CURS_RRPS

1

Cuvânt înainte

În domeniul producţiei de bunuri materiale necesare existenţei civilizaţiei pe pământ se pune tot mai accentuat problema calităţii şi eficienţei.

În practica industrială se impune implementarea unor noi concepţii privind proiectarea, fabricarea şi utilizarea (funcţionarea ) economică a pieselor (subansamblelor).

În ultimele decenii se pune tot mai frecvent problema recondiţionării defectelor de fabricaţie sau apărute în exploatare, a recondiţionării pieselor uzate şi mai recent a fabricării de piese noi, din materiale ieftine, tenace, încărcate numai în zonele supuse uzării (solicitării) cu straturi rezistente obţinându-se astfel o creştere a calităţii şi fiabilităţii cu costuri de producţie substanţial diminuate.

Lucrarea de faţă are ca scop prezentarea principalelor procedee de încărcare prin sudare şi de acoperiri prin pulverizare (metalizare).

Lucrarea este structurată pe 4 capitole fiecare prezentând noţiuni de bază teoretice şi aplicative rezultate din experienţa autorilor şi din literatura de specialitate precum şi de pe INTERNET.

În prima parte sunt prezentate noţiuni referitoare la uzarea suprafeţelor metalice una din cauzele principale care conduce la scoaterea din folosinţă a pieselor, iar în continuare sunt descrise "Procedeele de încărcare prin sudare" şi "Procedee de acoperire prin pulverizare-metalizare".

La prezentarea procedeelor de încărcare prin sudare s-a ţinut cont de cunoaşterea acestora din punct de vedere al sudării, prezentându-se particularităţile lor din punct de vedere al realizării operaţiilor de încărcare (depunere), al parametrilor de lucru şi a modificărilor echipamentelor de sudare pentru realizarea operaţiilor de încărcare pe cât posibil în regim automat sau robotizat.

Sunt prezentate astfel particularităţile şi variantele procedeelor de sudare cu arc electric învelit, la sudarea în medii de gaze protectoare, sub flux, baie de zgură, plasmă, oxigaz, etc, utilizând o gamă largă de materiale de adaos specifice operaţiilor de încărcare sub formă de electrozi speciali, electrozi vergele tubulare, sârmă plină, tubulară, plată, electrod bandă, pulberi aliate şi speciale etc.

Dintre procedeele de acoperire prin pulverizare sunt prezentate cele tradiţionale (cu flacără, arc electric) şi cele mai moderne şi de mare productivitate (plasmă, laser, detonaţie, etc.). Sunt prezentate şi aspectele ecologice privind noxele produse la aceste procedee.

În ultimul capitol sunt prezentate "Calculul costurilor încărcării prin sudare" care de cele mai multe ori constituie un factor decizional privind eficienţa şi oportunitatea aplicării operaţiilor de încărcare.

Structura cursului, natura şi volumul informaţiilor au fost selectate astfel încât să se transmită studenţilor, masteranzilor şi tuturor celor interesaţi de acest domeniu un volum de cunoştinţe necesar înţelegerii proceselor de încărcare prin sudare sau pulverizare a pieselor uzate sau mai recent a pieselor noi, cu caracteristici superioare în zonele supuse uzării (solocitării).

Selectarea şi structura materialului bibliografic consultat a ţinut seama de amploarea şi utilizarea noţiunilor de specialitate, de gradul de dificultate şi însuşire raţională de către cei interesaţi.

Cursul se adresează în general studenţilor din domeniul inginerie industrală, inginerie tehnologică etc. şi în mod special celor de la specializarea Utilajul şi Tehnologia Sudării anul V şi Masteratului în Ingineria Sudării, precum şi studenţilor altor specializări.

P.S. Pentru sprijinul pe care l-au acordat la realizarea lucrării dorim să mulţumim domnului

dr.ing. Pavel Chişe, drd.ing.Horia Binchiciu –de la SUDOTIM Timişoara precum şi drd.ing. Kristina Lazăr, drd. ing. Ionuţ Roată, şi masteranzilor: Dan Petre, Dragoş Rotaru, Andrei Surcelea, Sorin Dozescu, Alexandru Pascu, care ne-au sprijinit la redactarea în formă electronică pe CD, a manuscrisului lucrării.

Autorii

PDF created with pdfFactory Pro trial version www.pdffactory.com

http://www.pdffactory.com

2

Foreword

In the field of consuming goods manufacturing necessary for existence of mankind on Earth the quality and efficiency are more and more needed.

In the industrial practice the implementation of new concepts is needed regarding the economical design, manufacturing and use (functioning) of the parts (sub-assemblies).

In the last decades there is stated more frequently the question of reconditioning the defects appeared during the exploitation, reconditioning the used parts and more recently of the fabrication of new parts, out of cheap, ,hard materials, hard-faced only in the wearing (stress) surfaces zones with hardening layers therefore obtaining an increase of quality and reliability with substantial lower production costs.

The purpose of the present paper is to present the main procedures of hard-facing and spray coating (metallization).

The paper is structured on 4 chapters each one presenting theoretical and applicative basic notions resulted from the experience of the authors and the specialty literature as well as the INTERNET.

The first part is presenting notions regarding the wearing of the metallic surface, one of the main causes of parts replacement, and thereafter “The Procedures for surfacing” and “Procedures for spray coating-metallization”.

In the presentation of the surfacing procedures it was considered the knowledge of those from the welding point of view, and their particularities are presented considering the surfacing (laying) operations realization, the working parameters and the modification of the welding equipments for surfacing operations realization as automatic or robotized as possible.

Therefore, there are presented the particularities and the types of procedures for the shielded arc welding, gas-shielded arc welding, sub-flux, electro slag, plasma, oxy-gas, etc, using a large range of adding materials specific for the surfacing operations in the shape of special electrodes, tubular rods electrodes, filled, tubular, flat wire, belt electrode, allied and special powders.

