lichid de răcire; după modul de reglare a inductanţei circuitului:

- cu inductanţă fizică şi reglare în trepte; - cu inductanţă fictivă şi modelare automată; după felul materialului de adaos:

- numai pentru sudarea oţelului carbon; - universale: pentru sudarea unei game mari de materiale (inox,

metale - aliaje neferoaseAl, Cu); - numai pentru sârme pline; - pentru sârme pline şi sârme tubulare;

Page 158: Sudura speciala

după destinaţie: - pentru ateliere (hobby): cu performanţe reduse şi durată activă de

lucru DA mică; - pentru industrie: cu performanţe medii şi ridicate funcţie de

domeniul de lucru; - pentru sudarea mecanizată sau robotizată: cu durată activă de

lucru mare, DA100%; 2.2.2 Sursa de sudare cu tranzistoare în conducţie variabilă, (figura 84 a). Blocul de tranzistoare este comandat pe bază prin etajul de comandă pe bază şi funcţionează în conducţie variabilă comandată (este ca şi cum ar fi un rezistor înseriat în circuitul de sudare a cărei valoare se reglează automat). Prin blocul de reglare automată se poate menţine de exemplu un UR riguros constant conform graficului din figură, chiar dacă transformatorul cu puntea redresoare dă o tensiune cu o anumită pantă de scădere funcţie de intensitatea curentului şi chiar dacă această tensiune UPRT fluctuează cu tensiunea reţelei. Un avantaj important este că timpul de reacţie al schemei este destul de mic, tr<50 µs, suficient pentru a lucra cu tot felul de geometrii de puls.

Figura 84 - Schema electrică a invertorului cu tranzistoare în circuitul de sudare:

a – cu tranzistoare în conducţie variabilă; b – cu tranzistoare în regim de comutaţie

Page 159: Sudura speciala

2.2.3 Sursa cu tranzistoare în regim de comutaţie. Este prezentată în figura 84b.Tranzistoarele lucrează în regim de comutaţie (blocat – con-ducţie, până la saturaţie). Acest mod de lucru a tranzistoarelor conduce la pierderi disipate mult mai mici, ceea ce permite reducerea numărului de tranzistoare, la aproximativ 10...20 bucăţi, şi s-a putut renunţa la răcirea cu apă fiind suficientă ventilaţia forţată. Timpul de reacţie tr ≤ 200 µs (pentru frecvenţa de comutaţie f = 20 KHz), fiind suficient pentru modelarea şi comanda unui puls (la sudarea în curent pulsat). Datorită preţului scăzut al tranzistoarelor care funcţionează la tensiuni mici specifice circuitului de sudare, preţul este mult mai mic decât al surselor cu invertor. Greutatea este la fel ca la o sursă standard cu tiristoare.

Figura 85 - Schema invertorului în semipunte cu tiristoare/tranzistoare

tip serie – rezonant

2.2.4 Invertor în semipunte cu tiristoare/tranzistoare tip serie-rezonant. Este prezentată în figura 85. De la reţeaua trifazată, tensiunea se redresează direct cu puntea PRT (compusă din 6 diode). După PRT este montată o baterie de condensatoare cu capacitate de valoare mare pentru netezire. În momentul conectării la reţea, condensatoarele C1 şi C2 înseriate se încarcă la nivelul UR/2 fiecare. Pe de altă parte aceste condensatoare sunt înseriate cu primarul transformatorului cu miez de ferită, după cum se conectează ori tiristorul T1 ori T2 şi formează împreună cu primarul un circuit serie – rezonant. Frecvenţa maximă la care poate lucra acest tip de invertor cu tiristoare depinde de timpul de blocare al acestora. Utilizând cele mai bune tiristoare din punct de vedere al timpului de blocare minim posibil (tiristoare rapide) se poate ajunge obişnuit la o frecvenţă maximă, de 5...6 KHz. În secundarul transformatorului este

Page 160: Sudura speciala

montată o schemă de redresare monofazată cu punct de nul format din D3 şi D4, iar netezirea este asigurată de inductanţa de netezire pe miez de ferită. Inductanţa de netezire trebuie să umple golurile de neconducţie iar pulsaţiile curentului redresat trebuie să nu fie exagerat de mari.

2.2.5 Invertor în punte asimetrică cu tranzistoare. Este prezentată în figura 86. Ţinând cont că tensiunea redresată prin puntea trifazată direct de la reţea are valoare destul de mare ≈ 570 V, intră în discuţie doar două tipuri de tranzistoare: MOSFET (tranzistoare cu efect de câmp) şi IGBT (tranzistoare bipolare cu poartă izolată). Acestea pot lucra la tensiuni ridicate, tensiunea de comandă pe poartă fiind redusă.

Printr-o comparaţie între MOSFET şi IGBT rezultă că: viteza de comutare a MOSFET-lui este mai mare ca aceea a IGBT-lui, pierderile în regim de comutaţie sunt mai mici la MOSFET, dar IGBT-ul suportă pe unitate de tranzistori curenţi net mai mari decât MOSFET-ul şi cu pierderi mai reduse în conducţie.

Figura 86 - Schema invertorului cu tranzistoare în punte asimetrică

Page 161: Sudura speciala

De la reţeaua trifazată, tensiunea trifazată se redresează direct cu puntea PRT. După PRT este montată o capacitate de netezire care are rolul de a netezi UR. T1 şi T2 sunt comandate simultan, iar curentul trece de la borna pozitivă, prin T1, prin înfăşurătoarea primară prin T2 la borna negativă. Deoarece prin primarul transformatorului cu miez de ferită fiecare impuls trece mereu în acelaşi sens, rezultă că la un miez magnetic cu ciclu de histereză obişnuit şi cu inducţie remanentă Brem mare, transferul de putere din primar în secundar este minim datorită variaţiei ∆Bmin. a inducţiei, se impune un miez de ferită cu Brem minim.

Figura 87 - Schema invertorului cu tranzistoare în punte simetrică

2.2.6 Invertor cu tranzistoare în punte simetrică. Este prezentată în figura 87. Diodele D1,...D6 sunt diode rapide, iar D1,...D4 sunt diode de protecţie la supratensiune a tranzistoarelor, pe care sunt puse în paralel şi permite descărcarea energiei înmagazinate în miezul transformatorului la blocarea perechilor de tranzistoare. Aici miezului magnetic nu i se cere o curbă de histereză cu Brem minim, pentru că în fiecare alternanţă se schimbă sensul curentului prin înfăşurarea primară a transformatorului şi deci se schimbă sensul câmpului magnetic. Prin schema de redresare cu punct de nul formată din două diode D5 şi D6, se face redresarea curentului

Page 162: Sudura speciala

alternativ din secundar, iar inductanţa de netezire umple golurile dintre impulsuri. 2.3 Surse pentru sudarea MIG/MAG în curent pulsat

Dezvoltarea construcţiei surselor de sudare în impulsuri este legată direct de dezvoltarea electronicii de putere în general şi a tranzistoarelor de putere în special. În continuare se vor prezenta sumar, la nivel de schemă bloc, câteva variante de surse pentru sudare în impulsuri, în ordinea cronologică de apariţie a lor. 2.3.1 Sursa de sudare în impulsuri cu tiristoare (figura 88).

Reprezintă primul tip de sursă utilizată la sudarea în curent pulsat. Un singur transformator alimentează două redresoare comandate, cu tiristoare. Frecvenţele impulsurilor sunt fixe: 25; 33, 33; 50; 100 Hz. Ca posibilităţi de reglare permite modificarea curentului de impuls şi a curentului de bază.

Figura 88 - Schema bloc a redresorului cu impulsuri cu tiristoare

2.3.2 Sursa de sudare în impulsuri analogică cu tranzistoare (figura 89).

Ca şi sursele clasice, sursa analogică cu tranzistoare cuprinde un transformator trifazat, în general numai cu o priză în secundar. Tensiunea secundară se redresează folosind o punte cu diode de siliciu şi se aplică unui bloc cu tranzistoare format dintr-un număr mare de tranzistoare legate în paralel. Diferenţa dintre tensiunea de ieşire din redresor şi tensiunea necesară pentru arcul electric cade pe blocul cu tranzistoare şi produce în acesta o putere disipată relativ ridicată care necesita o răcire forţată cu apă. Randamentul se situează între 50 şi 75%, dezavantaj care se acceptă de regulă pentru că astfel de surse prezintă timpi de reacţie foarte reduşi, de ordinul a 30..50 µs. Astfel de surse permit reglarea curentului de puls şi

Page 163: Sudura speciala

a curentului de bază, a duratei şi a frecvenţei impulsurilor, respectiv a pantei de creştere şi descreştere a impulsurilor.

Figura 89 - Schema bloc a sursei cu impulsuri analogică cu tranzistoare

2.3.3. Sursa de sudare în impulsuri cu tranzistoare în secundar în regim de comutaţie (figura 86).

Sursa este formată dintr-un transformator trifazat al cărui secundar alimentează o punte redresoare trifazată cu diode. Tensiunea continuă este aplicată blocului cu tranzistoare care o transformă într-o tensiune de impulsuri, cu frecvenţă fixă (cuprinsă între 20 si 60 kHz) şi cu un coeficient de umplere variabil. Inductanţa de netezire asigură un curent de sudare puternic netezit de inductanţa plasată în circuitul de sudare. Reglarea curentului sau a tensiunii de ieşire se realizează prin modificarea coeficientului de umplere. Tensiunea arcului este însoţită de nişte armonici superioare reduse ca amplitudine şi cu frecvenţă egală cu cea de comutaţie. Deoarece blocul cu tranzistoare lucrează numai în regim de comutaţie, puterea disipată în tranzistoare este mult mai redusă decât la sursa analogică cu tranzistoare, iar randamentul se situează între 75 si 95%. Tot din acest motiv numărul tranzistoarelor montate în paralel poate fi redus foarte mult. Timpul de reacţie este sub 200 microsecunde, funcţie de frecvenţa de comutaţie mai mare în general decât la sursele analogice. Parametrii reglabili sunt: curentul de puls şi curentul de bază, durata şi frecvenţa impulsurilor, respectiv panta de creştere şi descreştere a impulsurilor.

2.3.4 Sursa de sudare în impulsuri cu invertor (figura 91).

Tensiunea reţelei este redresată direct cu o punte trifazată cu diode. Tensiunea continuă este transformată de blocul invertor într-o tensiune alternativă de frecvenţă constantă cuprinsă între 50 şi 100 kHz. Tensiunea alternativă astfel obţinută, este aplicată transformatorului de putere

Page 164: Sudura speciala

monofazat pe miez de ferită, şi apoi redresată cu o punte monofazată. Modificarea tensiunii de ieşire se realizează prin reglarea coeficientului de umplere al tranzistoarelor care formează invertorul. Timpii de reacţie sunt sub 200 microsecunde, funcţie de frecvenţa invertorului. Parametrii reglabili sunt: curentul de impuls şi de bază, durata şi frecvenţa impulsurilor, panta de creştere şi descreştere a impulsului.

Figura 90 - Schema bloc a sursei cu impulsuri cu tranzistoare în regim de comutaţie

Figura 91 - Schema bloc a sursei de sudare în curent pulsat cu invertor Avantajele principale ale surselor cu invertor sunt:

greutatea sursei este micşorată de circa 10 ori faţă de sursele precedente;

reducerea puternică a greutăţii transformatorului şi a inductanţei de netezire;

posibilitatea obţinerii oricărei forme de puls pentru curentul de sudare.

Dezavantajele principale sunt: necesitatea utilizării unor tranzistoare de putere la tensiuni

ridicate (800 – 1000 V);

Page 165: Sudura speciala

sensibilitatea tranzistoarelor faţă de supratensiunile ce apar pe reţeaua de alimentare datorită altor maşini electrice de forţă, racordate la aceeaşi reţea de alimentare;

necesitatea montării unui filtru de reţea de construcţie mai deosebită (cât mai uşor) care să protejeze reţeaua faţă de tensiunile transmise prin diferite cuplaje, cu frecvenţă de 300 Hz care este frecvenţa maximă a impulsurilor de curent la sudare.

2.3.5 Reglarea curentului de impuls şi de bază la sursele de curent pulsat cu invertor

Modul de reglare pentru cei doi curenţi depinde de forma carac-teristicilor externe alese de producător pentru o sursă dată. În practică există două variante de surse:

surse cu caracteristică externă rigidă pentru curentul de puls şi caracteristică externă brusc coborâtoare pentru curentul de bază, denumite surse de tipul U/I, figura 92;

surse cu caracteristica externă brusc coborâtoare atât pentru curentul de puls cât şi pentru curentul de bază, cunoscute sub denumirea de surse de tipul I/I; figura 93.

În cazul primei variante de surse, figura 92, în momentul 1 începe să crească impulsul de curent cu o pantă determinată de timpul de creştere sau „UP Slope“ tcr. Datorită valorii foarte reduse a acestui timp, lungimea arcului practic nu se modifică, iar punctul de funcţionare se translatează pe caracteristica arcului în punctul 2.

Ca rezultat, începe un proces rapid de topire a electrodului şi de formare a picăturii, arcul electric lungindu-se aproximativ cu diametrul picăturii, iar punctul de funcţionare se mută în 3, punct care marchează procesul de desprindere al picăturii şi scăderea pulsului de curent la Ib, în timpul de descreştere sau „Down Slope“ tds. Din punctul 4 arcul arde la curentul de bază în timpul de bază tb, iar punctul de funcţionare se mută din punctul 4 în punctul 1, după care fenomenul se repetă. Se remarcă faptul că în timpul de puls tp curentul de impuls nu rămâne constant, ci se modifică datorită fenomenului de autoreglare, prin care sursa cu caracteristică rigidă variază curentul odată cu variaţia lungimii arcului.

În cazul celei de-a doua variante de surse, figura 93, fenomenele se petrec asemănător, cu singura deosebire că sursa având caracteristici externe brusc coborâtoare, atât curentul de impuls cât şi cel de bază rămân nemodificaţi (constanţi) ceea ce este foarte favorabil atunci când se impune o reglare precisă pentru cei doi curenţi. Totuşi, în acest caz este necesar un sistem de reglare automată care să modifice frecvenţa impulsurilor şi

Page 166: Sudura speciala

curentul de bază pentru a menţine tensiunea medie a arcului în limitele impuse de tehnologia de sudare.

Figura 92 - Reglarea parametrilor de puls pentru sursele de sudare sinergice de tipul U/I

Amplitudinea impulsului de curent trebuie astfel reglată încât să se

detaşeze o singură picătură din sârma electrod la finele timpului tp. Mărimea impulsului trebuie să fie menţinută cât mai jos posibil. Dacă amplitudinea este prea ridicată există pericolul perforării în cazul sudării tablelor subţiri datorită presiunii dinamice prea ridicate a arcului. O amplitudine prea redusă va conduce la scurtcircuitări ale arcului sau la picături mari suspendate de vârful electrodului. Durata impulsului de curent trebuie astfel aleasă încât la finele impulsului să se desprindă o singură picătură de metal din vârful electrodului, iar desprinderea să aibă loc pe panta coborâtoare a impulsului cât mai jos, pentru diminuarea forţei electrodinamice care împing picătura în baie. Se evită astfel pericolul stro-pirilor. Mărirea durate pulsului poate conduce la o desincronizare dintre pulsuri şi picături, putându-se continua procesul de topire după des-prinderea unei picături, cu riscul provocării unor scurtcircuitări ale arcului.

Page 167: Sudura speciala

Instalaţiile sunt prevăzute cu un sistem de reglare automată SRA care micşorează imediat frecvenţa pulsurilor.

Figura 93 - Reglarea parametrilor de puls pentru sursele de sudare

sinergice de tipul I/I

Din aceste motive, la majoritatea instalaţiilor sinergice de sudare MIG/MAG valoarea impulsului şi durata lui sunt mărimi constante, care depind de materialul electrodului, diametrul lui şi de natura gazului de protecţie. Aceste mărimi nu se modifică odată cu modificarea vitezei de avans a sârmei şi nu intră ca mărimi reglabile în sistemul de reglare automată care corectează influenţa factorilor perturbatori.

Curentul de bază trebuie reglat cât mai jos posibil pentru a folosi la maximum unul din avantajele sudării MIG/MAG în impulsuri, şi anume o valoare medie sau efectivă a curentului de sudare redusă. De obicei, curentul de bază se alege sub 100A, limita minimă de stingere a arcului fiind între 5 şi 10A, în funcţie de natura gazului de protecţie.

Page 168: Sudura speciala

2.3.6 Stabilitatea arcului electric la sudarea MIG/MAG în curent pulsat Stabilitatea arcului electric reprezintă proprietatea acestuia de a

reveni la starea iniţială de echilibru atunci când sub acţiunea unor factori exteriori perturbatori de mică amploare şi cu acţiune de scurtă durată are loc scoaterea lui din această stare de funcţionare.

La sudarea cu arcul electric, sistemul sursă de sudare – arc electric este un sistem energetic dependent reciproc, regimul staţionar de funcţionare al sistemului fiind determinat de egalitatea dintre valorile tensiunilor şi curenţilor sursei, respectiv arcului electric: Ua = Us; Ia = Is.

Dependenţa Us= f(Is) considerată în regim de funcţionare staţionară defineşte caracteristica exterioară a sursei sau caracteristica exterioară statică a sursei.

În cazul sudării semi-mecanizate sau mecanizate MIG/MAG cu viteză de avans constantă a sârmei electrod stabilitatea arcului electric este asigurată de aşa numitul fenomen de autoreglare sau reglare internă, conform căruia arcul electric îşi restabileşte starea energetică stabilă în urma apariţiei unui factor perturbator fără intervenţia unui sistem de reglare auto-

mată din exterior.

Figura 94 -Stabilitatea arcului la sudarea MIG/MAG clasică, vae = ct.

Pentru asigurarea fenomenului de autoreglare este necesar ca sursa de sudare să aibă o caracteristică externă rigidă sau uşor coborâtoare. Funcţionarea stabilă a arcului în acest caz presupune egalitatea dintre viteza de topire vts şi viteza de avans vae a sârmei electrod, ceea ce conduce la asigurarea unei lungimi a arcului la constante: vts = vae, respectiv dla/dt = 0.

În figura 94 se prezintă fenomenul de autoreglare al arcului electric la sudarea MIG/MAG standard, adică folosind un curent de sudare constant.

Considerăm că punctul de funcţionare stabilă al arcului se află în punctul A, corespunzător unei lungimi la1 a arcului electric. Presupunem că sub acţiunea unui factor perturbator, ca de exemplu modificarea distanţei dintre pistoletul de sudare şi piesă datorită unei conduceri defectuoase a acestuia, existenţa unor denivelări a componentelor, respectiv neuni-formităţi ale rostului, sau datorită unor variaţii bruşte a vitezei de avans a

Page 169: Sudura speciala

sârmei electrod care pot fi de natura electrică sau mecanică, arcul electric îşi modifică lungimea de la la1 la la2. Corespunzător, punctul de funcţionare stabilă se mută din punctul A în punctul B ceea ce conduce la o variaţie mare a curentului prin arc ∆Ia. Având în vedere că viteza de avans a sârmei vae este constantă, creşterea lungimii arcului produce scăderea a curentului (determinată de forma caracteristicii externe rigide), ceea ce produce scăderea vitezei de topire a sârmei electrod şi prin urmare revenirea în punctul de funcţionare stabilă A, ca efect al reducerii lungimii arcului de la la2 la la1. Lucrurile decurg asemănător dacă sub acţiunea factorului perturbator lungimea arcului scade (aspect neevidenţiat în figură). În acest caz creşterea curentului de sudare care apare, determină creşterea vitezei de topire a sârmei electrod şi prin urmare lungirea arcului până la restabilirea echilibrului.

În cazul sudării MIG/MAG în curent pulsat, datorită diferenţelor mari care există faţă de sudarea MIG/MAG clasică, stabilitatea arcului electric este relativ diferită.

Stabilitatea arcului electric de curent pulsat este în strânsă legătură cu particularităţile acestuia, cu particularităţile surselor de sudare MIG/MAG în curent pulsat, în principal cu modul de obţinere şi reglare a regimului de sudare pulsat. Mecanismul de asigurare a stabilităţii arcului electric de curent pulsat este determinat de forma caracteristicilor externe a surselor de sudare. Modul de asigurare a stabilităţii arcului electric de curent pulsat depinde prin urmare de tipul sursei de sudare:

sursă de tipul U/I, (caracteristică externă rigidă pentru curentul de puls şi caracteristică externă brusc coborâtoare pentru curentul de bază, figura 92 scap 2.4);

sursă de tipul I/I; (caracteristica externă brusc coborâtoare atât pentru curentul de puls cât şi pentru curentul de bază, figura 93 scap 2.4).

2.3.6.1 Stabilitatea arcului de curent pulsat la sursele de tipul U/I.

În cazul sursei de tip U/I, punctele de funcţionare stabilă corespunzătoare pentru o lungime dată a arcului electric la1, pentru curentul de puls Ip, respectiv pentru curentul de bază Ib sunt punctele A respectiv B, figura 95a. Dacă sub acţiunea factorului perturbator lungimea arcului se modifică de la la1 la la2 se observă că punctele de funcţionare se mută în A', respectiv B'.

Caracteristica externă brusc coborâtoare corespunzătoare curentu-lui de bază face ca acesta să rămână nemodificat (constant), în timp ce caracteristica externă rigidă corespunzătoare curentului de puls determină

Page 170: Sudura speciala

o variaţie mare a acestuia şi anume o scădere de la valoarea Ip1 la valoarea Ip2.

Figura 95 - Stabilitatea arcului electric la sursele de curent pulsat de tip U/I

Această variaţie determină la rândul ei modificarea curentului mediu de sudare Im [Im = f(Iptp + Ibtb)] şi anume reducerea acestuia faţă de valoarea iniţială, lucru evidenţiat şi pe diagramele de variaţie ale curentului pulsat corespunzătoare celor două valori ale lungimii la1, respectiv la2 ale arcului electric, figura 95b.

Având în vedere că viteza de avans a sârmei electrod este constantă, această scădere importantă a curentului de puls, respectiv a curentului mediu, determină scăderea vitezei de topire a sârmei electrod (vts < vae) şi prin urmare revenirea în punctele de funcţionare stabilă A şi B fără intervenţia unui sistem de reglare exterior.

Practic, în acest caz asigurarea stabilităţii arcului electric se realizează prin fenomenul de autoreglare, exact ca şi în cazul sudării standard. Acest lucru constituie unul din avantajele acestor tipuri de surse, şi anume asigurarea stabilităţii arcului prin fenomenul de autoreglare fără a necesita un sistem de reglare suplimentar. Un al doilea avantaj constă în posibilitatea reglării manuale mult mai uşoare (accesibile) a parametrilor sinergici, pentru un regim optim, datorită numărului mult mai mic al acestor parametrii.

Dezavantajul acestor surse constă în modificarea relativ importantă a dimensiunilor picăturilor de metal la variaţia inerentă a lungimii capătului liber a sârmei, ca efect al modificării geometriei pulsului (amplitudinea pulsului), respectiv o plajă de variaţie admisă a distanţei duză de contact – piesă mult mai redusă decât în cazul surselor de tip I/I.

Page 171: Sudura speciala

2.3.6.2 Stabilitatea arcului de curent pulsat la sursele de tipul I/I. În cazul surselor de sudare cu ambele caracteristici externe brusc

coborâtoare asigurarea stabilităţii arcului prin fenomenul de autoreglare nu se mai poate realiza, figura 96a. Modificarea lungimii arcului sub acţiunea factorului perturbator şi mutarea punctelor de funcţionare stabilă A şi B, corespunzătoare lungimii la1 a arcului electric, în punctele de funcţionare A' şi B', corespunzătoare lungimii la2, nu mai este însoţită de variaţia curenţilor Ip, respectiv Ib, aceştia rămânând practic constanţi (datorită caracteristicilor externe brusc coborâtoare) ceea ce face ca nici valoarea curentului mediu să nu se modifice. Viteza de topire a electrodului rămâne nemodificată şi prin urmare revenirea sistemului în punctele de funcţionare stabilă, prin fenomenul de autoreglare nu mai este posibilă. Prin urmare, pentru aducerea arcului electric în punctele de funcţionare stabilă este necesară utilizarea unui sistem de reglare automată SRA.

Figura 96 - Stabilitatea arcului electric la sursele de curent pulsat de tip I/I

Sistemul de reglare utilizat se bazează pe observaţia că în acest caz, modificarea lungimii arcului determină o variaţie mare a tensiunii arcului. În principiu, funcţionarea sistemului de reglare automată este următoarea: se măsoară tensiunea arcului, care este o funcţie de lungimea arcului, şi se compară cu o valoare de referinţă, corespunzătoare unei lungimi optime a arcului. Semnalul de eroare rezultat comandă prin SRA modificarea curentului mediu Im după necesităţi. În principiu, modificarea curentului mediu se poate face acţionând asupra oricărui termen din relaţia de calcul a acestuia. În practică însă, se acţionează în general asupra frecvenţei impulsurilor şi în măsură mai mică asupra curentului de bază, figura 96b. Reducerea frecvenţei impulsurilor prin comanda SRA determină

Page 172: Sudura speciala

aşa cum se observă modificarea curentului mediu Im în sensul reducerii acestuia ceea ce va determina modificarea vitezei de topire a sârmei electrod în acelaşi sens. Scăderea vitezei de topire a sârmei conduce la scăderea proporţională a lungimii arcului electric ceea ce determină în final revenirea în punctele de funcţionare stabilă. Fenomenele se petrec asemănător la scăderea lungimii arcului electric. În acest caz SRA comandă creşterea frecvenţei impulsurilor ceea ce duce la creşterea curentului mediu Im, care la rândul lui determină creşterea vitezei de topire a sârmei electrod. Viteza de topire fiind mai mare decât viteza de avans a sârmei (care rămâne constantă) conduce la creşterea lungimii arcului şi revenirea în punctele de funcţionare stabilă iniţiale.

Valoarea de referinţă a curentului mediu se reglează de către operatorul sudor, funcţie de particularităţile tehnologiei de sudare: tip de transfer, materialul sârmei (compoziţia chimică), diametrul sârmei electrod, gazul de protecţie, viteza de avans a sârmei, în urma unui dialog interactiv cu calculatorul. Schema bloc a unui sistem de reglare automată este prezentată în fig. 97.

Figura 97 - Schema bloc a sistemului de reglare automată SRA la sursele de curent pulsat de tip I/I

Avantajul acestor surse de sudare constă în faptul că prin

menţinerea constantă a valorii curentului de puls la acelaşi timp de puls, se asigură menţinerea aproximativ constantă a dimensiunilor picăturilor pe durata tranzitorie, până la revenirea în punctele iniţiale de funcţionare

Page 173: Sudura speciala

stabilă. Acest lucru justifică utilizarea majoritară a acestor tipuri de surse la sudarea pulsat sinergică. Dezavantajul lor constă în faptul că necesită un sistem de reglare automată SRA pentru asigurarea stabilităţii arcului electric. De asemenea reglarea manuală a parametrilor sinergici este extrem de dificilă. În concluzie, se apreciază că asigurarea stabilităţii arcului electric la sudarea în curent pulsat, depinde de particularităţile surselor de sudare în curent pulsat, respectiv de forma caracteristicilor externe, stabilitatea fiind asigurată după caz, prin fenomenul de autoreglare la sursele de tipul U/I, respectiv printr-un sistem de reglare automată SRA, care acţionează asupra curentului mediu de sudare prin modificarea frecvenţei pulsurilor şi eventual a curentului de bază.

2.4 Dispozitivul de avans al sârmei electrod

Dispozitivul de avans a sârmei electrod (DAS) constituie suban-samblul care asigură antrenarea mecanizată a sârmei electrod, cu viteza de avans necesară pentru obţinerea curentului de sudare impus tehnologic, de la bobina de sârmă prin pistoletul de sudare şi duza de contact în zona arcului electric. Se precizează că în cazul sudării MIG/MAG reglarea, respectiv modificarea curentului de sudare se realizează prin modificarea vitezei de avans a sârmei electrod. Prin urmare orice fluctuaţii în viteza de avans a sârmei implică automat variaţii ale curentului de sudare. În consecinţă asigurarea stabilităţii procesului de sudare MIG/MAG şi obţinerea unei îmbinări sudate de calitate, presupune asigurarea de către DAS a unei viteze de avans a sârmei electrod constante, continue şi uniforme. Această premisă dovedeşte importanţa DAS – lui în structura şi funcţionarea instalaţiei de sudare MIG/MAG, o sursă de sudare performantă presupunând un DAS la fel de performant. Importanţa DAS – ului se observă şi din ponderea lui în costul echipamentului de sudare MIG/MAG. DAS – ul poate fi încorporat în echipamentul de sudare ceea ce limitează raza de acţiune la lungimea pistoletului de 3,5 – 4,5 m sau separat de acesta, tot mai frecvent în ultimul timp, fiind legat de echipament printr-un furtun de cauciuc care conţine un pachet de cabluri şi furtunuri, cu lungimea de 5…10 m, mărind astfel raza de acţiune faţă de sursa de sudare.

Elementele principale ale dispozitivului de avans a sârmei sunt: grupul motor electric – reductor de turaţie; mecanismul de antrenare (avans); suportul cu sistemul de frânare pentru aşezarea bobinei de sârmă; electroventilul pentru gazul de protectie; racordul pentru montarea şi fixarea pistoletului de sudare;

Page 174: Sudura speciala

după caz, butoane, potenţiometre etc., într-un cuvânt funcţii pentru reglarea parametrilor secundari ai procesului de sudare MIG/MAG (în cazul când acestea nu sunt amplasate pe panoul frontal al sursei);

Grupul motor electric-reductor de turaţie de construcţie monobloc, este de regulă alimentat în curent continuu şi serveste la antrenarea tre-nului de role a mecanismului de avans a sârmei. El trebuie să dispună de o putere suficientă pentru a putea învinge forţele de frecare de pe traseul sârmei, racord, tubul de ghidare, duza de contact. În acest sens puterea motorului electric variază între 40 – 120 W şi permite reglarea continuă a vitezei de avans a sârmei electrod în intervalul 2-22 m/min, acoperitoare din punct de vedere tehnologic.

Motorul electric standard utilizat pentru antrenarea sârmei electrod este un motor de curent continuu cu excitaţie separată. Caracteristic acestui tip de motor este faptul că la variaţia cuplului mecanic rezistent (care poate apărea la avansul sârmei datorită forţelor de frecare) apare o variaţie de turaţie ±∆n care este cu atât mai pronunţată cu cât caracteristica mecanică a motorului n = f(Mr) este mai înclinată, figura 98. Înclinarea caracteristicii mecanice creşte cu creşterea rezistenţei rotorice, iar aceasta la rândul ei creşte cu scăderea puterii nominale a motorului. Prin urmare la turaţii mici (puteri mici ale motorului) specifice puterilor mici de arc (transfer prin scurtcircuit) variaţiile turaţiei sunt mai mari, respectiv fluctuaţiile vitezei de avans a sârmei mai puternice.

Reglarea turaţiei motorului se face prin reglarea tensiunii rotorice, printr-o schemă electro-nică relativ simplă cu tiristoare sau tranzistoare. Pentru menţinerea constantă a turaţiei motorului la apariţia unui cuplu mecanic rezis-tent în schema de relare se foloseşte semnalul electric dat de un tahogenerator cuplat mecanic cu motorul şi care este strict proporţional cu cu turaţia motorului de antrenare a sârmei.

Tendinţa actuală în cons-trucţia motoarelor utilizate pentru

antrenarea sârmei electrod este de înlocuire a excitaţiei separate cu magneţi permanenţi (reducerea gabaritului, eliminarea perturbaţiilor determinate de fluctuaţiile curentului de excitaţie la fluctuaţiile tensiunii reţelei), respectiv folosirea motoarelor de curent continuu cu rotor disc. Avantajeleacestor motoare sunt:

Figura 98 - Caracteristica mecanică a motorului de curent continuu

Page 175: Sudura speciala

dimensiuni de gabarit reduse (construcţie extraplată); greutate foarte mică datorită absenţei materialului feromagnetic

din rotor; constantă de timp mecanică şi electrică cea mai mică posibilă; cuplu constant şi maxim pentru întreaga gamă de turaţii,

respectiv cuplu mărit de start ceea ce asigură acceleraţii mari; durată mare de viaţă a periilor; costuri reduse de întreţinere; dezavantaj: sunt scumpe, crescând costul DAS –ului;

Mecanismul de antrenare cu role, constituie cel mai simplu şi mai utilizat sistem pentru avansul sârmei electrod. Din motive de cost în general el este format dintr-o pereche de role, din care una este motoare (1) iar alta presoare (2), figura 99. Forta de presare este realizată cu ajutorul unui resort elastic 3 (arc).

Din punct de ve-dere al numărului de role şi a modului de antrenare se deosebesc o varietate ma-re de mecanisme de antre-nare (figura 100), după cum urmează: cu două role dintre care una pre-soare una antrenoare, cu două role ambele antre-noare, cu patru role dintre care două presoare şi două antrenoare, cu patru role toate antrenoare, cu mai mult de patru role. În cazul mecanismelor cu pa-

tru role acestea pot fi antrenate de un singur motor sau de două motoare separate.

Numărul de role şi modul de antrenare a acestora influenţează stabilitatea vitezei de avans a sârmei.

Mecanismele de avans cu două role sunt mai simple însă necesită o forţă de apăsare mai mare ceea ce le recomandă la sudarea cu sârmă plină de diametre mici, 0,6-1,2 mm. Stabilitatea vitezei de avans este mai bună dacă ambele role sunt antrenate, respectiv dacă diametrul rolelor este mai mare.

Forţa de apăsare a rolelor se reglează astfel încât să se asigure o viteză de avans continuă şi uniformă a sârmei electrod. O apăsare exce-sivă conduce la deformarea sârmei, la deteriorarea suprafeţei acesteia cu

Figura 99 - Construcţia mecanismului de avans al sârmei electrod

Page 176: Sudura speciala

consecinţe asupra stabilităţii vitezei de avans respectiv a îmbâcsirii tubului de ghidare (bowden) cu particole de metal sau praf de cupru, desprinse de

pe suprafaţa sârmei. În acest sens este importantă de ase-menea alinierea rolelor de antre-nare şi a canalelor de ghidare de la intrarea şi iesirea sârmei din mecanismul de antrenare. Verifi-carea pracică a forţei de apăsare se face prin blocarea sârmei la ieşirea din pistolet astfel încât rolele să patineze uşor pe sârmă fără deteriorarea ei.

Figura 100 - Forme constructive ale mecanismului de avans al sârmei

Datorită diametrelor mici a sârmei electrod utilizate la sudarea MIG/M

mportantă pentru asigurarea stabilităţii vitezei de avans a sârm

O soluţie larg utilizată în trecut a fost utilizar ole cu canal zimţat

ent sistemul cel mai utilizat este cel cu role cu canal trapezo

te deoarece astfel apare un fenomen de împănare a sârmei în canal, ceea ce măreşte mult

AG, DAS-urile în general nu sunt prevăzute şi cu role de îndreptare a sârmei electrod.

O condiţie iei electrod o constituie evitarea patinării rolelor pe sârmă, respectiv

evitarea deformării acesteia de către ro-lele de antrenare, cu consecinţe asupra creşterii forţelor de frecare din duza de contact. Din acest punct de vedere un rol foarte important îl are forma canalului de pe rolele de an-trenare. ea unor r

(striat). Acest sistem asigură eliminarea patinării, însă datorită zimţilor are loc o aşchiere (răzuire) a suprafeţei sârmei, respectiv imprimarea unor striaţiuni pe sârmă care conduc la o uzură rapidă a duzei de contact. Din acest motiv rolele cu canal striat se folosesc în cazuri cu totul şi cu totul speciale când se impune o forţă de apăsare foarte mică aşa cum este cazul sârmelor tubulare fălţuite cu contur deschis (fără sudură pe generatoare).