From the spraying plating procedures there are presented the traditional ones (with flame, electric arc) and the most modern and productive ones (plasma, laser, detonation, etc).There are presented the ecological aspect also regarding the noxes produced by these procedures.

The last chapter present “The cost calculation of welding surfacing” which in most of the cases is a decisional factor regarding the efficiency and the opportunity of applying the surfacing operations.

The course structure, the nature and the volume of the information were selected in such manner that transmit the students, master’s degree attendants and anyone interested in this field a volume of knowledge necessary to understand the welding surfacing procedures or spraying of the used parts or more recently of the new parts, having superior characteristics in the wearing (stress) zones.

The selections and the structure of the consulted bibliographic material was made considering the proportion and the utilization of the specialty notions, the level of difficulty and rational assimilation by the ones interested.

The course is addressing in general to the students in the field of industrial engineering, technological engineering, etc and especially to the ones in the main of Welding Equipment and Technology year V and Master’s Degree in welding, as well as the other mains students.

P.S. We wish to thank for the help that was given in the fulfillment of this paper by Dr. eng. Pavel Chise, Dr. Eng. Horia Binchiciu from SUDOTIM Timisoara as well as Drd. Eng. Kristina Lazar, drd. eng. Ionut Claudiu Roata, and student’d of Master’s Degree composed by Dan Petre, Dragoş Rotaru, Andrei Surcelea, Sorin Dozescu, Alexandru Pascu, who helped us with the electronic drafting on CD-ROM of the paper’s manuscript.

The Authors



3

CUPRINS

CAP.1 UZURA SUPRAFEŢELOR METALICE __________________________________ 11

1.1. Generalităţi________________________________________________________ 11 1.2. Tipuri de frecare____________________________________________________ 12

1.2.1.Frecarea uscată ________________________________________________ 12 1.2.2.Frecarea în prezenţa lubrifiantului__________________________________ 13

1.3. Tipuri de uzare _____________________________________________________ 14 1.3.1.Uzarea de adeziune _____________________________________________ 17 1.3.2.Uzarea de abraziune ____________________________________________ 18 1.3.3.Uzarea de oboseală _____________________________________________ 20 1.3.4.Uzarea prin coroziune ___________________________________________ 21 1.3.5.Alte tipuri de uzare _____________________________________________ 23

1.4.Influenţa stării de suprafaţă asupra dinamicii desfăşurării uzurii ________________ 25 1.5. Metode de măsurare a uzurii___________________________________________ 25

1.5.1. Metode discontinue de măsurare a uzurii ____________________________ 26 1.5.2.Metode continue de măsurare a uzurii _______________________________ 26

1.6.Metode de reducere a uzurii abrazive_____________________________________ 27 CAP.2. PROCEDEE DE RECONDIŢIONARE PRIN ÎNCĂRCARE PRIN SUDARE_____ 29

2.1.Generalităţi ________________________________________________________ 29 2.2.Încărcarea prin sudare cu arc electric cu electrozi înveliţi şi tubulari _____________ 30

2.2.1.Principii de bază _______________________________________________ 30 2.2.2.Diluţia şi pătrunderea ___________________________________________ 33 2.2.3.Particularităţi ale suprafeţelor obţinute prin încărcare ___________________ 34 2.2.4.Materiale de adaos pentru încărcare prin sudare cu electrozi înveliţi ________ 35

2.2.4.1.Clasificarea materialelor de adaos pentru încărcare _______________ 35 2.2.4.2.Descrierea aliajelor pentru încărcare pe bază de Fe________________ 41 2.2.4.3.Corelare între compoziţia chimică şi microstructură _______________ 44 2.2.4.4.Influenţa elementelor chimice asupra metalului depus _____________ 45 2.2.4.5.Alegerea materialelor pentru încărcarea prin sudare _______________ 46

2.2.5.Tehnologii pentru încărcare prin sudare cu arc electric cu electrozi înveliţi __ 47 2.2.5.1.Particularităţi conceptuale ale realizării pieselor prin încărcare cu

sudură _________________________________________________ 49 2.2.5.2.Criterii pentru alegerea eficientă a procedeelor şi a materialelor de

încărcare prin sudură ______________________________________ 53 2.2.5.3.Conducerea judicioasă a proceselor de încărcare _________________ 56 2.2.5.4.Alegerea parametrilor tehnologici de îcărcare____________________ 57 2.2.5.5.Tratamente termice după sudare ______________________________ 61

2.2.6.Încărcarea prin sudare cu arc electric cu electrozi tubulari ________________ 63 2.2.6.1.Analiza comparativă între încărcarea cu electrozi tubulari şi încărcarea

cu electrozi cu vergea plină _________________________________ 63



4

2.2.6.2.Tipuri de aliaje obţinute prin încărcarea cu electrozi tubulari înveliţi __ 64 2.2.6.3.Caracteristicile constructive ale electrozilor tubulari_______________ 68 2.2.6.4.Tehnici de încărcare cu electrozi tubulari _______________________ 70 2.2.6.5.Electrozi pentru încărcare fabricaţi pe plan mondial _______________ 71 2.2.6.6.Tendinţe pe plan mondial___________________________________ 77

2.3. Încărcarea prin sudare sub strat de flux___________________________________ 78 2.3.1.Principii de bază _______________________________________________ 78 2.3.2.Alierea în stratul depus la încărcarea prin sudare sub flux ________________ 80 2.3.3.Variante de încărcare prin sudare sub strat de flux______________________ 82

2.3.3.1.Procedeele de încărcare sub flux cu un electrod __________________ 82 2.3.3.2.Procedeele de încărcare prin sudare sub flux cu mai mulţi electrozi ___ 86

2.3.4.Fluxuri pentru sudare şi încărcare __________________________________ 92 2.3.4.1.Tipuri de fluxuri__________________________________________ 92 2.3.4.2.Caracteristicile fluxurilor ___________________________________ 93

2.3.5.Parametrii tehnologici la încărcare prin sudare sub flux__________________ 95 2.3.5.1. Parametrii tehnologici primari la încărcarea sub flux cu bandă ______ 95 2.3.5.2. Parametrii tehnologici secundari la încărcarea sub flux cu bandă_____ 99