În prezidal cu o geometrie precis conturată, figura 101. Unghiul α trebuie păstrat strict în limitele indica

Figura 101 - Geometria canalului rolelor de antrenare

Page 177: Sudura speciala

forta de apăsare, respectiv se poate reduce corespunzător forţa de apăsare. Pentru o forţă de frecare relativ redusă rezultă o deformare a sârmei minimă. Datorita geometriei prezentate rezultă că pentru fiecare diametru de sârmă este nevoie de un canal diferit. De obicei pe fiecare rolă se practică două sau trei canale pentru diferite diametre de sârmă care se marcheză prin inscripţionare pe suprafaţa frontală a rolei.

Figura 102 - Forme constructive de role în funcţie de destinaţie

În figura 102 se prezintă câteva variante de forme de role în funcţie de destina) rol

pe generatoare) pentru lungimi

e) sârme pline şi sârme tubulare foarte moi; ole universale);

cu axă orizontală orţa de

n

aţia acestora: e pentru sârme pline din oţel nealiat;

b) role pentru sârme pline din oţel mediu şi înalt aliat şi sârme tubulare greu eformabile (cu contur închis sudate mai mari de pistolet;

c) role pentru sârme din aliaje de aluminiu, cupru şi sârme tubulare cu ds <1,6 mm ;

d) role pentru sârme din aluminiu cu ds >0,8mm; role pentru

f) role pentru sârme pline greu deformabile (sunt r Suportul pentru aşezarea bobinei de sârmă poate fi

sau verticală. Este prevăzut cu un sistem de frânare reglabil. Ffrâ are depinde de viteza de avans a sârmei electrod, o reglare corectă determină oprirea bobinei la întreruperea procesului după o rotire cu câteva grade a acesteia (5°-10°). O forţă de frânare prea mare poate conduce la suprasolicitarea motorului de antrenare a rolelor, la viteze de avans varia-bile a sârmei, pentru că motorul de antrenare operează cu putere redusă la viteze de avans mici, dar mai ales la eventuale patinări ale rolelor pe sârmă dacă forţa de apăsare este mică, ceea ce determină deteriorarea suprafeţei sârmei sau uzarea neuniformă a canalului rolelor. O forţă de frânare prea redusă duce la derularea sârmei de pe bobină în virtutea inerţiei sistemului, în momentul opririi procesului de sudare, cu pericolul ieşirii uneia sau mai multor spire de pe bobină şi îndoirea locală a sârmei.

Page 178: Sudura speciala

Bobina de sârmă serveşte la bobinarea şi livrarea sârmei electrod şi este executată în variantă deschisă. Ea este realizată din material plastic (ne

– pull. Aceste

sincronizate electronic care

2. rage sârma

2.5 Pupit

sigură realizarea funcţiilor necesare desfăşurării procesului de AG. Pupitrul de comandă conţine plăcile

electro

ecologică) sau în ultiml timp, cu excepţia sârmelor din aluminiu, din grilaj de sârmă (ecologică). Livrarea sârmei sub formă de bobine are marele avantaj că impiedică deformarea şi îndoirea sârmei electrod la transport şi manipulare, cu consecinte asupra stabilităţii vitezei de avans, fiind preferabilă livrării în colaci şi bobinării în secţie (practică frecventă în România în trecut). Bobinarea corectă a sârmei, spiră lingă spiră, strat peste strat, acţionează asupra stabilităţii vitezei de avans a sârmei şi implicit asupra stabilităţatii procesului de sudare (alături de calitatea gazului era una din tarele sudării MAG la noi în ţară). Pentru evitarea ruginirii în timp a suprafeţei sârmei se recomandă ambalarea bobinei în pungi de polietilenă, chiar vidate în unele cazuri (sârme de aluminiu, sârme tubu-lare), în care se introduce şi o pungă cu silicagel (sau o altă substanţă higroscopică) şi apoi ambalarea în cutii de carton. Acest mod de ambalare evită deteriorarea suprafeţei sârmei prin ruginire şi permite păstrarea ei timp îndelungat. Bobinele de sârma sunt tipizate, greutatea unei bobine pline fiind de 12-15 kg şi mai rar de 5 kg. Există şi varianta de livrare sub formă de butoi (MARATHON PACK) cu masa de 100 – 500 kg, fără rotirea tamburului datorită unei bobinări speciale, recomandată la sudarea robotizată sau la sudarea la un loc de muncă stabil. Avantaje: eliminarea timpilor morţi de schimbare a bobinelor, eliminarea risipei de sârmă, eliminarea tamburilor neecologici din plastic (butoiul este ecologic).

În cazul distanţelor mai mari dintre DAS şi locul sudării (> 4,5 m) pentru avansul sârmei se folosesc dispozitive de avans push

a se fac în două variante constructive: 1. Un sistem cu DAS de bază conţinând tamburul de sârmă şi una

sau mai multe unităţi intermediaretrag, respectiv împing sârma pe tubul flexibil. La ultima unitate se leagă pistoletul de sudare. Se poate ajunge astfel la lungimi de 16 – 20 m folosind 3 sau 4 unităţii intermediare. Un DAS obişnuit şi un pistolet de sudare cu motoreductor în mâner. DAS–ul împinge, iar motoreductorul tmenţinând-o tot timpul întinsă (tensionată). Cele două motare sunt înseriate pentru sincronizarea turaţiilor. Sistemul este indispensabil la sudarea aluminiului în curent pulsat (Fronius).

rul de comandă A

sudare specific sudării MIG/Mnice de reglare şi comandă a procesului de sudare, microprocesorul,

releistica, butoanele şi potenţiometrele de reglare, etc..

Page 179: Sudura speciala

În general pupitrul de comandă se găseşte integrat în sursa de sudare cu posibilităţile de setare şi reglare a parametrilor tehnologici de pe panoul

de sud

anual sau mecanizat fără conectarea sursei. Pentru această operaţie

comandă de „control

0...5 s pentru asigurarea protectiei necesare la începutul şi

de tipul de transfer respectiv

de avans pentru sudare) pentru a

frontal al sursei. Poate fi întâlnit şi ca unitate separată sub forma unei telecomenzi, sau comandă de la distanţă ( sudarea robotizată). În cazul sudării mecanizate cutia de comandă se găseşte de regulă fixată în consolă pe tractorul de sudare. O altă variantă este un pupitru de comandă divizat, pe panoul frontal a sursei şi pe dispozitivul de avans a sârmei DAS.

În funcţie de tipul instalaţiei de sudare MIG/MAG prin intermediul pupitrului de comandă pot fi efectuate, de obicei înaintea pornirii procesului

are, următoarele operaţii sau funcţii, denumite reglări la „mers în gol“:

introducerea sârmei electrod în pistoletul de sudare se poate realiza mse recomandă utilizarea unei viteze de avans reduse pentru evitarea unor fenomene nedorite precum agăţarea vârfului sârmei în tubul de ghidare, buclarea sârmei în DAS, pericolul unor accidente nedorite la ieşirea sârmei din pistolet, etc. Retragerea sârmei în caz de exces sau la schimbarea bobinei se face de regulă manual. reglarea debitului de gaz la valoarea impusă de tehnologia de sudare se face înainte de pornirea sudării prin aşa numitagaz“; reglarea timpului de pregaz respectiv a timpului de postgaz cuprins între sfârşitul operaţiei de sudare; de obicei timpul de pregaz este mai mic, sub 1,5 s şi este implicit (prereglat de producător) la pornirea sursei, dar poate fi reglat dacă este cazul şi manual. reglarea vitezei de avans iniţiale a sârmei electrod înainte de amorsarea arcului la o valoare ce depindede curentul de sudare impus tehnologic. Are avantajul că evită ondularea sârmei pe traseul ei dacă arcul nu se amorsează. Este foarte importantă la sudarea cu sârme moi din aluminiu sau sârme tubulare. În cazul DAS -urilor moderne se întâlnesc mai multe soluţii tehnice pentru amorsarea iniţială a arcului electric.

1. Avansul sârmei se face cu o viteză relativ mică, de obicei 1,5 –1,8 m/min (∼1/10 din viteza uşura amorsarea arcului electric, după care viteza de avans creşte automat la valoarea setată pentru sudare. Este cazul aşa numitei amorsări cu „start zgâriat” specific sârmelor groase, sârmelor moi din aluminiu sau aliaje de aluminiu, sau în cazul suprafeţelor oxidate sau chiar grunduite ale piesei. Prin aceasta se evită sau se diminuează mult pericolul de neamorsare a arcului electric deosebit de grav de exemplu la sârmele moi de

Page 180: Sudura speciala

aluminiu prin ondularea şi buclarea sârmei cu oprirea procesului de sudare şi pierderi de material de adaos. În cazul sârmelor obişnuite din oţel se foloseşte „startul normal“ adică viteza de avans a sârmei porneşte cu viteza setată pentru sudare. Opţiunea de alegere a modului de avans a sârmei la amorsarea arcului este în general a operatorului. DAS –urile cele mai moderne (Lincoln) permit şi controlul acceleraţiei sârmei în faza de amorsare a arcului. Utilizarea pentru amorsare a unuia sau mai multor impulsuri de curent de valoare ridic

2. ată (600 - 1000 A) şi cu durată foarte

3. lui de 1000 kA/s, iar după amorsare revenirea

4. ximă

reglare(energi ic. Este valabilă doar pentru sursele

uperioare;

raţie necesară pentru a

scurtă, sub 1 ms. Folosirea dinamicii celei mai rapide care conduce la viteze de creştere a curentula dinamica corespunzătoare; este specifică surselor cu invertor cu viteză mare de răspuns (frecvenţa invertorului 100kHZ). La sudarea în curent pulsat. În faza de amorsare sursa aşteaptă pe MAG standard (caracteristică rigidă) cu tensiunea maposibilă. După amorsare revine pe funcţionarea în regim I/I (vezi sudarea în curent pulsat). a tensiunii de mers în gol a sursei în funcţie de puterea a) arcului impusă tehnolog

cu reglare în trepte a tensiunii. La sursele sinergice cu viteza de avans ca parametru de bază această opţiune este înlocuită cu posibilitatea efectuării unei corecţii de tensiune. reglarea timpului de sudare la sudarea prin electronituire în domeniu 0,5-10s funcţie de grosimea tablei s

reglarea timpului de ardere întârziată a arcului „burnback“, după oprirea avansului sârmei la întreruperea sudării, opeevita prinderea „îngheţarea“ vârfului sârmei în craterul final al sudurii. Prin această funcţie sursa de sudare se decuplează cu o temporizare de 0,02-0,5 s, după oprirea avansului sârmei, ceea ce produce conti-nuarea topirii vârfului şi lungirea arcului. Un timp prea scurt determină pericolul rămânerii vârfului sârmei în baia metalică, iar un timp prea lung determină formarea unei picături de dimensiuni mari în vârful sârmei care datorită oxidării suprafeţei creează probleme la o amorsare ulterioară a arcului prin instabilitatea procesului şi stropiri, figura 103. În acest caz este necesară tăierea bilei de metal formate, înainte de reluarea procesului de sudare. Un timp foarte lung poate conduce la lungirea exagerată a arcului cu pericolul topirii duzei de contact.

Page 181: Sudura speciala

Figura 103 - Efectul funcţiei „burnback“ asupra lungirii

Valoarea timpului de „burnback“ este mică, şi variază în general între 0…

În cazul surselor de sudare sinergică există şi ciclograme în 6 tacte, care pe

arcului electric

0,5 s. Alegerea timpului „burnback” se face în funcţie de viteza de avans a sârmei (curentul de sudare) şi gazul de protecţie, la o valoare cât mai mică posibil. În argon sau amestecuri bogate în argon acest timp trebuie să fie mult mai mic decât în dioxid de carbon, datorită stabilităţii mai mari a arcului în argon, existând pericolul lungirii exagerate a arcului electric şi topirii duzei de contact. Reglarea acestui parametru tehnologic se face prin intermediul unui potenţiometru plasat pe DAS sau pe suprafaţa frontală a sursei, iar uneori prin programul afişat de microprocesor pe display–ul aparatului. În cazul surselor moderne de sudare pentru evitarea formării picăturii în vârful sârmei la intreruperea procesului de sudare, cu dezavantajele aferente, după aproximativ 1 ms de la întreruperea arcului se aplică un puls de curent de valori ridicate (500 A, 2 ms) care determină desprinderea picăturii formate la vârful sârmei însoţită totodată şi de un fenomen de ascuţire a vârfului (vezi efectul forţei pinch), care permite reamorsarea uşoara a arcului.

alegerea ciclului de sudare. În principal la sudarea MIG/MAG se întâlnesc 2 cicluri de sudare:

ciclul de sudare în 2 tacte; ciclul de sudare în 4 tacte;

rmit controlul încălzirii piesei şi a volumului băii de metal topit prin comutarea în funcţie de necesităţile tehnologice impuse de încălzirea piesei între două tehnologii diferite din punct de vedere al energiei introduse în componente stabilite în prealabil. Trecerea de la o tehnologie la alta se face printr-o simplă apăsare pe buton chiar în timpul sudării. Se evită astfel

Page 182: Sudura speciala

oprirea fortuită a procesului de sudare datorită pericolului de străpungere sau a unui volum mare de metal topit ce nu mai poate fi stăpânit. Această ciclogramă se întâlneşte la sudarea aluminiului şi aliajelor sale unde fenomene de genul celor descrise mai sus sunt frecvente. Mai mult, în acest caz pentru amorsarea arcului se folosesc impulsuri de curent, respectiv tehnica de amorsare cu „HOT START“ care reduce pericolul lipsei de topire la începutul sudării datorită piesei reci, ceea ce complică şi mai mult ciclograma de sudare.

Ciclul de sudare în 2 tacte figura 104, este utilizat în cazul sudării semimecanizate a îmbinărilor din oţel carbon, la suduri scurte sau la prinder

părtarea aerului din zona sudării;

iunea de mers în gol U20

nzătoare variantei de amorsare a arcului (cu start

lă de ridicare a pistoletului, se

i Ua, funcţie de setarea prealabilă a

de sudare v ;

Tac rostului, vs = 0;

ârmei electrod,

ie e “burnba ”) se decuplează sursa de sudare U = 0;

ite până la solidificare metalului şi formarea craterului.

ea provizorie. Ciclul de sudare cuprinde următoarele tacte: Tactul 1: Se apasă şi se ţine apăsat butonul de pornire (BP=1): se

cuplează: electroventilul şi are loc curgerea gazului de protecţie pentru

îndeDupă timpul de pregaz �t1 se conectează:

sursa de sudare care furnizează tenssetată;

DAS–ul care antrenează sârma electrod cu viteza de avans corespunormal sau cu start zgâriat); la atingerea sârmei electrod de piesă, funcţie de viteza de avans a sârmei şi distanţa iniţiaamorsează arcul electric; stabilizarea parametrilor tehnologici curentul de sudare Is, respectiv tensiunea arculuvitezei de avans a sârmei electrod vas, respectiv a tensiunii de mers în gol U20; sudarea propriu zisă prin deplasarea capului de sudare în lungul rostului cu viteza s

tul 2 : Se eliberează butonul de pornire (BP = 0): se opreşte deplasarea în lungul

se decuplează DAS-ul şi se opreşte avansul s vae = 0;

cu temporizarea ∆t2 prereglată funcţie de gazul de protecţ(timpul d ck 20

arcul electric se stinge Is = 0 la o lungime la1 > la (lungimea arcului) funcţie de durata timpului ∆t 2;

gazul de protecţie continuă să curgă în timpul ∆t3 = 1…3 s (prereglat) pentru protecţia băii top

Page 183: Sudura speciala

rilor de prindere

cazul sudu provizorie sau sudurilor de lungime redusă.

Ciclul de sudare în 4 tacte, figura 105, este utilizat în cazul

mecanizării sudării prin fixarea pistoletului pe un tractor de sudare sau în cazul sudării manuale a unor cusături lungi, pentru a evita oprirea a sudării prin eliberarea din greşeală a butonului cu toate dezavantajele aferente.

Figura 104 Ciclul de sudare în 2 tacte

Ciclul în 2 tacte are avantajul că este simplu, şi este recomandat în a

Figura 105 - Ciclul de sudare în 4 tacte

Page 184: Sudura speciala

Ciclul de sudare cuprinde următoarele tacte: Tactul 1: Se apasă şi se ţine apăsat butonul de pornire (BP=1):

se cuplează electroventilul şi are loc curgerea gazului de protecţie, pentru îndepărtarea aerului din zona sudării, în timpul ∆t1 aflat la dispoziţia operatorului;

se orientează pistoletul de sudare în poziţia corespunzătoare (în cazul sudării semimecanizate);

Tactul 2: După timpul ∆t1 se eliberează butonul de pornire (BP=0); simultan se cuplează:

sursa de sudare care furnizează tensiunea de mers în gol U20 setată;

DAS–ul care antrenează sârma electrod cu viteza de avans corespunzătoare variantei de amorsare a arcului (cu start normal sau cu start zgâriat);

la atingerea sârmei electrod de piesă, după timpul ∆t2 funcţie de viteza de avans a sârmei şi distanţa iniţială de ridicare a pistoletului, se amorsează arcul electric;

stabilizarea parametrilor tehnologici curentul de sudare Is, respectiv tensiunea arcului Ua, funcţie de setarea prealabilă a vitezei de avans a sârmei electrod vas, respectiv a tensiunii de mers în gol U20;

sudarea propriu zisă prin deplasarea capului de sudare în lungul rostului cu viteza de sudare vs;

Tactul 3: Se apasă butonul de pornire (BP=1): se opreşte deplasarea în lungul rostului, vs = 0; se decuplează DAS-ul şi se opreşte avansul sârmei electrod,

vae = 0; cu temporizarea ∆t3 prereglat funcţie de gazul de protecţie

(timpul de „burnback”) se decuplează sursa de sudare U20 = 0; arcul electric se stinge Is = 0 la o lungime la1 > la (lungimea

arcului) funcţie de durata timpului ∆t3; gazul de protecţie continuă să curgă în timpul ∆t4 ,la dispoziţia

operatorului, pentru protecţia băii topite până la solidificare metalului şi formarea craterului;

Tactul 4: Se eliberează butonul de pornire (BP= 0): se decuplează electroventilul care blochează curgerea gazului

de protecţie; Ciclul de sudare în 4 tacte este mai complex, dar are avantajul

evitării întreruperii accidentale a procesului de sudare. Totodată vine în sprijinul operatorului sudor prin scutirea de efortul, dar mai ales de grija menţinerii mereu apăsate a butonului de pornire pentru evitarea opririi

Page 185: Sudura speciala

accidentale a procesului de sudare. Nu în ultimul rând uşurează munca operatorului sudor prin protejarea împotriva radiaţiei termice, a radiaţiei ultraviolete, a stropirilor (în cazul mecanizării procesului).

Introducerea datelor de intrare pentru reglarea şi comanda echipamentului (în cazul surselor de sudare sinergice):

viteza de avans a sârmei electrod sau tensiunea de mers în gol a sursei (tensiunea arcului) în funcţie de modul de lucru;

tipul de transfer a picăturii; prin scurtcircuit, prin pulverizare sau în curent pulsat;

materialul de adaos (compoziţia chimică a sârmei) şi tipul acesteia (sârmă plină sau tubulară, cu miez rutilic, bazic sau cu pulbere metalică);

gazul de protecţie: CO2, Ar, amestecuri de gaze; diametrul sârmei electrod: 0,8; 1,0; 1,2; 1,6 mm; alegerea inductivităţii (dinamicii) prin cuplare cablului de masă la

borna adecvată.

2.6 Pistoletul de sudare Este subansamblul prin intermediul căruia se conduce curentul de

sudare, sârma electrod şi gazul de protecţie de la DAS la componentele de sudat.

În funcţie de modul de răcire pistoletele de sudare sunt de două feluri:

• pistolete cu răcire naturală sau cu gaz; • pistolete cu răcire forţată cu apă.

Alegerea variantei de pistolet depinde de valoarea curentului de sudare Is (A) şi de durata activă de lucru sau durata ciclului de sudare DA (%). Ca o recomandare folosirea pistoletelor răcite cu apă este indicată întotdeauna când valoarea curentului de sudare depăşeşte 250 A, respectiv când durata activă DA este mai mare de 60%. Durata unui ciclu de sudare MIG/MAG este de 5 minute la sursele mai vechi, respectiv de 10 minute la sursele din ultima generaţie.

Avantajele răcirii cu apă a pistoletului de sudare sunt: reducerea secţiunii cablului de curent de aproximativ 3-5 ori faţă

de cablul cu răcire naturală, cu efecte asupra economisirii cuprului, a diminuării greutăţii, a creşterii flexibilităţii şi mânuirii mai uşoare a pistoletului;

mărirea durabilităţii capului de sudare (elementul cel mai solicitat termic) şi reducerea pericolului de deteriorare a acestuia; prin răcire cu apă temperatura duzei de gaz, respectiv a duzei de contact se reduce de la 500° respectiv 600°C la aproximativ 300°C, respectiv 150°C, pentru o lungime liberă a

Page 186: Sudura speciala

capătului sârmei de 15 mm (valori variabile pentru transferul prin pulverizare);

diminuarea aderenţei stropilor pe duza de gaz şi duza de contact şi reducerea cantităţii acestora;

evitarea întreruperilor procesului de sudare datorită supra-încălzirii capului de sudare sau pentru îndepărtarea stropilor;

condiţii mai bune de lucru pentru operatorul sudor; În locul răcirii cu apă, pentru răcirea cablului de curent se poate

utiliza gazul de protecţie care trece printr-un furtun în care se găseşte cablul de curent. Se poate reduce şi pe această cale secţiunea cablului de curent însă în limite mai mici. Ca dezavantaj apare pericolul topirii locale a furtunului de gaz, la încălzirea excesivă a cablului de curent, cu consecinţe asupra protecţiei arcului prin reducerea debitului de gaz real, respectiv prin antrenarea aerului fals.

Pistoletul de sudare se compune din trei părţi principale: • racordul de cuplare la DAS; • pachetul de furtunuri şi cabluri; • capul de sudare;

Racordul de cuplare permite racordarea pistoletului la DAS. Cuplarea se poate face separat pentru fiecare element al pachetului de cabluri şi furtune, respectiv simultan prin intermediul unui cuplaj (manşon). În prezent se foloseşte în exclusivitate aşa numita cuplă Euro, tipizată pentru posibilitatea racordării pistoletelor de sudare la orice echipament.

Pachetul cabluri şi furtune asigură legătura între racordul de cuplare la DAS şi corpul pistoletului (capul de sudare). Uzual lungimea acestui subansamblu este de 3-4,5 m, pentru reducerea frecărilor care au loc în tubul de ghidare şi care influenţează viteza de avans a sârmei electrod şi prin urmare stabilitatea procesului de sudare.

Pachetul de furtune şi cabluri conţine următoarele elemente: • cablul de curent; • tubul de ghidare a sârmei electrod; • furtunul de gaz; • furtunele de apă, tur apă şi retur apă (dacă se foloseşte răcirea

cu apă); • cablul de comandă a procesului de sudare.

Întregul ansamblu este introdus într-o manta flexibilă din cauciuc special care asigură totodată protecţia mecanică, termică şi chimică a elementelor componente.

Cablul de curent este din cupru sub formă de liţă sau tresă pentru mărirea flexibilităţii pistoletului. În cazul răcirii cu apă cablul de curent se introduce pe furtunul de retur apă.

Page 187: Sudura speciala

Tubul de ghidare are rolul de dirijare a sârmei electrod de la DAS la corpul pistoletului. Are un rol foarte important în asigurarea unei viteze de avans constante şi uniforme a sârmei electrod, viteză care poate fi afectată de forţele de frecare care au loc între sârmă şi tub şi care se manifestă de obicei prin intrarea sacadată (în salturi) a sârmei în arc sau chiar prin modificarea vitezei de avans prescrise. Din acest motiv tubul de ghidare trebuie să asigure o frecare cât mai redusă cu sârma electrod.

În principal există 3 variante de tuburi de ghidare: • tub spiralat din oţel arc; • tub din teflon; • (poliamidă de înaltă densitate la puteri mici de arc şi încălziri

ale capului de sudare sub 150°C); Tubul spiralat din oţel se foloseşte în general la antrenarea sârmelor

din oţel nealiat şi slab aliat, a sârmelor tubulare groase antrenate cu role cu profil zimţat, dar uneori pot fi folosit şi la sârme înalt aliate (Inox). Secţiunea spirei poate fi rotundă sau dreptunghilară. Trebuie să aibă o rigiditate suficientă (dspirei>1,0mm) pentru a împiedica deformarea axială (efectul de resort) datorită forţelor de frecare, care determină fluctuaţii în viteza de avans a sârmei. De asemenea diametrul interior al tubului de ghidare di trebuie să fie corelat cu diametrul sârmei electrod pentru a preveni fenomenul de ondulare a sârmei dacă di >> ds, respectiv blocarea sârmei în

tub dacă di ≈ ds. În general se recomandă ca între cele două diametre să existe relaţia:

mmdd ei )0,1...8,0(+= (38)

În tabelul 38 sunt prezentate dimensiunile tubului flexibil spiralat în funcţie de diametrul sârmei electrod. Tabelul 38. Dimensiunile tubului de ghidare din oţel

Nr. crt.

ds (mm)

dint. (mm)

dext (mm)

1 0,6 – 0,9 1,5 4,0 2 1,0 – 1,2 2,0 4,5 3 1,4 – 1,6 2,5 4,5 4 2,0 – 2,4 3,5 4,9

Ondularea sârmei electrod în tubul de ghidare determină de

asemenea fluctuaţii ale vitezei de avans a sârmei manifestată sub forma unor vibraţii axiale prin destinderea aleatoare a ondulaţiilor, producând instabilităţi mari ale arcului electric şi stropiri.

Tubul din teflon se foloseşte pentru antrenarea sârmelor moi din Al, Cu şi aliajele lor, respectiv a sârmelor aliate şi înalt aliate Inox pentru

Page 188: Sudura speciala

reducerea forţei de frecare şi evitarea pericolului de contaminare a supra-feţei sârmei. Datorită coeficientului de frecare scăzut al teflonului se reduc mult frecările cu sârma electrod diminuându-se ondulaţiile sârmei. Se elimină de asemenea fenomenul deformării axiale a tubului, tubul de teflon fiind un element rigid. Diametrul interior al tubului este calibrat pe diametrul sârmei electrod, conform relaţiei:

mmdd ei )2,1...0,1(+= (39) În tabelul 39 sunt prezentate dimensiunile tubului flexibil din teflon în

funcţie de diametrul sârmei. Tubul din teflon nu poate fi utilizat în cazul antrenării sârmelor

tubulare cu contur deschis, de diametru mare (2,0; 2,4 mm), antrenate cu role cu profil zimţat (pentru reducerea forţei de apăsare datorită rigidităţii reduse) deoarece prin răzuirea tubului, relativ moale, de către amprentele lăsate pe sârmă are loc îmbâcsirea găurii tubului şi creşterea forţei de frecare, respectiv blocarea sârmei în tub.

Tabelul 39. Dimensiunile tubului de ghidare din teflon

Nr. crt.

ds (mm)

dint. (mm)

dext (mm)

1 0,6 – 0,8 1,5 4,0 2 1,0 – 1,4 2,0 4,0 3 1,6 2,7 4,7 4 2,0 – 2,4 3,9 4,9

Tubul de teflon este mai scump decât tubul spiralat şi se uzează mai repede decât acesta.

Furtunul de gaz este realizat din cauciuc sau polietilenă. Trebuie să aibă rigiditate corespunzătoare pentru a împiedica obturarea gazului de protecţie, respectiv trebuie să fie lipsit de pori să nu permită absorbţia aerului prin el şi contaminarea gazului de protecţie (vezi sudarea titanului).

Furtunele de apă sunt executate din cauciuc sau polietilenă. Trebuie să aibă rigiditate suficientă pentru a preveni obturarea circuitului de răcire cu efecte asupra pericolului de distrugere a capului de sudare.

Cablul de comandă permite comanda sursei de sudare şi a DAS-ului prin intermediul butonului de pornire de pe pistolet.

Corpul pistoletului sau capul de sudare este elementul cel mai solicitat din punct de vedere termic ca efect al acţiunii căldurii arcului electric şi a stropilor de metal. Se realizează într-o varietate mare de tipodimensiuni în funcţie de destinaţie (sudarea manuală sau mecanizată), respectiv în funcţie de nivelul de încărcare cu curent. Pe mânerul pisto-letului se găseşte butonul de comandă care poate fi simplu sau combinat (un buton cu mai multe poziţii sau două butoane distincte).

Page 189: Sudura speciala

Capul de sudare se compune din: • corp; • duza de contact; • duza de gaz; • difuzorul de gaz; • izolator.

Corpul pistoletului asigură racordarea pachetului de cabluri şi furtunuri la capul de sudare, montarea duzei de gaz şi a duzei de contact şi răcirea acestora, etc.

Duza de contact asigură transmiterea curentului de sudare la sârma electrod (contact alunecător), motiv pentru care se execută din cupru electrolitic sau aliaj din Cu-Cr (1% Cr), respectiv Cu-Cr-Zr. Duzele din cupru aliat sunt mai dure, au rezistenţă la uzură mai mare deci durabilitate mai ridicată. În schimb sunt mai scumpe (cost dublu). La sudarea aluminiului se recomandă utilizarea duzelor din aliaj de cupru. Diametrul interior al duzei de contact este calibrat pe diametrul sârmei şi depinde de materialul sârmei electrod:

Alpentru - )4,0...3,0(OL pentru - )2,,0...1,0(

mmddmmdd

si

Si

+=

+= (40)

Un diametru di prea mic poate determina o forţă de frecare foarte mare în duza de contact cu efecte asupra stabilitătii vitezei de avans, respectiv la limită, blocarea sârmei şi întreruperea procesului de sudare. Dimpotrivă, un diametru di prea mare conduce la modificarea aleatoare a lungimii libere a sârmei, la întreruperea contactului electric dintre sârmă şi duză cu întreruperea arcului, la pendularea exagerată a vârfului sârmei la ieşirea din duză. Se observă că diametrul interior al duzelor de contact este mai mare la sârmele pentru aluminiu decât la cele pentru oţel datorită pericolului de deformare mai mare a acestor sârme, respectiv a îmbâcsirii duzei cu praf fin de oxid de aluminiu desprins de pe suprafaţa sârmei care conduc la creşterea forţelor de frecare în duză.

Duza de contact are în general lungimea mai mică de 50 mm pentru a nu mări exagerat forţele de frecare în duză. Unele firme folosesc o piesă intermediară între duza de contact şi corpul pistoletului calibrată pe diametrul sârmei care măreşte zona de contact cu încă 50-70 mm. Are loc un contact electric mai bun, dar cresc forţele de frecare şi se recomandă la sârmele din aluminiu sau Inox.

Influenţa calităţii sârmei electrod asupra duzei de contact: în cazul sârmelor cuprate desprinderea stratului de pe suprafaţă

îmbâcseşte cu praf de cupru duza de contact mărind frecările;

Page 190: Sudura speciala

în cazul sârmelor necuprate prezenţa lubrifiantului pe sârmă produce arderea lui în duza de contact înrăutăţind contactul electri şi mărind forţele de frecare;

prezenţa unor microaşchii sau asperităţi pe suprafaţa sârmei duce la uzarea duzei de contact; evidenţierea lubrifiantului sau asperităţilor se face cu ajutorul unei batiste din hârtie care se ţine pe sârmă la intrarea acesteia în DAS;

de aici preţul de cost diferit a sârmelor electrod la diferiţi furnizori cu efecte negative la sudare ceea ce presupune o mai mare atenţie la procurarea sârmei.

Duza de gaz asigură dirijarea şi concentrarea gazului de protecţie în zona arcului electric şi a băii de metal topit. Pentru reducerea aderenţei stropilor, inerente sudării MIG/MAG, duza de gaz se realizează din Cu, material cu o conductibilitate termică foarte bună. Este izolată electric faţă de corpul pistoletului prin intermediul unui izolator ceramic sau din teflon pentru evitarea scurtcircuitării cu piesa de sudat.

Pentru diminuarea aderenţei stropilor şi îndepărtarea uşoară a acestora se recomandă pulverizarea periodică a duzei de gaz şi a duzei de contact cu un spray special sau introducerea acestora periodic într-un gel special destinat în acelaşi scop. Pentru îndepărtarea stropilor se folosesc răzuitoare speciale. 2.7 Distribuţia gazului de protecţie

Gazul de protecţie se livrează în butelii din oţel specifice fiecărui gaz de protecţie utilizat la sudare: argon, heliu, bioxid de carbon, oxigen, sau amestecuri de gaze.

Argonul se livrează în stare gazoasă, la presiunea de 145±5 barr (200 ±5 barr). O butelie de argon de 40 l conţine aproximativ 6 Nm3 de gaz, sau 6000 l gaz la presiunea atmosferică. Există şi butelii mici de 1,5 Nm3 de gaz. Puritatea gazului este foarte mare, peste 99,9%.

Dioxidul de carbon se livrează în stare lichidă la presiunea de 55±5 bar. O butelie de CO2 conţine după caz (mărime), 20 sau 30 kg CO2 lichid. Se apreciează că din 2 kg de CO2 lichid rezultă aproximativ 1000 l CO2 gaz la presiunea atmosferică. Prin urmare o butelie de gaz conţine aproximativ 15000 l CO2 (butelie de 40 l). Puritatea gazului trebuie să fie mai mare de 99,7%.

Buteliile se disting prin culoarea de vopsire, prin notarea pe butelie a gazului stocat, respectiv prin eticheta de livrare: negru – CO2 , argintiu – Ar şi amestecuri bogate în Ar, albastru – oxigen, etc.

Page 191: Sudura speciala

În cazul consumurilor mari de gaze livrarea se face în baterii de butelii de gaz cu până la 20 de butelii într-o baterie. În intreprinderile mari consumatoare de gaz, gazul se livrează la locul de muncă prin conducte de oţel de la o unitate centrală.

Amestecurile de gaze se livrează în butelii sau pot fi obţinute din butelii separate, prin utilizarea amestecătoarelor de gaz. Se preferă prima variantă deoarece proporţia gazelor în amestec este mai sigură, în special la amestecuri cu proporţii foarte mici ale unor gaze în amestec (1-3% O2, 2-4% CO2 etc.), datorită amestecării gravimetrice a gazelor în proporţia dorită în instalaţii specializate. Tabelul 40. Factorul de corecţie la măsurarea debitului amestecurilor de gaze

Compoziţia gazului [%] Factorul de corecţie

Ar He CO2 O2 H2 k 100 - - - - 1

- - 100 - - 0,95 97,5 - 2,5 - - 1 82 - 18 - - 0,99 91 - 5 4 - 1 92 - - 8 - 1 75 25 - - 1,14 50 50 - - - 1,35 25 75 - - - 1,75 - 100 3,16 - 20 80 - - 1,05 - 50 50 - - 1,20

93,5 - - - 6,5 1,03 Pentru măsurarea presiunii gazului din butelie, respectiv pentru

reglarea debitului de gaz la valorile prescrise tehnologic se foloseşte reductorul (regulatorul) cu manometru de presiune şi manometru de debit, sau regulatorul de presiune cu debitmetru (rotametru). Acesta din urmă are avantajul unui control şi citiri mai precise a debitului de gaz, dar este mai scump. Manometru sau debitmetru de debit este etalonat de regulă în l/min şi este specific pentru fiecare gaz de protectie utilizat. În cazul în care pentru măsurarea debitului de gaz se foloseşte un debitmetru destinat măsurării debitului altui gaz de protecţie se impune corecţia necesară. În tabelul 40 se prezintă factorii de corecţie aplicaţi debitmetrului destinat pentru argon la măsurarea altor gaze. Dacă nu se ţine cont de acest lucru apar erori în măsurarea corectă a debitului de gaz, respectiv în asigurarea protecţiei la sudare.