2.3.6. Recomandări tehnologice privind parametrii utilizaţi la încărcares sub flux cu electrod bandă________________________________________________ 103

2.4. Încărcarea prin sudare cu arc electric în mediu de gaze protectoare ____________ 104 2.4.1.Principii generale _____________________________________________ 104 2.4.2.Încărcarea prin sudare cu hidrogen atomic (arc-atom) __________________ 105 2.4.3.Încărcarea prin procedeul de sudare W.I.G. __________________________ 106 2.4.4.Încărcarea prin procedeul de sudare MIG-MAG ______________________ 108

2.5. Încărcarea prin sudare în baie de zgură __________________________________ 114 2.5.1.Principii generale _____________________________________________ 114 2.5.2.Parametrii încărcării prin sudare în baie de zgură _____________________ 119

2.6. Încărcarea prin sudare cu plasmă ______________________________________ 119 2.6.1.Principii generale _____________________________________________ 119 2.6.2.Variante de încărcare prin sudare cu plasmă _________________________ 120

2.7. Încărcarea prin sudare cu flacără de gaze ________________________________ 125 2.7.1. Consideraţii generale privind încărcarea prin sudare cu flacără de gaze ____ 125 2.7.2. Recondiţionarea prin sudare cu flacără de gaze a pieselor din oţel carbon___ 126 2.7.3. Recondiţionarea prin sudare cu flacără de gaze a pieselor din fontă _______ 126 2.7.4. Recondiţionarea prin sudare cu flacără de gaze a pieselor din aluminiu ____ 127 2.7.5. Încărcarea prin sudare cu flacără de gaze cu materiale de adaos dure pe bază

de fier, cobalt şi nichel _________________________________________ 127 2.8. Defectele depunerilor _______________________________________________ 129 2.9. Metode pentru determinarea caracteristicilor fizico-chimice ale depunerilor______ 131

2.9.1.Determinarea compoziţiei chimice ________________________________ 133 2.9.2.Analiza metalografică __________________________________________ 133 2.9.3. Încercări sclerometrice _________________________________________ 134 2.9.4. Încercarea la uzare prin abraziune pe disc rotativ cu hârtie de şlefuit ______ 134

2.10. Aspecte ecologice privind elementele de aliere frecvent utilizate în aliajele metalice ________________________________________________________ 135



5

CAP.3 TEHNOLOGII DE ACOPERIRE TERMICĂ PRIN PULVERIZARE (METALIZARE)_____________________________________________________ 138

3.1.Generalităţi _______________________________________________________ 138 3.2.Principiul procedeelor de metalizare prin pulverizare _______________________ 140 3.3.Procedee de metalizare prin pulverizare termică ___________________________ 142

3.3.1.Pulverizarea termică cu flacără ___________________________________ 142 3.3.1.1.Pulverizarea cu flacără şi sârmă _____________________________ 142 3.3.1.2.Pulverizarea cu flacără şi pulbere ____________________________ 144 3.3.1.3.Pulverizarea cu flacără de înaltă viteză________________________ 148

3.3.2.Pulverizarea prin detonaţie ______________________________________ 150 3.3.3.Pulverizarea termică cu arc electric ________________________________ 151 3.3.4.Pulverizarea cu ajutorul curenţilor de inducţie________________________ 153 3.3.5.Pulverizarea termică cu jet de plasmă ______________________________ 154 3.3.6.Pulverizarea cu laser ___________________________________________ 156

3.4.Fenomene care se produc la interfaţa dintre stratul pulverizat (metalizat) şi substrat 157 3.4.1.Fenomenul de aderenţă _________________________________________ 157

3.4.1.1.Mecanismul aderenţei ____________________________________ 158 3.4.1.2.Determinarea aderenţei ___________________________________ 164

3.4.2.Factori de influenţă ai aderenţei___________________________________ 166 3.5. Caracteristici ale straturilor formate prin pulverizare termică _________________ 167

3.5.1.Caracteristici fizice ale straturilor pulverizate ________________________ 167 3.5.2.Caracteristici termice ale straturilor pulverizate_______________________ 168 3.5.3.Caracteristici electrice ale straturilor pulverizate ______________________ 169 3.5.4.Caracteristici chimice ale straturilor pulverizate ______________________ 169

3.6. Comportarea straturilor din metale pulverizate la eforturi ____________________ 170 3.6 1.Caracteristici la tracţiune________________________________________ 170 3.6 2.Rezistenţa la compresiune _______________________________________ 171 3.6 3.Duritatea ____________________________________________________ 172 3.6.4. Rezistenţa la oboseală _________________________________________ 173

3.7. Pregătirea suprafeţelor pentru metalizare ________________________________ 174 3.7 1.Controlul vizual al pieselor ______________________________________ 174 3.7 2.Curăţirea şi degresarea _________________________________________ 174 3.7 3.Controlul complex_____________________________________________ 174 3.7 4. Pregătirea suprafeţelor de metalizat _______________________________ 174

3.7 4.1.Prelucrarea mecanică pentru asigurarea grosimii stratului metalizat __ 175 3.7.4.2.Pregătirea mecanică pentru asigurarea aderenţei stratului metalizat __ 177 3.7.4.3.Pregătirea suprafeţei de metalizat prin utilizarea de straturi

intermediare de metale sau aliaje ____________________________ 179 3.7.4.4.Pregătirea suprafeţelor de metalizat prin sablare_________________ 180

3.8.Alegerea materialelor de adaos pentru pulverizare termică ___________________ 180 3.8.1. Sârme______________________________________________________ 180 3.8.2. Pulberi _____________________________________________________ 181

3.9.Tehnica metalizării _________________________________________________ 181



6

3.9.1.Prelucrarea suprafeţelor metalice__________________________________ 182 3.9.1.1.Prelucrarea prin strunjire __________________________________ 182 3.9.1.2.Prelucrarea prin aşchiere __________________________________ 182 3.9.1.3.Prelucrarea prin rectificare _________________________________ 183

3.9.2.Controlul, probele, încercările şi recepţia pieselor şi subansamblurilor recondiţionate ________________________________________________ 183

3.10.Noxe la pulverizarea termică _________________________________________ 183 3.10.1.Surse de noxe la pulverizarea termică _____________________________ 183 3.10.2.Vaporizarea materialului funcţional_______________________________ 185 3.10.3.Metode specifice de protecţie ___________________________________ 188

CAP.4 CALCULUL COSTURILOR ÎNCĂRCĂRII CU SUDURĂ___________________ 189

4.1.Costul materialelor de adaos __________________________________________ 189 4.2.Costul manoperei __________________________________________________ 190 4.3.Costul energiei electrice _____________________________________________ 191 4.4.Regia____________________________________________________________ 191 4.5.Costul total al încărcării______________________________________________ 191

BIBLIOGRAFIE ___________________________________________________________ 192



7

TABLE OF CONTENTS

CHP.1 THE ATTRITION OF METALIC SURFACES _____________________________ 11

1.1.Generalities ________________________________________________________ 11 1.2.Types of abrasion ___________________________________________________ 12

1.2.1. Dry abrasion__________________________________________________ 12 1.2.2. Lubricated abrasion ____________________________________________ 13

1.3. Types of attrition ___________________________________________________ 14 1.3.1. Attrition by adhesion ___________________________________________ 17 1.3.2. Attrition by abrasion ___________________________________________ 18 1.3.3. Attrition by exhaustion__________________________________________ 20 1.3.4. Attrition by corrosion ___________________________________________ 21 1.3.5. Different types of attrition _______________________________________ 23

1.4. The surface’s influence on the attrition’s dynamic __________________________ 25 1.5. Methods of measuring the attrition ______________________________________ 25

1.5.1. Discontinuous methods of measuring the attrition _____________________ 26 1.5.2. Continuous methods of measuring the attrition _______________________ 26

1.6. Methods of reducing the attrition by abrasion _____________________________ 27 CHP.2. RECONDITIONING METHODS BY RECHARGING BY WELDING _________ 29

2.1. Generalities _______________________________________________________ 29 2.2. Recharging by arc welding with covered and tubular electrodes _______________ 30

2.2.1. Basic principles _______________________________________________ 30 2.2.2. Dilution and penetration ________________________________________ 33 2.2.3. Particularities of the surfaces obtained by recharging. __________________ 34 2.2.4 Filler materials for recharging by welding with covered electrodes _________ 35

2.2.4.1. Classification of the filler materials for recharging _______________ 35 2.2.4.2. Description of the Fe alloys for recharging._____________________ 41 2.2.4.3. Correlation between the chemical composition and the microstructure. 44 2.2.4.4. The influence of the chemical elements on facing metal. ___________ 45 2.2.4.5. The selection of materials for the recharging by welding __________ 46

2.2.5. Technologies for recharging by arc welding with covered electrodes _______ 47 2.2.5.1. Conceptual particularities of achievement of recharging pieces by

welding ________________________________________________ 49 2.2.5.2. Criteria for efficiently selecting of methods and materials for

recharging by welding _____________________________________ 53 2.2.5.3. The cautious accomplishment of the recharging methods __________ 56 2.2.5.4. The selection of technological parameters for recharging __________ 57 2.2.5.5. Thermic treatment after welding _____________________________ 61

2.2.6. Recharging by arc welding with tubular electrodes_____________________ 63 2.2.6.1. Comparative analysis between the recharging with tubular and core wire

electrodes ______________________________________________ 63 2.2.6.2. Types of alloys obtained by recharging with tubular covered electrodes 64 2.2.6.3. Constructive characteristics of tubular electrodes ________________ 68



8

2.2.6.4. Recharging techniques with tubular electrodes __________________ 70 2.2.6.5. Recharging electrodes worldwide manufactured _________________ 71 2.2.6.6. Global tendencies ________________________________________ 77

2.3. Recharging by submerged arc-welding___________________________________ 78 2.3.1. Basic principles _______________________________________________ 78 2.3.2. Alloying in facing batch at submerged arc-welding ____________________ 80 2.3.3. Submerged arc-welding methods __________________________________ 82

2.3.3.1. Methods of recharging by submerged-arc welding with one electrode _ 82 2.3.3.2. Methods of recharging by submerged-arc welding with more electrodes 86

2.3.4. Welding and loading flux ________________________________________ 92 2.3.4.1. Types of fluxes __________________________________________ 92 2.3.4.2. Characteristics of fluxes ___________________________________ 93

2.3.5. Technological parameters at submerged arc-welding ___________________ 95 2.3.5.1. Primary technological parameters at recharging by submerged

arc-welding with band electrode______________________________ 95 2.3.5.2. Secondary technological parameters at recharging by submerged arc-

welding with band electrode ________________________________ 99 2.3.6. Technological suggestions regarding the used parameters at recharging by submerged arc-welding with band electrode______________________________ 103

2.4. Recharging by shielded arc welding ___________________________________ 104 2.4.1. Basic principles ______________________________________________ 104 2.4.2. Recharging by welding with atomic hydrogen _______________________ 105 2.4.3. Recharging by TIG welding method (GTAW) _______________________ 106 2.4.4. . Recharging by the M.I.G / M.A.C. welding method __________________ 108

2.5. Recharging by welding in slag bath ____________________________________ 114 2.5.1. Basic principles ______________________________________________ 114 2.5.2. Parameters of recharging by slag bath welding ______________________ 119

2.6. Recharging by plasma welding _______________________________________ 119 2.6.1. Basic principles ______________________________________________ 119 2.6.2. Different methods of recharging by plasma welding __________________ 120