Page 192: Sudura speciala

În figura 102 se prezintă graficul de variaţie a factorului de corecţie (K) necesar în cazul măsurării debitului unui amestec de Ar şi He, frecvent utilizat la sudare aluminiului şi cuprului, cu ajutorul unui debitmetru pentru Ar, la diferite concentraţii ale He în amestec.

În aplicaţiile practice pentru calculul debitului de gaz măsurat cu un debitmetru diferit se poate folosi relaţia:

..

gazmas

regazetalonagazmăsgazreal QQ

ρρ

×≅ (41)

În cazul în care puri-tatea gazului nu satisface cerinţele impuse şi în special când gazul conţine apă (vezi CO2) apare pericolul obturării supapei de laminarea gazului din reductor prin formarea unui dop de gheaţă ca urmare a răcirii reductorului determinată de destinderea gazului la ieşirea din butelie.

În acest caz este nece-sară montarea la racordul bu-teliei de gaz a unui pre-încălzitor alimentat la tensiune joasă (24V) de la sursa de sudare şi a unui deshidrator pentru reţinerea vaporilor de apă. În prezent datorită purităţii

mari a gazelor garantate de furnizori, nu se mai foloseşte deshidrator, iar preîncălzitorul este necesar doar la sudarea în CO2 100% cu debite mari de gaz, peste 15 l/min.

Figura 106 - Factorul de corecţie la amestecuri de gaze Ar + He

2.8 Instalaţia de răcire cu apă

Este destinată răcirii cablurilor de curent şi a capului de sudare în cazul utilizării curenţilor mari de sudare. În acest caz instalaţia de sudare este prevăzută cu un presostat care decuplează sursa de sudare dacă instalaţia de răcire nu funcţionează. Instalaţiile de răcire pot fi unităţi separate sau pot fi integrate în sursa de sudare. Ca şi lichid de răcire se utilizează o soluţie de apă distilată cu alcool sau antigel în concentraţie variabilă funcţie de temperatura negativă preconizată.

Page 193: Sudura speciala

ANEXA 1/1

TEHNOLOGII CADRU DE SUDARE MIG/MAG A MATERIALELOR METALICE

1. Tehnologii de sudare pentru oţel carbon nealiat şi slab aliat

Tipul îmbinării: cap la cap sau de colţ; Tipul de transfer: prin scurtcircuit; Gazul de protecţie: CO2 100%;

Obs. Pentru amestecuri de gaze Ar + CO2 tensiunea arcului se reduce cu 2 V.

Figura 107 - Pregătirea rostului şi a îmbinării

Tabelul 42. Parametrii tehnologici de sudare Grosimea tablei s (mm) 0,6 0,9 1,5 1,9 2,6 3,4 4,8 6,4

Diametrul sârmei electrod ds (mm)

0,6 0,8 0,8 0,9 0,8 0,9 0,8 0,9 0,8 0,9 0,8 0,9 1,1 1,1 1,1

Viteza de avans sârmei vas(m/min)

2,5 1,9 3,2 2,5 4,4 3,8 5,7 4,4 7,0 5,7 7,6 6,4 3,2 3,8 5,0

Curentul de sudare Is (A)

35 35 55 80 80 120 100 130 115 160 130 175 145 165 200

Viteza de sudare vs (cm/min)

25 25 35 33 33 50 45 45 50 50 43 50 45 38 33

Tensiunea arcului Ua (V) (CC+)

17 17 18 18 19 19 20 20 21 21 22 22 18-20 19-21 20-22

Debitul de gaz Qg (l/min) 12 - 17 Lungimea capătului liber lcl (mm) 6 - 12

2. Tehnologii de sudare pentru oţel carbon nealiat şi slab aliat Tipul îmbinării: cap la cap sau de colţ; Poziţia de sudare: vertical descendentă; Tipul de transfer: prin scurtcircuit; Gazul de protecţie: CO2 100%;

Page 194: Sudura speciala

Obs. Pentru amestecuri de gaze Ar + CO2 tensiunea arcului se reduce cu 2 V.

Figura 108 - Pregătirea rostului şi a îmbinării

Tabelul 43. Parametrii tehnologici de sudare Grosimea tablei s (mm) 0,6 1,2 1,9 3,4 4,8 6,4 Diametrul sârmei electrod ds (mm)

0,6 0,8 0,8 0,9 0,8 0,9 0,8 0,9 1,1 1,1 1,1

Viteza de avans sârmei vas (m/min)

2,5 1,9 3,8 3,2 5,7 4,4 7,6 6,4 3,2 3,8 5,0

Curentul de sudare Is (A)

35 35 70 100 100 130 130 175 145 165 200

Viteza de sudare vs (cm/min)

25 25 38 48 50 50 50 50 50 43 43

Tensiunea arcului (CC+) Ua (V)

17 17 18 18 20 20 22 22 19 20 21

Debitul de gaz Qg (l/min) 12-17 Lungimea capătului liber lcl (mm)

6-12

Page 195: Sudura speciala

Anexa 1/2

3. Tehnologii de sudare pentru oţel carbon nealiat şi slab aliat

Tipul îmbinării: de colţ; Poziţia de sudare: vertical ascendentă; Tipul de transfer: prin scurtcircuit; Gazul de protecţie: 75% Ar + 25% CO2;

Obs. Se recomandă instruirea prealabilă a operatorului sudor; Tehnica de lucru: pendulare în V sau în triunghi.

Figura 109 - Pregătirea rostului şi a îmbinări

Tabelul 44. Parametrii tehnologici de sudare Grosimea tablei s (mm) 7,9 9,5 Mărimea catetei z (mm) 6,4 7,9 Diametrul sârmei electrod ds (mm) 0,9 1,1 0,9 1,1

Viteza de avans sârmei vas (m/min) 5,7 3,8 6,4 3,8

Curentul de sudare Is (A) 160 165 175 165 Tensiunea arcului Ua (V) (CC+) 18 19 20 19 Viteza de sudare vs (cm/min) 13 - 15 10 - 13 10 - 11 10 - 11 Debitul de gaz Qg (l/min) 12 - 17 Lungimea capătului liber lcl (mm) 6 - 12

4. Tehnologii de sudare pentru oţel carbon nealiat şi slab aliat Tipul îmbinării: de colţ; Poziţia de sudare: orizontală sau orizontală în jgheab; Tipul de transfer: prin pulverizare; Gazul de protecţie: 90% Ar + 10% CO2; Sensul de sudare: spre stânga (cu arc împins).

Page 196: Sudura speciala

Figura 110 - Pregătirea rostului şi a îmbinării

Tabelul 45. Parametrii tehnologici de sudare

Grosimea tablei s (mm) 4,8 6,4 7,9 9,5 12

Mărimea catetei z (mm) 4,0 4,8 6,4 7,9 9,5

Diametrul sârmei electrod ds (mm) 0,9 0,9 1,1 0,9 1,1 1,3 1,6 0,9 1,1 1,6 1,3 1,6

Viteza de avans sârmei vas (m/min) 9,5 10 8,9 12,7 9,5 8,1 6,0 15,2 12 6,0 12,3 6,0

Curentulde sudare Is (A) 195 200 285 230 300 320 350 275 335 350 430 350

Tensiunea arcului Ua (V) (CC+) 23 24 27 29 28 29 27 30 30 27 32 27

Viteza de sudare vs (cm/min) 6 48 63 35 45 45 48 25 33 30 33 23

Debitul de gaz Qg (l/min) 17 – 21

Rata de depunere Ad (kg/oră) 2,7 2,9 4,2 3,6 4,5 5,2 5,4 4,4 5,7 5,4 7,8 5,4

Lungimea capătului liber lcl (mm) 19 – 25

Page 197: Sudura speciala

Anexa 1/3

5. Tehnologii de sudare pentru oţel carbon nealiat şi slab aliat Tipul îmbinării: cap la cap sau de colţ pătrunsă; Poziţia de sudare: orizontală; Tipul de transfer: prin pulverizare; Gazul de protecţie: 90% Ar + 10% CO2; Sensul de sudare: spre stânga (cu arc împins).

Figura 107 - Modul de pregătire a rostului şi a îmbinării

Tabelul 46. Parametrii tehnologici de sudare Diametrul sârmei electrod ds (mm) 0,9 1,1 1,3 1,6 Viteza de avans sârmei vas (m/min) 12,7 – 15,2 9,5 – 12,7 7,6 – 12,3 5,3 – 7,4 Curentulde sudare Is (A) 230 – 275 300 – 340 300 – 430 325 – 430 Viteza de sudare vs (cm/min) 25 – 38 30 – 45 35 – 60 35 – 58 Tensiunea arcului (CC+) Ua (V) 29 – 30 29 – 30 30 – 32 25 – 28 Debitul de gaz Qg (l/min) 19 – 21 Rata de depunere Ad (kg/oră) 3,6 – 4,4 4,5 – 6,0 4,8 – 7,8 4,8 – 6,7 Lungimea capătului liber lcl (mm) 19 – 25

6. Tehnologii de sudare pentru oţel carbon nealiat şi slab aliat

Tipul îmbinării: de colţ; Poziţia de sudare: orizontală sau orizontală în jgheab; Tipul de transfer: în curent pulsat; Sensul de sudare: spre stânga (cu arc împins).

Figura 112 - Poziţionarea capului de sudare

Page 198: Sudura speciala

Tabelul 47. Parametrii tehnologici de sudare Grosimea tablei s (mm) 6,4 7,9 9,5 Mărimea catetei z (mm) 4,8 6,4 7,9 Diametrul sârmei electrod ds (mm) 1,1 Viteza de avans a sârmei vas (m/min) 7,6 8,3 9,5

Ar + 5%CO21 23 – 24 24 – 25 27 – 28

Ar + 10%CO21 24,5 – 25,5 25,5 – 26,5 28 – 29

Tensiunea arcului (CC+) Ar + 20-25%CO2 28 – 29 28,5 – 30 30 – 31 Viteza de sudare vs (m/min) 33 – 36 35 – 38 25 – 28 Rata de depunere (kg/oră) 3,6 4,0 4,5 Lungimea capătului liber (mm) 19 – 25 Debitul de gaz (l/min) 17 – 19

1) Numai pentru table cu suprafaţă curată

Anexa 1/4

7. Tehnologii de sudare pentru oţel carbon nealiat şi slab aliat Tipul îmbinării: de colţ; Poziţia de sudare:vertical ascendentă; Tipul de transfer: în curent pulsat; Sensul de sudare: cu arc împins.

Figura 113 - Tehnica de lucru: pendulare în V sau în triunghi

Tabelul 48. Parametrii tehnologici de sudare Grosimea tablei s (mm) 9,5 ≥12,5 Mărimea catetei z (mm) 7,9 În 2 sau mai multe treceri Diametrul sârmei electrod ds (mm) 1,1 1,1 Viteza de avans a sârmei vas (m/min) 3,2 3,3 – 3 ,7

Ar + 5%CO2 17 – 18 18,5 – 19,5 Ar + 10%CO2 19 – 20 20 – 21

Tensiunea arcului (CC+) Ar + 20-25%CO2 21 – 22 21 – 23

Rata depunerii Ad (kg/oră) 1,5 1,6 – 1,8 Debitul de gaz (l/min) 17 – 19 Lungimea capătului liber (mm) 13 – 19

Page 199: Sudura speciala

8. Tehnologii de sudare pentru oţeluri inoxidabile austenitice (Seria AISI 200 şi 300)

Tipul îmbinării:cap la cap cu suport la rădăcină; Poziţia de sudare:orizontală; Tipul de transfer: prin pulverizare; Gazul de protecţie: Argon + 1% O2; Sensul de sudare: spre stânga (cu arc împins).

Figura 114 - Pregătirea rostului şi a îmbinării

Tabelul 49. Parametrii tehnologici de sudare

Grosimea tablei s (mm) 3,2 6,4 9,5 – 12 Diametrul sârmei electrod de (mm) 1,6 1,6 1,6 Numărul de treceri – 1 2 2 Curentul de sudare (CC+ ) Is (A) 225 275 300 Viteza de avans a sârmei vae (m/min)

3,6 4,4 6,0

Viteza de sudare vs (cm/min)

48 – 53 38 51

Debitul de gaz Q (l/min)

17

Necesar sârmă (kg/100m)

1,0 2,6 3,8

Anexa 1/5 9. Tehnologii de sudare pentru oţeluri inoxidabile austenitice

(Seria AISI 200 şi 300) Tipul îmbinării: cap la cap sau de colţ ; Poziţia de sudare: orizontală, orizontală în jgheab; Tipul de transfer: prin pulverizare; Gazul de protecţie: Argon + 2% O2; Sensul de sudare: spre stânga (cu arc împins), ∝ = 5°.

Page 200: Sudura speciala

Figura 115 - Poziţionarea capului de sudare şi dispunerea trecerilor

Tabelul 50. Parametrii tehnologici de sudare

Diametrul sârmei electrod ds = 0,9 mm Grosimea tablei s (mm) 4,8 6,4 7,9 Diametrul sârmei electrod de (mm) 0,9 0,9 0,9 Viteza de avans a sârmei vae (m/min) 10,2 – 10,8 11,4 – 12,1 12,1 Tensiunea arcului (CC+ ) Ua (V) 23 – 24 24 – 25 25 Curentul de sudare Is (A) 180 – 190 200 – 210 210 Viteza de sudare vs (cm/min) 46 – 48 28 – ,30 25 – 28 Lungimea capătului liber lcl (mm) 13 13 13 Debitul de gaz Q (l/min) 14 14 14

Diametrul sârmei electrod ds = 1,1 mm Grosimea tablei s (mm) 4,8 6,4 7,9 Diametrul sârmei electrod de (mm) 1,1 1,1 1,1 Viteza de avans a sârmei vae (m/min) 6,1-6,6 7,6-8,3 9,1 Tensiunea arcului (CC+ ) Ua (V) 24-25 25-26 26 Curentul de sudare Is (A) 195-230 240-250 260 Viteza de sudare vs (cm/min) 43-48 38-46 36-38 Lungimea capătului liber lcl (mm) 19 19 19 Debitul de gaz Q (l/min) 19 19 19

Diametrul sârmei electrod ds = 1,6 mm Grosimea tablei s (mm) 4,8 6,4 7,9 9,5 Diametrul sârmei electrod de (mm) 1,6 1,6 1,6 1,6 Viteza de avans a sârmei vae (m/min) 4,4 5,1-6,4 7,0 7,6 Tensiunea arcului (CC+ ) Ua (V) 26 29 31 32 Curentul de sudare Is (A) 260 310-330 360 390 Viteza de sudare vs (cm/min) 48-58 58-64 41 41 Lungimea capătului liber lcl (mm) 19 19 19 19 Debitul de gaz Q (l/min) 19 19 19 19

Page 201: Sudura speciala

Anexa 1/6

10. Tehnologii de sudare pentru oţeluri inoxidabile austenitice (Seria AISI 200 şi 300)

Tipul îmbinării: cap la cap sau de colţ în T sau prin suprapunere; Poziţia de sudare: orizontală; Tipul de transfer: prin scurtcircuit; Gazul de protecţie: Heliu + 7,5% Argon + 2,5% CO2; Sensul de sudare: spre stânga (cu arc împins) sau spre dreapta

(cu arc tras).

Figura 116 - Pregătirea rostului şi a îmbinării

Tabelul 51. Parametrii tehnologici de sudare

Tipul îmbinării de colţ în T sau prin suprapunere cap la cap cu rost I Grosimea tablei s (mm) 1,6 2,0 2,4 3,2 1,6 2,0 Diametrul sârmei electrod de (mm)

0,8 0,8 0,8 0,8 0,8 0,8

Curentul de sudare Is (A) 85 90 105 125 85 90 Tensiunea arcului (CC+ ) Ua

2)(V) 21 22 23 23 22 22

Viteza de avans a sârmei va(cm/min)

4,7 4,9 5,9 7,1 4,7 4,9

Debitul de gaz Q (l/min) 7 – 9,5 Viteza de sudare vs (cm/min)

0,43-0,48 0,33-0,38 0,36-0,41 0,36-0,41 0,48-0,53 0,29-0,32

Necesar sârmă (kg/100m) 0,35 0,47 0,54 0,64 0,32 0,54 2) Pentru amestec de Argon + 2% O2 tensiunea arcului se reduce cu 6 V Pentru amestec de Argon + 25% CO2 tensiunea arcului se reduce cu 5 V

Page 202: Sudura speciala

Anexa 1/7 11. Tehnologii de sudare pentru oţeluri inoxidabile austenitice

(Seria AISI 200 şi 300) Tipul îmbinării:de colţ nepătrunsă; Poziţia de sudare: orizontală, orizontală în jgheab, peste cap; Tipul de transfer: prin scurtcircuit; Gazul de protecţie: 90% Heliu + 7,5% Argon + 2,5% CO2; Sensul de sudare: spre dreapta (cu arc tras), α = 5 - 20°.

Figura 117 - Poziţionarea capului de sudare

Tabelul52. Parametrii tehnologici de sudare Diametrul sârmei electrod ds = 0,9 mm

Grosimea tablei s (mm) 1,2 1,5 1,9 Diametrul sârmei electrod de (mm) 0,9 0,9 0,9 Viteza de avans a sârmei vae (m/min) 3,0-3,8 4,6-5,2 5,8-7,0 Tensiunea arcului (CC+ ) Ua (V) 19-20 19-20 20-21 Curentul de sudare Is (A) 55-75 85-95 105-110 Viteza de sudare vs (cm/min) 0,25-0,41 38-56 0,46-0,53 Lungimea capătului liber lcl (mm) 13 Debitul de gaz Q (l/min) 14

Diametrul sârmei electrod ds = 0,9 mm Grosimea tablei s (mm) 2,7 3,5 4.8 6,4 Diametrul sârmei electrod de (mm) 0,9 0,9 0,9 0,9 Viteza de avans a sârmei vae (m/min) 7,6-8,3 7,6-8,3 8,9-9,5 10,2-10,8 Tensiunea arcului (CC+ ) Ua (V) 20-21 20-21 21-22 22-23 Curentul de sudare Is (A) 125-130 125-130 140-150 160-170 Viteza de sudare vs (cm/min) 38-53 36-51 46-56 30-33 Lungimea capătului liber lcl (mm) 13 Debitul de gaz Q (l/min) 14

Diametrul sârmei electrod ds = 1,1 mm Grosimea tablei s (mm) 2,7 3,5 4.8 6,4 Diametrul sârmei electrod de (mm) 1,1 1,1 1,1 1,1 Viteza de avans a sârmei vae (m/min) 2,5-3,2 3,8-4,4 5,6-6,4 6,4-7,0 Tensiunea arcului (CC+ ) Ua (V) 19-20 21 22 22-23 Curentul de sudare Is (A) 100-120 135-140 170-175 175-180 Viteza de sudare vs (cm/min) 36-53 48-51 51-53 33-36 Lungimea capătului liber lcl (mm) 13 Debitul de gaz Q (l/min) 14

Page 203: Sudura speciala

Anexa 1/8

12. Tehnologii de sudare pentru oţeluri inoxidabile Tipul îmbinării:de colţ nepătrunsă; Poziţia de sudare: orizontală, orizontală în jgheab; Tipul de transfer:în curent pulsat; Gazul de protecţie:Argon + 2% O2;

Sensul de sudare: spre stânga (cu arc împins), 0 - 5°.

Figura 118 - Poziţionarea capului de sudare

Tabelul 53. Parametrii tehnologici de sudare Grosimea tablei s (mm) 1,9 2,6 4,8 6,4 7,9 Mărimea catetei z (mm) - - - 4,8 6,4 Diametrul sârmei electrod ds (mm) 1,1 Viteza de avans a sârmei vas (m/min) 3,8 4,6 5,0 7,0 7,6 Curentul de sudare Is (A) 150 180 200 275 300 Tensiunea arcului (CC+ ) Ua (V) 18,5 19,5 20,0 23,5 25,0 Rata de depunere (kg/oră) 1,9 2,3 2,5 3,4 3,8 Lungimea capătului liber (mm) 9,5 – 13 Debitul de gaz (l/min) 12 – 19

13. Tehnologii de sudare pentru oţeluri inoxidabile Tipul îmbinării: de colţ nepătrunsă; Poziţia de sudare: vertical ascendentă; Tipul de transfer: prin scurtcircuit; Gazul de protecţie: : 90% Heliu + 7,5% Argon + 2,5% CO2; Sensul de sudare: cu arc împins, α = 5 – 10°.

Tabelul 54. Parametrii tehnologici de sudare Grosimea tablei s (mm) 6,4 Diametrul sârmei electrod ds (mm) 0,9 Viteza de avans a sârmei vas (m/min) 4,4 Curentul de sudare Is (A) 21,5 Tensiunea arcului Ua (V) 90

Viteza de sudare vs (cm/min) 10

Fig. 115 Tehnica de sudare:pendulare în triunghi

Page 204: Sudura speciala

Anexa 1/9

Tabelul 55. Regimuri tehnologice la sudarea MAG a oţelurilor carbon şi slab aliate - Îmbinări cap la cap

Grosimea componentelor s [mm] Parametrii tehnologici de sudare 2 2 3 3 4 4 5 5 6 6 8 8 10 10 12 12 15 15 20 20Poziţia de sudare PA PG PA PG PA PG PA PG PA PG PA PF PA PF PA PF PA PF PA PF

Unghiul rostului α [°] - - - - - - 50 50 50 50 50 50 50 50 50 50 50 50 50 50

Deschiderea rostului b [mm] 1,0 1,5 1,5 2,0 2,0 2,5 2,0 2,0 2,0 2,0 2,0 2,0 2,5 2,5 2,5 2,5 3 3,0 3,0 3,0

Diametrul sârmei electrod ds[mm]

1,0 1 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,2 1,0 1,2 1,0 1,2 1,0 1.2 1,2 1,2 1,2

Număr de treceri 1 1 1 1 1 1 2 2 2 2 3 2 3 2 4 3 5 3 10 6

Debitul de gaz Q [l/min] 10 10 10 10 10 10 12 12 12 12 10-15 12 10-15 12 10-15 12 10-15 12 10-15 10-15

Viteza de avans a sârmei electrod vae [m/min]

4,25 4,25 4,7 4,7 4,8 5,45 r 4,3 u 8,0

r 4,7 u 5,5

r 4,3 u 8,3

r 4,7 u 5,5

r 3,1 u 8,2 t 8,2

r 3,7 u 3,5

r 3,2 u 9,0 t 9,0

r 4,5 u 4,5

r 3,4 2u 9,0 t 9,0

r 3,7 u 4,8 t 4,8

r 3,2 3u 9,2 t 9,2

r 3,2 u 4,2 t 4,2

r ,8 9u 9,5

r 3,8 3u 9,5 2t 9,5

Viteza de sudare vs [cm/min] 51,5 58,5 42 47 29 38,5 r 23

u 47,5 r 31 u 34

r 29 u 33

r 26,5 u 26

r 19,5 u 66 t 59,5

r 14 u 10

r 20 u 40 t 32

r 13,5 u 7

r 22 u 37 t 36

r 13,5 u 9,5 t 10

r 16,5 u 33,5 t 22

r 10,5 u 7

t 7,5

r 14 u

50,5

r 18 u 43,5 t 39,5

Curentul de sudare Is [A] 125 125 130 130 135 160 r 125

u 200 r 130 u 170

r 125 u 205

r 130 u 170

r 135 u 270 t 270

r 100 u 100

r 135 u 290 t 290

r 120 u 120

r 135 u 290 t 290

r 100 u 135 t 135

r 130 u 300 t 300

r 130 u 150 t 160

r 140 u 310

r 140 u 310 t 310

Tensiunea arcului Ua [V] 18,5 18,5 19 19 19 20 r 18,5

u 21,0 r 18,5 u 19,5

r 18,5 u 21,5

r 18,5 u 19,5

r 18 u 27,5 t 27,5

r 17 u 17

r 18,5 u 28,0 t 28,0

r 18 u 18

r 18,5 u 28 t 28

r 17,5 u 18,5 t 18,5

r 18,5 u 28,5 t 28,5

r 18,5 u 19,5 t 19,5

r 19 u 29

r 19 u 29 t 29

Consum de sârmă [g/m] 51 45 69 62 103 88 221 193 249 240 374 405 591 603 791 797 1275 1291 2085 1200Consum de gaz [l/m] 19 17 24 21 35 26 78 74 78 91 99 209 134 262 168 339 263 441 399 239Timpul de sudare [min/m] 1,94 1,41 2,37 2,13 3,46 2,6 6,49 6,13 6,49 7,59 8,34 17,4 10,59 21,85 12,69 28,27 19,51 36,76 28,97 17,53

Legenda: PA – poziţia de sudare orizontală; (conf. SR ISO 6947) PG – poziţia de sudare vertical – descendentă; PF – poziţia de sudare vertical ascendentă; r – trecere de rădăcină; u – trecere de umplere; t – trecere de toaletă (ultima trecere)

Page 205: Sudura speciala

Anexa 1/10 Tabelul 56. Regimuri tehnologice la sudarea MAG a oţelurilor carbon şi slab aliate - Îmbinări de colţ nepătrunse

Grosimea sudurii a [mm] Parametrii tehnologici de sudare 2 2 3 3 3,5 4 4 5 5 6 6 6 7 7 7 8 8 10 10 10

Poziţia de sudare PB PG PB PG PG PB PB PB PG PB PB PF PB PA PF PB PF PB PB PF

Diametrul sârmei electrod 0,8 0,8 1,0 1,0 1,2 1,0 1,2 1,2 1,2 1,2 1,6 1,0 1,2 1,6 1,0 1,2 1,0 1,2 1,6 1,2

Număr de treceri 1 1 1 1 1 1 1 1 3 1 1 1 3 1 1 3 2 4 3 2

Debitul de gaz [l/min] 10 10 10 10 15 10 15 15 15 15 15 10 15 15 10 15 10 15 15 15

Viteza de avans a sârmei electrod [m/min] 7,3 7,1 10,6 9,0 4,2 10,7 9,2 9,5 4,2 9,5 6,35 4,7 9,5 7,2 4,65 9,5 4,8 9,5 6,4 4,2

Viteza de sudare [cm/min] 65,5 62 73 65 37 47 58 39 53,5 28 35 99 65 29 70 46,5t1-17,5 t2 - 8

42 t1 - 40 t2;3-36

t1-11 t2- 8

Curentul de sudare Is [A] 105 100 215 210 190 220 280 300 190 300 365 115 300 420 115 300 130 300 380 165

Tensiunea arcului Ua [V] 20 19,5 22,5 21,5 19,5 23 28 29,5 19,5 29,5 34 17,5 29,5 36 18 29,5 18,5 29,5 34 19

Consum de sârmă [g/m] 44 45 90 86 100 142 142 216 210 300 300 295 390 390 410 545 548 805 802 822

Consum de gaz [l/m] 15 16 14 15 40 21 26 38 84 53 45 101 69 51 143 97 180 143 119 330

Timp de sudare [min/m] 1,53 1,60 1,37 1,54 2,68 2,14 1,73 2,56 5,62 3,55 2,99 10,10 4,61 3,43 14,29

6,45 18,40 9,52 7,93 21,99

Legenda: PA – poziţia de sudare orizontală în jgheab; (conf. SR ISO 6947) PB – poziţia de sudare orizontală cu perete vertical; PG – poziţia de sudare vertical – descendentă; PF – poziţia de sudare vertical ascendentă; t – trecere (rând);

Page 206: Sudura speciala

Anexa 1/11

Procedeu de sudare: MAG Pregătirea componentelor: rost prelucrat Tipul îmbinării: cap la cap Material de bazã: oţel de uz general pentru construcţii Material de adaos: sîrmă electrod SG 2 DIN 8559 Gaz de protecţie: M 21 conform DIN 32526 Poziţia de sudare: orizontală

Tabelul 57. Parametrii de sudare la sudarea oţelurilor de uz general pentru construcţii

Grosimea Pregătirea rostului Diametrul Parametrii de sudare Număr Consumuricompon. Forma b α Tip rând sârmei Ua Is vae debit gaz de MA Gaz timp Obs.

[mm] - [mm] [°] - [mm] [V] [A] [m/min] [l/min] treceri [g/m] [l/m] [min/m]1,5 I 0,5 - - 0,8 18 110 5,9 10 1 39 17 1,7 -2 I 1,0 - - 1,0 18,5 125 4,2 10 1 51 19 1,9 -3 I 1,5 - - 1,0 19 130 4,7 10 1 69 24 2,4 -4 I 2,0 - - 1,0 19 135 4,8 10 1 103 35 3,5 -5 V 2,0 50 r

t 1,0 18,5

21 125 200

4,3 8,0

12 2 221 78 6,5 -

6 V 2,0 50 rt

1,0 18,521

125 205

4,3 8,3

12 2 249 78 6,5 -

8 V 2,0 50 ru; t

1,2 1827,5

135 270

3,1 8,1

10… …15

3 374 100 8,3 -

10 V 2,5 50 ru; t

1,2 18,528

135 290

3,2 9,0

10… …15

3 591 134 10,6 -

12 V 2,5 50 r2u; t

1,2 18,528

135 290

3,2 9,0

10… …15

4 791 168 12,7 -

15 V 3,0 50 r3u; t

1,2 18,528,5

130 300

3,2 9,2

10… …15

5 1275 263 19,5 -

20 V 3,0 50 r11u; t

1,2 1929

140 310

3,8 9,5

10… …15

12 2085 400 29,5 -

20 2 V 3,0 50 r3u; t

1,2 1929

140 310

3,8 9,5

10… …15

6 1200 240 17,5 -

Page 207: Sudura speciala

Anexa 1/12

Procedeu de sudare: MAG Pregătirea componentelor: rost prelucrat Tipul îmbinării: cap la cap Materialul de bază: oţel de uz general pentru construcţii Material de adaos: sârmă electrod SG 2 DIN 8559 Gaz de protecţie: M 21 conform DIN 32526 Poziţia de sudare Tabelul 58. Parametrii de sudare la sudarea MAG a oţelurilor de uz general pentru construcţii

Grosimea Pregătirea rostului Diametrul Parametrii de sudare Număr Consumuricompon. Forma b α Poziţia de Tip rând sârmei Ua Is vae debit gaz de MA gaz timp Obs

[mm] - [mm] [°] sudare - [mm] [V] [A] [m/min] [l/min] treceri [g/m] [l/m] [min/m]1,55 I 1,0 - f - 0,8 18 110 5,1 10 1 31 15 1,5 -

2 I 1,5 - f - 0,8 18,5 130 7,1 10 1 46 16 1,6 -2 I 1,5 - f - 1,0 18,5 125 4,2 10 1 45 17 1,7 -3 I 2,0 - f - 0,8 19 130 7,2 10 1 61 22 2,2 -3 I 2,0 - f - 1,0 19 130 4,7 10 1 62 21 2,1 -4 I 2,5 - f - 1,0 20 160 5,4 10 1 88 26 2,6 -5 V 2,0 50 f r

t 1,0 18,5

19,5 130 170

4,7 5,5

12 2 193 74 6,1 -

6 V 2,0 50 f rt

1,0 18,519,5

130 170

4,7 5,5

12 2 240 90 7,6 -

8 V 2,0 50 s r; t 1,0 17 100 3,7 12 2 405 210 17,4 -10 V 2,5 50 s r; t 1,0 18 120 4,4 12 2 603 262 21,8 -12 V 2,5 50 s r

u; t 1,0 17,5

18,5 100 135

3,7 4,8

12 3 797 340 28,3 -

15 V 3,0 50 s ru; t

1,2 18,519,5

130 160

3,2 4,2

12 3 1290 440 36,7 -

Page 208: Sudura speciala

Anexa 1/13 Regimuri de sudare MIG/MAG în curent pulsat a oţelurilor car-bon

Regimurile de sudare sinergice au fost stabilite în urma expe-rimentelor efectuate pe instalaţia ARISTO 500.

În tabelele 55, 56, 57, 58 sunt prezentate regimurile de sudare sinergice, specifice sudării oţelurilor nealiate cu puţin carbon, şi a oţelurilor slab aliate, pentru diametre ale sârmei electrod de 0,8; 1,0; 1,2; 1,6 mm, utilizând ca şi gaz de protecţie amestecul de gaze Ar+20% CO2, (Corgon 18). Aceste tehnologii sunt reprezentative pentru modul de reglare a parametrilor de sudare în curent pulsat folosind surse de sudare sinergice cu invertor.

Tabelul 59.

Fe (OK-12.51); ds = 0,8mm ; Ar + 20% CO2; Ki=0%; ST=9 ; Ip =352 A; tp = 1,7 ms vas (m/min) Us (V) Ib (A) f (Hz) ka (%)

2 32,5 12 38 65 5 33 25 56 53 6 33,5 28 78 52 8 35 32 112 31

10 35,5 36 155 20 12 35 55 178 10 15 35,5 58 210 10 16 36 56 255 10 18 36,5 68 276 10 20 37 85 310 10 22 37,5 128 312 10

Tabelul 60.

Fe (OK-12.51); ds = 1,0 mm; Ar + 20%CO2; Ki=0 %; ST=9; Ip =450 A; tp = 2,2 ms vas (m/min) Us (V) Ib (A) f (Hz) ka (%)

2 32,5 16 38 55 5 35,5 28 58 57 6 35,5 32 90 39 8 35,5 36 122 22

10 36,5 50 155 25 12 37,5 58 166 17 15 38,5 56 218 10 16 39,5 72 250 10 18 50,5 112 270 10 20 51,5 192 270 10 22 52,5 272 270 10

Page 209: Sudura speciala

Tabelul 61.

Fe (OK-12.51); ds = 1,2 mm; Ar + 20%CO2; Ki=0 %; ST=9; Ip =480 A; tp = 2 ms vae (m/min) Us (V) Ib (A) f (Hz) ka (%)

2 31,5 20 56 53 5 33,5 28 95 55 6 35,5 50 130 36 8 37,5 56 168 28 10 39,5 72 205 19 12 51,5 96 252 11 15 53,5 116 273 10 16 55,5 216 285 10 18 57,5 300 285 10 20 59,5 300 285 10 22 50 300 285 10

Tabelul 62.