2.7. Recharging by gas flame welding _____________________________________ 125 2.7.1. General suggestions regarding the recharging by gas flame welding ______ 126 2.7.2. Reconditioning the carbon steel pieces by recharging with gas flame welding 126 2.7.3. Reconditioning the cast iron pieces by recharging with gas flame welding _ 127 2.7.4. Reconditioning the aluminium pieces by recharging with gas flame welding 127 2.7.5. Recharging by gas flame welding using hard filler materials based on iron, cobalt

and nickel __________________________________________________ 129 2.8. Facing flaws______________________________________________________ 131 2.9. Methods for determining the physical - chemical characteristics of the facings ___ 131

2.9.1. Determining the chemical composition ____________________________ 133 2.9.2. Metallographic analysis ________________________________________ 133 2.9.3. Sclerometer tests _____________________________________________ 134 2.9.4. Abrasive wear test on rotary disc with abrasion paper _________________ 134

2.10. Ecological aspects regarding the alloying elements frequently used in metallic alloys 135



9

CHP.3 THERMIC COVERING TECHNOLOGIES BY ATOMISATION (METALLIZATION)__________________________________________________ 138

3.1. Generalities ______________________________________________________ 138 3.2. The principle of the methods metallization by atomization __________________ 140 3.3. Metallization methods by thermic atomization ____________________________ 142

3.3.1. Thermic atomization with flame _________________________________ 142 3.3.1.1. Atomization with flame and wire ___________________________ 142 3.3.1.2. Atomization with flame and powder _________________________ 144 3.3.1.3. The high speed flame atomization __________________________ 148

3.3.2. The atomization by detonation __________________________________ 150 3.3.3. The thermic arc atomization ____________________________________ 151 3.3.4. The induced current atomization. _________________________________ 153 3.3.5. The plasma-jet atomization _____________________________________ 154 3.3.6. The laser atomization __________________________________________ 156

3.4. Phenomena produced at the interface between the atomized ( metallized) layer and the sub layer __________________________________________________ 157 3.4.1. The adherence phenomenon ____________________________________ 157

3.4.1.1. The mechanism of adherence ______________________________ 158 3.4.1.2. Determining the adherence ________________________________ 164

3.4.2. Factors which influence the adherence ____________________________ 166 3.5. Characteristics of the stratum formed by themic atomization _________________ 167

3.5.1. Physical characteristics of the atomized ____________________________ 167 3.5.2. Thermic characteristics of the atomized layers _______________________ 168 3.5.3. Electric characteristics of the atomized layers________________________ 169 3.5.4. Chemical characteristics of the atomized layers ______________________ 169

3.6. The conduct of the atomized metal layers on effort ________________________ 170 3.6 1. The traction characteristics _____________________________________ 170 3.6 2. The resistance on compression __________________________________ 171 3.6 3. The hardness ________________________________________________ 172 3.6.4. The fatigue strenght ___________________________________________ 173

3.7. Preparing the surfaces for metallization _________________________________ 174 3.7 1. The visual inspection of the pieces ________________________________ 174 3.7 2. Cleansing and degreasing ______________________________________ 174 3.7 3. The complex inspection ________________________________________ 174 3.7 4. Preparing the surfaces for metallization ____________________________ 174

3.7 4.1. The mechanical processing to ensure the thickness of the metallized layer _________________________________________________ 175

3.7.4.2. The mechanical preparation to ensure the adherence of the metallized layer _________________________________________________ 177

3.7.4.3. Preparing the surface for metallization using intermediary layers of metals or alloys _________________________________________ 179

3.7.4.4. Preparing the surfaces for metallization by sanding _____________ 180 3.8. Selecting the filler materials for the thermic atomization ____________________ 180

3.8.1. Wires ______________________________________________________ 180 3.8.2. Powders ___________________________________________________ 181



10

3.9. The metallization technique __________________________________________ 181 3.9.1. Processing the metallic surfaces _________________________________ 182

3.9.1.1. Processing by turning ____________________________________ 182 3.9.1.2. Processing by cutting ____________________________________ 182 3.9.1.3. Processing by adjusting __________________________________ 183

3.9.2. The check, the tests, the trials and the acceptance of the of the pieces and of the reconditioned subsystems ______________________________________ 183

3.10. Insults issued on thermal atomization __________________________________ 183 3.10.1. The insults’ sources on thermic atomization ________________________ 183 3.10.2. The vaporization of the functional material_________________________ 185 3.10.3. Specific methods of protection _________________________________ 188

CHP.4 THE COSTS OF RECHARGING BY WELDING __________________________ 189 4.1. The filler materials’ cost ____________________________________________ 189 4.2. The conversion cost ________________________________________________ 190 4.3. The electric supply cost _____________________________________________ 191 4.4. Staging _________________________________________________________ 191 4.5. Total cost of recharging _____________________________________________ 191

REFERENCES ____________________________________________________________ 192



11

CAPITOLUL 1.

UZURA SUPRAFEŢELOR METALICE 1.1.GENERALITĂŢI

Procesul de frecare dintre suprafeţele de contact a pieselor metalice are ca efect pierderea de

energie (manifestată prin pierderea de căldură) şi uzarea fizică (manifestată prin desprinderi de material şi modificări ale stării iniţiale a acestor suprafeţe). Pierderile de material au consecinţă în modificarea dimensiunilor şi formei geometrice a suprafeţei de contact. Pentru anumite condiţii de temperatură pot interveni simultan şi modificări structurale ale straturilor superficiale. Toate acestea influenţează direct, sau indirect, capacitatea portantă a organelor de maşini, precizia de lucru a maşinilor şi utilajelor, cinematica funcţională, regimurile de lucru, ducând astfel la o funcţionare necorespunzătoare a maşinilor şi utilajelor şi în ultimă instanţă la scoaterea din uz a acestora.

Cauzele scoaterii din funcţiune a maşinilor şi utilajelor sunt prezentate în Figura 1.1.