Fe (OK-12.51); ds = 1,6 mm; Ar + 20%CO2; Ki=0 %; ST=9; Ip =550 A; tp = 2,2 ms vae (m/min) Us (V) Ib (A) f (Hz) ka (%)

1 29 32 38 55 2 30 58 70 50 3 31 68 182 35 5 32 88 136 25 5 33 116 168 20 6 35 220 200 15 7 35 300 232 10 8 36 300 250 10 10 38 300 250 10 12 50 300 250 10 15 52 300 250 10 16 55 300 250 10 18 56 300 250 10 20 58 300 250 10 22 50 300 250 10

Concluzii:

a) curentul de puls şi timpul de puls rămân constante pentru un ma-terial dat, pentru un amestec de gaze utilizat şi pentru un diametru al electrodului dat;

b) tensiunea sursei creşte practic proporţional cu viteza de avans a sârmei şi se modifică odată cu materialul, diametrul electrodului şi cu amestecul de gaze utilizat;

c) frecvenţa impulsurilor creşte practic proporţional cu viteza de avans a sârmei;

d) curentul de bază creşte uşor odată cu creşterea frecvenţei;

Page 210: Sudura speciala

e) există o limită a vitezei de avans a sârmei electrod peste care frec-venţa şi curentul de bază rămân constante, chiar dacă viteza de avans a sârmei creşte în continuare. O explicaţie posibilă ar fi aceea că la limita de viteză de la care nu se mai modifică frecvenţa şi curentul de bază s-a atins curentul efectiv cel puţin egal cu cel de tranziţie, iar relaţiile matematice după care se calculează parametrii de sudare de către microprocesor au fost blocate prin program la aceste valori limită.

f) în majoritatea combinaţiilor dintre materialul de adaos, diametrul electrodului şi amestecul de gaze, se remarcă o creştere a curentului de puls şi a duratei pulsului, odată cu creşterea diametrului electrodului.

g) parametrii Ki (factor de reglare al lungimii arcului, de lungă durată) şi ST (Slope Time – panta de creştere şi descreştere a impulsului de curent), rămân constanţi pentru toate regimurile de sudare şi anume: Ki = 0 şi ST =9, pentru condiţiile de sudare date.

Anexa 1/14

Sudarea MIG a aluminiului şi aliajelor sale Principalii factori care influenţează tehnologia de sudare MIG a

aluminiului sunt: grosimea tablei, tipul aliajului, şi performanţele echipa-mentului de sudare. Tehnologiile de sudare cadru prezentate mai jos ser-vesc drept bază de pornire pentru stabilirea tehnologiilor de sudare efective în funcţie de condiţiile concrete în care are loc sudarea, conducând la economie de materiale, energie şi de timp. 1. Tehnologii de sudare a aluminiului şi aliajelor sale

Materialul sârmei: 5356 Tipul îmbinării: de colţ nepătrunsă; Poziţia de sudare: orizontală; Tipul de transfer: prin pulverizare; Gazul de protecţie: Argon 100%; Sensul de sudare: spre stânga (cu arc împins).

Page 211: Sudura speciala

Figura 120 - Pregătirea rostului şi a îmbinării

Tabelul 63. Parametrii tehnologici de sudare

Grosimea tablei s (mm) 3.2 4.8 6.4 7.9 7.9 9.5 12 Grosimea cusăturii a (mm) 3.2 4.8 6.4 7.9 7.9 9.5 12 Numărul de treceri – 1 1 1 1 1 1 1-3 Diametrul sârmei electrod ds (mm) 1.2 1.2 1.2 1.2 1.6 1.6 1.6 Curentul de sudare Is (A) 145 190 215 240 240 260 270 Tensiunea arcului (CC+) Ua (V) 19 21 22 24 23 24 24 Viteza de sudare vs (cm/min) 86 76 58 46 43 38 43-76 Debitul de gaz Q (l/min) 17 19 19 19 19 19 19 Diametrul duzei de gaz (mm) 12 12 12 12 16 16 16 2. Tehnologii de sudare a aluminiului şi aliajelor sale

Materialul sârmei: 4043 IDEM condiţiile de la punctul 1

Tabelul 64. Parametrii tehnologici de sudare Grosimea tablei s (mm) 3.2 4.8 6.4 7.9 7.9 9.5 12 Grosimea cusăturii a (mm) 3.2 4.8 6.4 7.9 7.9 9.5 12 Numărul de treceri – 1 1 1 1 1 1-2 1-3 Diametrul sârmei electrod ds (mm) 1.2 1.2 1.2 1.2 1.6 1.6 1.6 Curentul de sudare Is (A) 140 190 215 230 230 255-260 270-280 Tensiunea arcului (CC+) Ua (V) 20 23 24 24 24 24-25 23-24 Viteza de sudare vs (cm/min) 91 69 51 41 41 51 41-51 Debitul de gaz Q (l/min) 14 17 17 17 17 19 19 Diametrul duzei de gaz (mm) 12 12 12 12 16 16 16

Page 212: Sudura speciala

Anexa 1/15 3. Tehnologii de sudare a aluminiului şi aliajelor sale

Materialul sârmei: 5356 Tipul îmbinării:cap la cap; Poziţia de sudare : orizontală; Tipul de transfer: prin pulverizare; Gazul de protecţie: Argon 100%; Sensul de sudare: spre stânga (cu arc împins).

Figura 121 - Pregătirea rostului şi a îmbinării

Tabelul 65. Parametrii tehnologici de sudare

Grosimea tablei s (mm)

3.2 4.8 6.4 7.9 7.9 9.5 12

Numărul de treceri 1-2 1-2 1-2 1-2 1-2 1-3 1-3 Diametrul sârmei electrod ds (mm)

1.2 1.2 1.2 1.2 0.16 1.6 1.6

Curentul de sudare Is (A)

180-185 215-220 240 250-255 250-255 265-270 270-275

Tensiunea arcului (CC+) Ua (V)

20-21 21-23 23-24 24-25 23-24 22-24 22-23

Viteza de sudare vs (cm/min)

120 89-120 66-76 60 46-48 56-81 41-60

Debitul de gaz Q (l/min)

17 19 19 19 19 19 19

Diametrul duzei de gaz (mm)

12 12 12 12 16 16 16

4. Tehnologii de sudare a aluminiului şi aliajelor sale

Materialul sârmei: 4043 IDEM condiţiile de la punctul 3

Page 213: Sudura speciala

Tabelul 66. Parametrii tehnologici de sudare

Grosimea tablei s (mm) 4.8 6.4 7.9 9.5 12 Numărul de treceri 1-2 1-2 1-2 1-3 1-3 Diametrul sârmei electrod ds (mm) 1.6 1.6 1.6 1.6 1.6 Curentul de sudare Is (A) 230 250 260 270 270 Tensiunea arcului (CC+) Ua (V) 22-23 22-23 23-25 23-25 23-25 Viteza de sudare vs (cm/min) 61-91 61 76 51-76 30-51 Debitul de gaz Q (l/min) 17 19 19 19 19 Diametrul duzei de gaz (mm) 12 16 16 16 16

Anexa 1/16

5. Tehnologii de sudare a aluminiului şi aliajelor sale

Materialul sârmei: 5356 Tipul îmbinării: de colţ nepătrunsă; Poziţia de sudare: orizontală sau orizontală în jgheab; Tipul de transfer: în curent pulsat; Gazul de protecţie: Argon 100%; Sensul de sudare: spre stânga (cu arc împins).

Figura 122 - Poziţionarea capului de sudare

Tabelul 67. Parametrii tehnologici de sudare

Grosimea tablei s (mm) 3.2 4.8 6.4 12.7 Mărimea catetei z (mm) - - 4.8 4.8-6.4 Diametrul sârmei electrod ds (mm) 1,2 Viteza de avans a sârmei vas (m/min) 5.0 7.6 10.0 14.0 Curentul de sudare Is (A) 200 300 400 550 Tensiunea arcului (CC+) Ua (V) 17.0 18.5 24.5 25.5 Rata depunerii Ad (kg/oră) 0.95 1.4 1.9 2.6 Debitul de gaz (l/min) 12 – 21 Lungimea capătului liber (mm) 13 – 19

Page 214: Sudura speciala

Anexa 1/17 Tabelul 68. Domenii de transfer la sudarea MIG/MAG

Curentul de sudare (A)

Tipul sârmei Diametrul sârmei Gazul de protecţie Arc scurt

Arc intermedia

r

Arc spray (Arc lung)

0,8 100%CO2 40 - 140 140 - 170 170 – 220 0,8 82%Ar + 18%CO2 40 - 160 160 - 190 190 – 245 1,0 100%CO2 40 - 195 195 - 230 230 –350 1,0 82%Ar + 18%CO2 40 -180 180 - 220 220 – 345 1,2 100%CO2 60 - 190 190 - 265 265 – 400 1,2 82%Ar + 18%CO2 65 - 215 215 - 255 255 –400 1,6 100%CO2 90 -225 225 - 345 345 – 400

Sârmă plină G3Si1 G4Si1

1,6 82%Ar + 18%CO2 95 – 270 270 – 330 330 – 400 1,2 82%Ar + 18%CO2 60 - 180 180 - 240 240 – 400 Sârmă tubulară cu

pulbere metalică 1,6 82%Ar + 18%CO2 110 -195 195 - 270 270 – 400 1,2 82%Ar + 18%CO2 - 90 - 150 150 – 380 Sârmă tubulară

rutilică 1,6 82%Ar + 18%CO2 - 135 - 220 220 – 400 1,2 82%Ar + 18%CO2 100 - 140 140 - 230 230 - 400 Sârmă tubulară

bazică 1,6 82%Ar + 18%CO2 - 150 - 280 280 – 400 1.0 82%Ar + 18%CO2 40 - 185 185 - 235 235 – 315 1,2 82%Ar + 18%CO2 75 - 220 220 - 250 250 – 400

Sârmă plină pentru încărcări dure 1,6 82%Ar + 18%CO2 115 - 235 235 - 345 345 – 400 Cr Ni 19.9 0,8 97,5%Ar+2,5%CO2 50 - 110 110 - 195 195 – 215 Cr Ni 18.8.6 0,8 97,5%Ar+2,5%CO2 60 - 125 125 - 175 175 – 235 Cr Ni 19.9 1,0 97,5%Ar+2,5%CO2 70 - 185 185 - 190 190 – 325 Cr Ni 18.8.6 1,0 97,5%Ar+2,5%CO2 65 - 140 140 - 175 175 – 315 Cr Ni 19.9 1,2 97,5%Ar+2,5%CO2 75 - 170 170 - 205 205 – 400 Cr Ni 18.8.6 1,2 97,5%Ar+2,5%CO2 70 - 200 200 - 225 225 – 400 Cr Ni 19.9 1,6 97,5%Ar+2,5%CO2 80 - 215 215 - 280 280 – 400

1,2 82%Ar + 18%CO2 - 105 - 170 170 – 330 Sârmă tubulară Cr Ni 1,6 82%Ar + 18%CO2 - 135 - 265 265 – 400 Al Si 5 1,0 100%Ar 85 - 120 120 - 165 165 – 255 Al Mg 5 1,0 100%Ar 70 - 120 120 - 155 155 – 245 Al Si 5 1,2 100%Ar 95 - 110 110 - 140 140 –350 Al Mg 5 1,2 100%Ar 85 - 120 120 - 165 165 – 400 Al Si 5 1,6 100%Ar 105 - 130 130 - 200 200 – 400 Al Mg 5 1,6 100%Ar 105 - 170 170 - 225 225 – 380 Al 99,5 1,6 100%Ar 95 - 125 125 - 200 200 – 395 Cu Al 9 0,8 100%Ar 55 - 135 135 - 175 175 – 240 Cu Al 9 1,0 100%Ar 65 - 170 170 - 250 250 – 400 Cu Al 9 1,2 100%Ar 60 - 210 210 - 285 285 – 400 Cu Al 9 1,6 100%Ar 120 - 190 190 - 260 260 – 400 Cu Si 3 1,0 100%Ar 55 - 155 155 - 220 220 - 400 Regimuri propuse de firma FRONIUS (valori informative)

Page 215: Sudura speciala

ANEXA 2.1

SPECIFICAŢIA PRELIMINARĂ A PROCEDURII DE SUDARE (pWPS)

Localitatea:…………………………………. Examinator sau organism de verificare: Nr. de referinţă a procedurii de sudare ………………………………………………… a producătorului: WPAR………………..……. Metoda de pregătire şi curăţare a rostului: Producător:…………………………………… ………………………………………………… Numele sudorului:…………………………… Specificaţia metalului de bază: Procedeul de sudare:…………………………. ………………………………………………… Tipul îmbinării:……………………………… Grosimea materialului de bază (mm): …… Poziţia de sudare: …………………………… Diametrul exterior (mm): ……………………

Detalii de pregătire a îmbinării:

Schema de pregătire a îmbinării (forma şi dimensiunile rostului, forma îmbinării şi dispunerea trecerilor)

Succesiunea operaţiilor de sudare

Detalii de sudare:

Rând Procedeul de

sudare

Diametrul electrodului

(sârmei) (mm)

Curentul de sudare

(A)

Tensiunea arcului

(V)

Natura curentului/ polaritatea curentului

Viteza de avans a sârmei (m/min)

Viteza de sudare

(cm/min)

Energia liniară

(J/cm)

Metalul de adios, codificare şi marca de fabricaţie ………………………………….. Prescripţii speciale de uscare………………. Fluxul/gazul de protecţie:

- la rădăcină …………………… Debitul gazului: - de protecţie ……………….. - la rădăcină ………………… Electrodul de wolfram (tipul, diametrul): …………………………………………………… Detalii pentru scobire/Suport la rădăcină: …………………………………………………… Temperatura de preîncălzire: ………………… Temperatura între straturi: …………………… Tratamentul termic postsudare şi/sau de Îmbătrânire: …………………………………… - timp, temperaturî, metodă: ………………… - viteza de încălzire şi de răcire: …………..

ÎNTOCMIT -------------------------------------------

(numele, data, semnătura)

Informaţii suplimentare (de ex.) Pendulare (lăţimea max. a rândului) (mm) Oscilaţie (amplitudine, frecvenţă, temporizare) ....................................................................... Detalii oentru sudarea în curent pulsat: ........ ....................................................................... ....................................................................... Poziţionarea pistoletului:

- lungimea capătului liber lel (mm)........... - distanţa duză de gaz/piesă (mm) ........ - lungimea arcului: (mm) ....................... - unghiul de înclinare al capului de sudare

α(°), sensul de sudare: .................................................

Detalii pentru sudarea cu plasmă: ....................................................................... ........................................................................

EXAMINATOR SAU ORGANISM DE VERIFICARE

---------------------------------------------- (numele, data, semnătura)

Page 216: Sudura speciala

SR EN 288–3+A1/99

ANEXA 2.2 PROCES VERBAL DE CALIFICARE A PROCEDURII DE SUDARE

(WPAR). CALIFICAREA PROCEDURII DE SUDARE. CERTIFICAT DE

VERIFICARE Procedura de sudare a producătorului, Examinator sau organism de verificare, nr. de referinţă:………………………………… nr. de referinţă:………………………………. Producător:…………………………………… Adresa:………………………………………… Cod/Standard de verificare:…………………… Data sudării:…………………………………… DOMENIU DE VALABILITATE AL CALIFICĂRII Procedeu de sudare:……………………………. Tipul îmbinării:…………………………………. Metal(e) de bază:………………………………. Grosimea metalului de bază (mm):……………. Diametrul exterior (mm):………………………. Tipul metalului de adaos:………………………. Gaz de protecţie/Flux:…………………………… Tipul curentului de sudare:……………………… Poziţii de sudare:………………………………… Preîncălzire:……………………………………… Tratament termic după sudare şi/sau tratament de îmbătrânire:….……………………………………………………………………………… ………………………………………………………………………………………………………………………… Alte informaţii: Se certifică faptul că probele au fost pregătite, sudate şi încercate în mod corespunzător, în conformitate cu condiţiile prevăzute de codul/standardul de verificare menţionat mai sus. Loc: Data emiterii: EXAMINATOR SAU ORGANISM DE VERIFICARE ------------------------- -------------------- ---------------------------------------------- Nume, data şi semnătura

Page 217: Sudura speciala

SR EN 288-3+A1/99

ANEXA 2.2 (continuare)

DETALII PENTRU VERIFICAREA SUDURII Loc:……………………………………………. Examinator sau organism de verificare: Procedura de sudare a producătorului, …………………………………………….. nr. de referinţă: Metoda de pregătire şi curăţare a rostului: WPAR nr.:………………………………………. ……………………………………………. Producător:……………………………………… Specificaţia metalului de bază: Procedeul de sudare:…………………………. …………………………………………… Tipul îmbinării:…………………………………. Grosimea materialului de bază (mm):…… Poziţia de sudare:……………………………. Diametrul exterior (mm): ….…………… Detalii de pregătire a îmbinării (Schiţa)*:

Schema de pregătire a îmbinării (forma şi dimensiunile rostului, forma îmbinării şi dispunerea trecerilor)

Succesiunea operaţiilor de sudare

Detalii de sudare: Rând Procedeul

de sudare

Diametrul electrodului

(sârmei) (mm)

Curentul de sudare

(A)

Tensiunea arcului

(V)

Natura curentului/ polaritatea curentului

Viteza de

avans a sârmei

(m/min)

Viteza de sudare*

(cm/min)

Energia liniară*

(J/cm)

Metalul de adaos, definire şi marca Alte informaţii* (de ex.): de fabricaţie:………………………………. Pendulare (lăţimea max. a rândului (mm): Prescripţii speciale de uscare:……………… Oscilaţie (amplitudine, frecvenţă, temporizare): Fluxul/Gazul de protecţie: …………………………………………………………. …………………………………………………. Detalii pentru sudarea în current pulsat: …………..