7%9% 9% 9%

21%

11%

6%

16%

12%

59% exploatare incorectă

9% ritm de lucru neadecvat 12% utilizare necorespunzătoare

9% deservire incorectă 16% întreţinere incorectă

7% alte motive 6% personal neinstruit

41% deficiente tehnice

11% uzare 21% suprasolicitări

9% alte cauze

Fig.1.1. Cauzele scoaterii din funcţiune a maşinilor şi utilajelor.



12

Uzarea suprafeţelor metalice este un fenomen complex determinat de un număr mare de factori şi condiţii. Intervenţia concomitentă a compoziţiei sau naturii materialelor în contact, a proprietăţilor mecanice, a calităţii suprafeţelor, a parametrilor funcţionali (sarcină, viteză, temperatură), a calităţii ungerii şi lubrifiantului fac ca uzarea suprafeţelor metalice să apară ca o consecinţă a unor mecanisme diferite a căror acţiune se suprapun.

1.2 TIPURI DE FRECARE

Apariţia fenomenului de frecare dintre două suprafeţe metalice aflate în mişcare relativă,

reprezintă o componentă importantă a pierderilor suplimentare de energie. Frecarea reprezintă procesul de interacţiune moleculară, mecanică şi energetică, care are loc

între suprafeţele de contact aflate în mişcare relativă, în prezenţa sau absenţa unui lubrifiant sub acţiunea unei forţe normale de apăsare. Forţa de frecare apare ca o forţă tangenţială la nivelul suprafeţei de contact dintre cele două corpuri în mişcare relativă care acţionează în sensul opus mişcării şi este concretizată prin creşterea rezistenţei la mişcarea relativă, generând astfel încălzirea şi uzarea suprafeţelor. În funcţie de prezenţa sau absenţa lubrifiantului dintre suprafeţele în mişcare relativă, frecarea poate fi de două feluri: uscată şi în prezenţa lubrifiantului.

1.2.1. Frecarea uscată

Frecarea uscată este caracterizată prin contactul direct al suprafeţelor metalice în mişcare relativă în absenţa oricărui fel de lubrifiant între aceste suprafeţe. Această frecare se caracterizează prin valori mari ale coeficienţilor de frecare. Frecarea uscată este considerată ca fiind dăunătoare datorită efectelor ei principale (încălzire şi uzare) care conduc la apariţia şi menţinerea unor vibraţii (mişcări sacadate) sau scoaterea din uz a utilajelor. În ciuda acestor efecte negative, există situaţii în care frecarea este cunoscută ca un fenomen util, cum este în cazul: ambreiajelor, frânelor, transmisiilor cu roţi cu fricţiune.

Diferite teorii au fost enunţate în vederea explicării fenomenului complex de frecare după cum urmează: mecanică, moleculară, molecular-mecanică deformărilor elastice şi plastice, energetică-cuantică, electrostatică, prezentate în figura 1.2.

În urma analizei acestor teorii rezultă că forţa de frecare reprezintă o însumare a mai multor componente cum sunt cele necesare pentru: forfecarea eventualelor microsuduri ale microasperităţilor metalului mai dur; învingerea rezistenţelor la deplasarea şi zgârierea suprafeţelor de către particulele abrazive; producerea deformaţiilor locale elastice sau plastice; învingerea aderenţei suprafeţei în contact direct; învingerea rezistenţei la frecare în filmul de lubrifiant.

Forţa de frecare este influnţată de un complex de factori dintre care se menţionează: sarcina normala FN, viteza de alunecare relativă a corpurilor Va, felul contactului, calitatea şi rugozitatea suprafeţelor în contact, materialele cuplei, caracterul rigid sau elastic al suprafeţelor, temperatura suprafeţelor, prezenţa lubrifiantului sau a impurităţilor.

Datorită influenţelor directe ale forţei de frecare asupra randamentului maşinilor şi utilajelor este necesar să se acţioneze în sensul reducerii coeficientului de frecare la alunecare, rostogolire sau pivotare. În situaţiile în care fenomenul de frecare este utilizat pentru transmiterea mişcării şi puterii mecanice, valoarea coeficienţilor de frecare trebuie să fie cât mai mare.



13

moleculară molecular-mecanică

deformări elastice deformări plastice energie cuantică electrostatică

Fig.1.2. Sinteza principalelor teorii privind explicarea fenomenului complex de frecare uscată

1.2.2. Frecarea în prezenţa lubrifiantului

În construcţia şi funcţionarea în exploatare a maşinilor şi utilajelor frecarea uscată nu este singurul mijloc producător de uzare, deoarece în anumite condiţii chiar şi în prezenţa lubrifiantului poate avea loc contactul dintre microasperităţile suprafeţelor în contact.



14

Uzarea poate fi provocată în prezenţa lubrifiantului în cazul următoarelor tipuri de frecare: limită (onctuasă prin aderenţă sau semiuscată); semifluidă(mixtă); elasto-hidrodinamică (EHD) şi fluidă (hidrodinamică, gazodinamică, magnetohidrodinamică). Folosirea regimului de frecare fluidă produce cel mai mic coeficient de frecare şi deci o intensitate de uzare redusă.

Frecarea limită este caracterizată prin interpunerea unuia sau mai multor straturi subţiri

moleculare de lubrifiant care împiedică contactul direct. Importanţa practică a acestui tip de uzare este reducerea considerabilă a uzării suprafeţelor în contact chiar dacă coeficientul de frecare este numai de câteva ori mai mic. Regimul de frecare limită reprezintă un fel de barieră împotriva uzării. Frecarea limită se întâlneşte la asamblări care funcţionează la temperaturi ridicate, ca de exemplu ansamblări piston - bolţ, segment - cilindru.

Frecarea semifluidă (mixtă) apare la limita frecării fluide atunci când suprafeţele conjugate ale

suprafeţelor de frecare prezintă un anumit grad de rugozitate. Deşi pelicula de lubrifiant are o grosime corespunzătoare lubrifierii fluide, aceasta se întrerupe temporar datorită atingerii vârfurilor proeminente ale microasperităţilor, realizându-se astfel pentru scurt timp contactul direct între suprafeţe. Acest tip de frecare nu poate fi evitat în regimurile tranzitorii ale maşinilor (pornire-oprire). Regimul de frecare semifluidă nu este un regim de funcţionare normal al suprafeţelor în frecare, e unul de trecere a cărui durată trebuie să fie cât mai redusă.

Frecarea elasto-hidrodinamică se caracterizează prin existenţa unei pelicule subţiri şi continuă

de lubrifiant în zona contactului liniar sau punctiform între suprafeţele de frecare în condiţiile unei încărcări dinamice mari (angrenaje, lagăre de rostogolire). Fenomenele care apar la acest tip de frecare sunt explicate prin deformaţii elastice ale suprafeţelor în contact, determinate de sarcinile exterioare şi presiunile hidrodinamice mari, dar şi prin modificările care intervin în vâscozitatea şi aderenţa lubrifiantului. Creşterea vâscozităţii datorită presiunii şi aplatizarea suprafeţelor prin deformare elastică duc la reţinerea lubrifiantului în zona de contact şi la formarea unor pelicule mai groase de lubrifiant. În cazul acestui regim de frecare se asigură o lubrifiere corespunzătoare, fluidă, la angrenaje şi rulmenţi greu încărcaţi în condiţii de uzare relativ reduse.

Frecarea fluidă asigură o separare teoretic perfectă a suprafeţelor solide printr-o peliculă

continuă şi portantă de lubrifiant a cărui grosime minimă este mai mare decât suma înălţimilor maxime ale microasperităţilor suprafeţelor. În cazul frecării fluide hidrodinamice, crearea filmului autoportant se datorează mişcării relative a suprafeţelor, vâscozităţii şi cantităţii de lubrifiant. Această situaţie este des întîlnită la lagărele cu alunecare. În cazul frecării fluide hidrostatice, pelicula portantă (de lichid sau gaz) este creată prin introducerea lubrifiantului sub presiune în funcţie de mărimea presiunii medii din lagăr, obţinându-se astfel şi o bună răcire, stabilitate, reglaj.

1.3 TIPURI DE UZARE

Pentru înţelegerea fenomenelor care intervin în timpul uzării suprafeţelor metalice au fost propuse diferite scheme de clasificare a tipurilor de uzare. Una din aceste scheme este reprezentată de Normele Germane DIN 50 320 care prezintă un model cu ajutorul căruia se pot caracteriza diferitele tipuri de uzare în funcţie de factorii care determină iniţierea şi desfăşurarea procesului de uzare.(Tabelul 1.1)



15

Tabelul 1.1. Clasificarea domeniilor de uzare conform DIN 50 32

Tipuri de uzuri X-predominant;

0 - mai puţin important

Cuplă de frecare

Solicitare tribologică

Exemple practice

Tipul uzării

Ade-ziune

Abrazi-une

Cu smul- gere

Reactii Tribo-chimi-

ce • Două solide *Rupere film lubrifiant (uscată)

Alunecare rulare rostogolire împingere

Lagăr uns hidrodinamic

—

—

—

x

0

Alunecare

Căi de ghidare, lagăre de alunecare, bucşe, arbori

Frecare de alunecare

x

0

0

x

Rulare

Rulmenţi, roţi dinţate, flancurile arborilor cu came

Uzură de rostogolire şi rulare

0

0

x

0

Mişcare oscilatorie

Arcuri pentru amortizoare, telescoape, suporţi pentru arcuri

Uzură datorată miscării oscilatorii

x

x

x

x

*Două solide (semifluidă)

Împingere

Supape, limitator de cursă

Uzură de apăsare

0

0

x

0

Împingere

Plăci preluare impact

Uzură abrazivă de apăsare,

—

x

x

0

*Corp solid • Particule

Alunecare

Cupă excavator, burghie pentru piatră, şnecuri de transport

Uzură abrazivă de alunecare

—

x

—

0



16

Alunecare

Lagăre alunecare murdare(sub influenţa temperaturii apar procese nedorite în lagăre)

0

X

X

0

Rostogolire

Mori de măcinat, extrudare melcată

0

X

X

0

*Corp solid *Particule

Apăsare

Mori de măcinat

Uzură de abraziune între trei corpuri

0

0

X

0

*Corp solid *Suspensie de particule în lichid

Curgere

Pompe, conducte

Uzură de eroziune (hidroabra-zivă)

—

X

X

0

Curgere

Instalaţii pneumatice de transport

Uzură (alunecare) eroziune pneumatică

0

X

X

0

*Corp solid *Gaz care conţine particule

Apăsare Curgere

Instalaţii transport ciment, cereale, praf de cărbune

Uzură prin lovire de particule

0

X

X

0

Curgere (turbionare) ondulatorie

Pompe, ventilatoare, elice navale

Coroziune de cavitaţie

—

—

X

0

Apăsare

Palete de turbine. Turbine cu aburi

Eroziune prin lovire particule lichide.

—

—

X

0

*Corp solid *Lichid

Curgere

Pompe, supape, conducte

Eroziune prin deplasarea lichidului

—

—

0

X

* Corp solid* Gaz

Curgere

Scuturi termice, turbine de gaz

Eroziune gazoasă

—

—

—

X



17

În funcţie de natura lor, fenomenele care intervin în procesele de uzare se pot încadra în trei clase fundamentale; mecanice, chimice si termofizice, ale căror tipuri fundamentale de uzare sunt: de adeziune, de abraziune, de oboseala şi de coroziune .

1.3.1. Uzarea de adeziune

Uzarea de adeziune (contact) apare în toate formele de frecare atunci când suprafeţele conjugate nu mai sunt complet separate de filmul de lubrifiant. Acest tip de uzare se produce prin sudarea şi ruperea punţilor de sudare între microzonele de contact, caracterizându-se printr-un coeficient de frecare ridicat şi o intensitate mare de uzură. Aceste microzone de contact apar ca urmare a faptului că suprafeţele metalice, chiar şi cele mai fin prelucrate, prezintă numeroase asperităţi care la contactul direct dintre suprafeţe, suportă, pe vârful lor, sarcini foarte mari. Datorită acestor forţe excesive, asperităţile suferă o deformare plastică care încetează în momentul când suprafaţa reală de contact devine suficient de mare ca să suporte sarcina respectivă.