- la rădăcină: …………………………… …………………………………………………………. Debitul gazului:- de protecţie:…………….. …………………………………………………………. - la rădăcină:……………… Poziţionarea pistoletului: Electrodul de wolfram (tipul, diametrul): - lungimea capătului liber lcl (mm):…. ……………………………………………….. - distanţa duză de gaz/piesă (mm): Detalii pentru scobire/Suport la rădăcină: - lungimea arcului: (mm) Temperatura de preîncălzire:………………. - unghiul de înclinare al capului desudare α (°), sensul de sudare: …………… Temperatura între straturi:…………………. Tratamentul termic postsudare şi/sau de îmbătrânire: Detalii pentru sudarea cu plasmă: ………………………………………………………….. . ……………………………………………………..… ………………………………………………………. - timp, temperatură, metodă:………… - viteza de încălzire şi de răcire*:…… PRODUCĂTOR EXAMINATOR SAU ORGANISM DE VERIFICARE ---------------------- ------------------------------- (numele, data, semnătura) (nume, data, semnătura) * Dacă este necesar

Page 218: Sudura speciala

SR EN 288-3+A1/99

ANEXA 2.2 (continuare)

REZULTATELE VERIFICĂRII Procedura de sudare a producătorului, Examinator sau organism de verificare, nr.de referinţă:……………………………………… nr.de referinţă:……………………………. Examinare vizuală: Examinare cu radiaţii penetrante*: ………………………………………………………. ……………………………………………….. Examinare cu lichide penetrante/pulberi magnetice*: Examinare cu ultrasunete*: ……………………………………………………… …………………………………………………

Încercări la tracţiune: Temperatura: Tip/Nr. Re

(N/mm2) Rm

(N/mm2) A ( )

Z ( )

Localizarea ruperii

Observaţii

Condiţia

Încercări la îndoire: Diametrul dornului: Tip/Nr. Unghi de îndoire Alungire* Rezultat

Examinare macroscopică: Examinare microscopică*:

Incercări la încovoiere prin şoc*: Dimensiuni: Condiţii: Valori (mkgf/cm2) Poziţia crestăturii/

orientare Temperatura

(°C) 1 2 3 Media Observaţii

Încercări de duritate* Poziţia măsurătorilor (schiţă*) Tip sarcină:……………………………………………. Metal de bază:…………………………………………. ZIT:………………………………………………….… Cusătură:………………………………………………. Alte încercări: Observaţii: Încercări efectuate conform condiţiilor prevăzute în: …………………………………………………………… Raportul de încercări al laboratorului, nr.de referinţă:……………………………………………. Rezultatele încercărilor sunt corespunzătoare/ necorespunzătoare (se semnalează după caz). Încercările au fost efectuate în prezenţa: EXAMINATOR SAU ORGANISM DE VERIFICARE ---------------------------------------------

Nume, data şi semnătura * Dacă este necesar

Page 219: Sudura speciala

Bibliografie

1. Aichele Günter – 116 Reguli de sudare în mediu de gaz protector. Ed. Sudura, Timişoara, 1999.

2. Anghelea, N. ş.a. – Sudarea în mediu de gaze protectoare. Ed. Tehnică, Bucureşti, 1982.

3. Backman, A. – Development within materials technology-Consumables in the 21st century. Rev. Svetsaren, Vol. 49, nr. 1, The Esab Group, Suedia, 1995.

4. Backman, A. ş.a. – Welding Consumables for the 1991’s. Rev. Svedsaren, vol. 46, nr. 2, Suedia, 1992.

5. Baum, L., Fichter, V. – Der Schutzgaz-Schweisser, Teil II: MIG/MAG Schweiβen. DVS Verlag GmbH, Düsseldorf, Germania,1990.

6. Benea, F. – Fenomene de transfer în arcul electric de sudare. Colecţia ARES, OID-ICM, 1985.

7. Breat, I.L., Eliot, D. – Utilisation des sources de courant pulse en soudage MIG. Rev. Soudage et Tehniques Connexes, nr. 5, 1987.

8. Burcă, M. - Asupra conductibilităţii termice a gazului de protecţie la sudarea MIG/MAG. Analele “Universităţii din Oradea”, Fascicola Mecanică, Secţiunea: Tehnologii în construcţia de maşini, Oradea, 1999.

9. Burcă, M. - Modelarea forţelor ce determină transferul de metal la sudarea MIG/MAG. Contract de cercetare ştiinţifică nr. 584, INCDSIM ISIM, Timişoara, 2000.

10. Burcă, M. - Observaţii asupra zonelor de transfer la sudarea MIG/MAG. Analele “Universităţii din Oradea”, Fascicola Mecanică, Secţiunea: Tehnologii în construcţia de maşini, Oradea, 1999.

11. Burcă, M. Gliţa, Gh. ş.a. - Influenţa gazului de protecţie asupra geometriei rostului la sudarea MIG/MAG. Conferinţa anuală A.S.R. “SUDURA - 2000”, Arad, 2000.

12. Burcă, M. ş.a. - Caracterizarea tipurilor de transfer al picăturii de metal la sudarea MIG/MAG. Procedings of the scientific communications meeting of Aurel Vlaicu University, 3rd edition, vol. 2, Arad, 1996.

13. Burcă, M. ş.a. - Forţele dezvoltate în arcul electric şi acţiunea lor asupra transferului de metal la sudarea MIG/MAG. Procedings of the scientific communications meeting of Aurel Vlaicu University, 3rd edition, vol. 2, Arad, 1996.

14. Burcă, M., Negoiţescu, St. ş.a. - Consideraţii asupra parametrilor tehnologici la sudarea MIG/MAG în curent pulsat. A III - a sesiune de comunicări ştiinţifice “Creaţie şi creativitate universitară în perioada de tranziţie”, Analele Universităţii, Seria A, Nr. 2, Tg. Jiu, 1995.

Page 220: Sudura speciala

15. Burcă, M., Negoiţescu, St. ş.a. - Stabilitatea arcului electric la sudarea MIG/MAG în curent pulsat. A II-a sesiune de comunicări ştiinţifice a Universităţii “Aurel Vlaicu” Arad. “Realizări tehnice şi cultural –ştiintifice pe meleaguri arădene”. Secţiunea: Sudura. Roboţi industriali, Arad, 1994.

16. Burcă, M., Popa, D. - Acţiunea proprietăţilor fizico-chimice ale gazelor de protecţie la sudarea MIG/MAG. A XIV-a sesiune de comunicări ştiinţifice a cadrelor didactice, vol. II, Constanţa, 1995.

17. Burcă, M., ş.a. - Studiul influenţei polarităţii directe a arcului electric la sudarea MIG/MAG asupra diluţiei. A IX-a Conferinţă “Tehnologii moderne de sudare”, Galaţi, 1996.

18. Burcă, M., ş.a. - Sudarea MIG/MAG în curent pulsat – o cale de creştere a productivităţii la sudarea în gaze protectoare. Sesiunea de comunicări ştiinţifiice a Universităţii din Oradea, Analele Universităţii din Oradea, Fascicola Mecanica, Oradea, 1998.

19. Burcă, M., Ţunea, D. – Tehnologia sudării prin topire, Îndrumător de laborator. Lito. UTT, Timişora, 1993.

20. Burcă, M. – Studii analitice şi experimentale asupra sistemelor de avans prin impulsuri ale sârmei electrod la sudarea în mediu de gaze protectoare – Teza de doctorat, Timişoara, 2002

21. Burcă, M., Gliţă, Gh. – Dinamica procedeelor de sudare prin topire cu arcul electric la pragul dintre milenii – Sesiunea anuală de comunicări ştiinţifice, IMT Oradea, 2002, Secţiunea Tehnologii în construcţia de maşini, Vol. I, Anul I, Oradea 2002

22. Cooksey, C.J., Milner, D.R. – Metal transfer in gas-shielded arc welding. Phisics of the welding arc, A Symposium, Londra, 1962.

23. Davies, H. ş.a. – An investigation of the interaction of a molten droplet with a liquid weld pool surface: a computational and experimental approach. Rev. Welding Journal, nr. 1, 2000.

24. Defize, L.F. – Metal transfer in gas-shielded welding arcs. Phisics of the welding arc, A Symposium, Londra, 1962.

25. Dehelean, D. – Tehnologia sudării prin topire, vol. I. Lito. UTT, Timişoara, 1994.

26. Dehelean, D. Sudarea prin topire. Ed. Sudura, Timişoara, 1997. 27. Dilthey, U. ş.a. – Domenii de lucru la sudarea cu arc electric în mediu

de gaz protector CO2 şi amestec de gaze utilizînd surse de curent de sudare moderne, tranzistorizate. Seminar româno-german “Sudarea în mediu de gaz protector-Stadiu actual şi perspective”, Timişoara, 1991.

28. Dilthey, U., Killing, R. – „Reduction of Sensitivitz to Porositz during Metal Arc Welding by applying the Pulsed Arc Welding Process“, Special issue „Welding + Cutting“, Edition 8/86

Page 221: Sudura speciala

29. Dilthey, U., Zimmermann, G. – „Pulse current – Pulsed arc welding is a versatile joining method for steel and non-ferrous metals“, Maschinenmarkt 6/1988

30. Drăguţ, L. – Aspecte privind consumul materialelor de sudare în România, Conferinţa ASR „Sudura 2000“, Arad, 2000

31. Farwer, A. – Folosirea gazelor de protecţie la sudarea MAG-stadiu de aplicare şi direcţii de dezvoltare. Vol. ARS-DVS, 1993.

32. Haas, B. ş.a. – Training mit dem Lichtbogenprojektor. Rev. Der Praktiker, nr.8, 1993.

33. Hermans, M.J.M. şa. – Characteristic features of the short circuiting arc welding process. Rev. Welding Review International, mai, 1993.

34. Hermans, M.J.M., Ouden, G. – Phisical aspects of short circuiting gas metal arc welding. Vol. Welding and Related Technologies for the 21st Century, Kiyv,Ukraine, 1998.

35. Ishizaki, K. – The behavior of a liquid drop and the phenomenon of metal transfer. Phisics of the welding arc, A Symposium, Londra, 1962.

36. Joni, N. – „Calculul energiei introduse în îmbinările sudate în cazul sudării MIG/MAG în impulsuri“, Sudura 4/2001, pag. 63-67, Asociaţia de Sudură din România

37. Killing, R. – Schutzgase zum Lichtbogenschweiβen-schweiβtechnische Eigenschaften. Rev. Der Praktiker, nr.8, Germania, 1993.

38. King, L.A., Howes, J.A. – Material transfer in the welding arc. Phisics of the welding arc, A Symposium, Londra, 1962.

39. Lind, M. – „Robot on the move - Efficient MAG TANDEM welding of bogie longitudinal girders for rail vehicle construction“, FLEXIBLE AUTOMATION 3/2000, pag. 32-34, Henrich Publikationen, Gilching

40. Lutz, W. – „Schweißquellen – Die richtige Strategie im Wettbewerb“, Metalbau 9/2001, pag. 42-45, Bertelsmann Verlag Gütersloh

41. Mantel, W. – On the physics of welding arcs. Phisics of the welding arc, A Symposium, Londra, 1962.

42. Micloşi, V. ş.a. – Bazele proceselor de sudare. EDP, Bucureşti, 1982. 43. Micloşi, V. ş.a. – Echipamente pentru sudare. EDP, Bucureşti, 1984. 44. Negoiţescu St. – Instalaţii specializate de sudare în gaze protectoare.

Curs, Studii aprofundate, anul VI, Catedra UTS, Timişoara, 1988/1999. 45. Negoiţescu St. – Stabilitatea sistemelor sursă-arc. Curs, Master, anul

VI, Catedra UTS, 1999/2000. 46. Negoiţescu, St., Burcă, M. ş.a. – Cercetări asupra sudării în impulsuri în

vederea aplicării în România. Contract de cercetare ştiinţifică nr. 71, ISIM, Timişoara, 1992.

Page 222: Sudura speciala

47. Negoiţescu, St., Burcă, M. ş.a. - Consideraţii asupra stabilităţii arcului electric la sudarea MIG/MAG cu sârme subţiri. A II-a sesiune de comunicări ştiinţifice a Universităţii “Aurel Vlaicu” Arad. “Realizări tehnice şi cultural –ştiintifice pe meleaguri arădene”. Secţiunea: Sudura. Roboţi industriali, Arad, 1994.

48. Negoiţescu, St., Burcă, M. ş.a. - Optimizarea vitezei de sudare în mediu de gaze protectoare MIG/MAG. Noutăţi în domeniul tehnologiilor şi utilajelor pentru prelucrare la cald a metalelor, Vol. VII, Tehnologii de sudare, Braşov, 1993.

49. Pekkari, Bertil – Framtida svetsmetoder I en uthållig miljö. Rev. Svetsen, nr. 6, Finlanda, 2000.

50. Pixley, M. – Inverter technology in welding power source. Rev. Welding Review International, vol. 13, nr. 1, SUA, 1994.

51. Platz, J. – Moderne Schweiβgeräte mit transistor Leistung steilen zum MIG/MAG und WIG-Schweiβen. Rev. Schweiβtechnik, vol. 49, Germania, 1995.

52. Pomaska, H.U. – MAG Welding-Not a sealed book. Verlag G.J. Munz AG, by Linde AG, 8023 Höllriegelskreuth, München, Germania, 1991.

53. Prezytochi, W. – Transistors and microprocessors in new design of welding arc power supplies it means foreign the implementation of effective welding methods. Rev. Biuletyn Instytutu Stawalnictwa w gliwicach, nr. 2-3, Polonia, 1991.

54. Sadler, H.. – A look at the fundamentals of gas metal arc welding. Rev. Welding Journal, vol. 78, nr. 5, 1999.

55. Safta, V. – Controlul îmbinărilor şi produselor sudate, Ed. Facla, Timişoara, Vol. I 1984, Vol. II 1986.

56. Safta, V., Burcă, M. ş.a. - Particularităţi ale polarităţii curentului la sudarea în mediu de gaze protectoare MIG/MAG. Noutăţi în domeniul tehnologiilor şi utilajelor pentru prelucrare la cald a metalelor, Vol. VI, Echipamente pentru sudare, Braşov, 1993.

57. Safta, V.I. şi Safta, V.I. jr. – Defectoscopie industrială nedistructivă. Ed. Sudura, Timişoara, 2001.

58. Sălăgean, Tr. – Sudarea cu arcul electric. Ed. Facla, Timişoara, 1977. 59. Sălăgean, Tr. – Tehnologia procedeelor de sudare cu arc. Ed. Tehnică,

Bucureşti, 1985. 60. Serdjuk, G.B. – Magnetic forces in arc welding metal transfer. Phisics of

the welding arc, A Symposium, Londra, 1962. 61. Smith, A.A. – Characteristics of the short-circuiting CO2-shielded arc.

Phisics of the welding arc, A Symposium, Londra, 1962. 62. Stava, E.K. – Low Spatter, Low Smoke, GMAW Welding Process. Rev.

Steel Fabricators’ Review, vol. 9, USA, 1996.

Page 223: Sudura speciala

63. Stava, E.K. – Soldatura con reduccion de chispa. Rev. Metalmecanica

International, nr. 2, 1996. 64. Stava, E.K. – The Surface-tension-transfer power source: A new low

spatter arc welding machine. Rev. Welding Journal, nr.1, vol. 73, SUA, 1993.

65. Stava, E.K. – Źródlo pradu spawania STT-nowa generacja inwertorowych zrodel pradu. Biuletyn Institutu Spawalnictwa W Gliwicach, nr. 1, Polonia, 1995.

66. Stava, E.K., Lazaro, A. – Fuente de energia de transferencia por tension superficial (Surface-Tension-Transfer). Nueva maquina para la soldadura MAG con muy bajas proyecciones. Rev. Soldatura y Technologias De Union, nr. 32/12, Portugalia, 1995.

67. Stenke, V. – Gaze utilizate pentru protecţia rădăcinii şi pentru sudare. Rev. Sudura, nr. 3, 1991.

68. Trofin, I. – Sudarea sinergică. SID 115, OID-ICM, 1992. 69. Vaş, Al ş.a. – Analiza oportunităţii retehnologizării în România a sudării

manuale prin sudare în mediu de CO2. Conferinţa comună DVS-ASR “Tendinţe noi de dezvoltare în sudură”, Timişoara, 1993.

70. Wang, X. ş.a. – A wave controlling method for CO2 welding using saturable inductor. Rev. China Welding, vol. 8, nr. 1, China, 1999.

71. *** - The phisics of welding, 2nd Edition. Pergamon Press, Maxwell House, New York, SUA, 1986.

72. *** – The Procedure Handbook of Arc Welding, thirteenth edition. The Lincoln electric company, printed în USA, 1994.

73. *** – Welding Handbook-Welding Processes, 8th edition, vol.2. R.L.O. Brien Editor, 1991.

74. *** – Welding Handbook-Welding Technology, 8th edition, vol.1. R.L.O. Brien Editor, 1991.

75. *** – Welding power sources-The requirements and the options. Rev. Welding & Metal Fabrication, nr. 8, 1995.

76. *** – Welding processes for year 2000. Rev. Svetsarea, vol. 46, nr. 2, Suedia, 1992.

77. *** – Filler materials for manual and automatic welding, ESAB Welding Handbook, Fifth edition, Gőteborg, Suedia, 1998.

78. *** – Materiale pentru sudare, încărcare şi lipire fabricate în România, ediţia a II-a. Ed. 2B, Tipografia Brumar, Timişoara 1998.

79. *** – Gaze de protecţie la sudare. Dezvoltare-consultanţă-utilizare. Linde, Linde Gaz România SRL.

80. *** – Reduction of metal spatter in consumable-electrode welding in CO2. Rev. Paton Welding, nr. 6, Ucraina, 2000.

Page 224: Sudura speciala

81. *** – SR EN 29692/94 – Sudarea cu arc electric cu electrod învelit, sudarea cu arc electric în mediu de gaz protector şi sudarea cu gaze prin topire. Pregătirea pieselor de îmbinat de oţel.

82. *** – SR EN 439/96 –. Materiale pentru sudare consumabile. Gaze de protecţie pentru sudare şi tăiere cu arc electric.

83. *** – SR EN 440/96 – Materiale pentru sudare consumabile. Sârme electrod şi depuneri prin sudare pentru sudare cu arc electric în mediu de gaz protector cu electrod fuzibil a oţelurilor nealiate şi cu granulaţie fină. Clasificare.

84. *** – STAS 7502/87 – Îmbinări sudate. Formele şi dimensiunile rosturilor la sudarea prin procedeele MAG şi MIG.

85. *** - SR EN 288-1,2/95 – Specificaţia şi calificarea procedurilor de sudare pentru materiale metalice.

86. *** - SR EN 288-3+A1/99 – Specificaţia şi calificarea procedurilor de sudare pentru materiale metalice. Partea 3: Verificarea procedurii de sudare cu arc electric a oţelurilor.