Deformarea plastică este însoţită de cele mai multe ori de formarea microsudurilor punctiforme între vărfurile asperităţilor opuse(Figura 1.3.a), unde τf1 şi τf2 fiind eforturile de forfecare ale materialelor celor două suprafeţe, iar τs al microsudurilor.

Fig.1.3.Uzarea de adeziune

a) joncţiuni b) micro suduri c) forfecare

În conformitate cu teoria punţilor de sudură

pot avea loc următoarele situaţii: - dacă τs < τf1 şi τf2 atunci ruperea se va produce chiar la nivelul sudurii (Figura1.3.b); - daca τs > τf1 şi τf2 atunci ruperea se va produce fie la suprafaţa mai moale cu transfer de material de pe o suprafaţă pe cealaltă, fie în ambele suprafeţe cu eliberarea particulelor de uzare (Figura1.3.c), care pot provoca rizuri pe suprafaţa mai moale.

O consecinţă a uzării de adeziune este griparea, care apare la sarcini mari, în lipsa lubrifiantului sau la străpungerea peliculei de lubrifiant în urma unor încălziri ridicate până la temperatura de topire a materialului. Sub acţiunea

sarcinii, suprafeţele metalice aflate în mişcare relativă se apropie la o distanţă de interacţiune atomică, situaţie în care adeziunile sau microcontactele puternice ce se uzează nu mai pot fi forfecate şi deplasarea relativă între suprafeţe încetează, cupla de frecare fiind astfel blocată.

Fenomenul de gripare poate lua două forme în funcţie de temperatura la care acesta se produce: 1. Griparea la temperaturi joase (griparea atermică), este caracteristică unor viteze reduse de

deplasare ale suprafeţelor de frecare (apar deformaţii plastice ale stratului superficial de forfecare) şi se caracterizează prin valori mari ale coeficientului de frecare şi o evoluţie rapidă a fenomenului.



18

2. Griparea la temperaturi înalte (griparea termică), este caracteristică unor viteze mari de deplasare şi apare ca urmare a energiei termice acumulate în zona de contact şi se caracterizează prin valori mai mici ale coeficientului de frecare şi o evoluţie mai redusă a vitezei de uzare. Apariţia fenomenului de gripare este favorizată de un rodaj necorespunzător; jocuri prea mici între suprafeţe; utilizarea unui lubrifiant necorespunzător calitativ; depăşirea unor parametri funcţionali.

1.3.2. Uzarea de abraziune

Acest tip de uzare este de natură pur mecanică şi poate fi recunoscută prin urmele lăsate prin microaşchiere de către părţile ascuţite ale particulei dure sau asperităţilor pe direcţia de mişcare, sau prin deformare plastică în cazul asperităţilor rotunjite şi sarcină mare. Fenomenul de uzare de abraziune este strâns legat de prezenţa mediului abraziv în zonele de frecare, fiind facilitat în domeniul cel mai larg al vitezelor de alunecare şi al presiunilor specifice. Particulele dure pot proveni de la forfecarea prealabilă a unor contacte (uzare de adeziune), desprinderi de porţiuni din stratul de suprafaţă mai dură, prin desprinderea şi evacuarea materialului unor ciupituri, precum şi prin produsele metalice ale altor uzări. Caracterul uzării nu se schimbă, indiferent de provenienţa particulelor abrazive, externă sau internă.

Rezultatele uzării abrazive sunt dependente de: - natura cuplului de material, în sensul că o duritate mai mare a suprafeţei opune o rezistenţă

sporită acţiunii de uzare, iar materialele plastice permit implantarea particulelor dure în ele; - natura, forma şi mărimea abrazivului; - presiunea specifică şi viteza de alunecare; - condiţiile de funcţionare (sarcină şi viteză); Natura materialelor joacă un rol important în procesul de uzare de abraziune fiind în strânsă

legatură cu proprietăţile de duritate şi plasticitate. Duritatea aliajelor metalice controlează direct rezistenţa acestora la acţiunea de străpungere sau sfâşiere a abrazivului. Pătrunderea granulei abrazive în metalul de bază şi îndepărtarea aşchiei de material de pe suprafaţa de frecare mai moale se produce când tensiunea la frecare (datorată acţiunii asociate eforturilor tangenţiale şi normale) depăşeşte rezistenţa la rupere a metalului. (Figura 1.4)

Pătrunderea particulei brazive în metalul de bază este favorizată de microrelieful suprafeţelor în frecare. În unele cazuri chiar granulele abrazive puţin proeminente întâlnind în drum asperităţile de pe suprafeţe le retează fără să provoace o aşchiere propriuzisă.

În funcţie de condiţiile de funcţionare, uzarea de abraziune poate fi clasificată în urmatoarele tipuri principale: abraziune prin impact, abraziune sub presiuni reduse, abraziune sub presiuni ridicate şi abraziune prin eroziune.

Fig.1.4. Fazele uzării prin abraziune la o cuplă de frecare



19

Abraziunea prin impact se manifestă prin pierdere de material de pe suprafeţele metalice datorită acţiunii intense a materialelor minerale dure. (Figura1.5.a) Presiunile locale ridicate şi şocurile puternice fac ca mineralele abrazive să taie, să zgârie suprafaţa metalică şi să producă canale vizibile cu ochiul liber.

Acest proces de uzare este caracteristic transportării materialelor minerale abrazive sau în cazul reducerii, prin sfărâmare, a dimensiunilor blocurilor mari de material. Pentru a se rezista la abraziunea de impact, suprafeţele metalice necesită o rezilienţă bună pentru a rezista împotriva fisurării şi o duritate ridicată pentru a rezista la abraziune.

Abraziunea sub presiuni de contact ridicate este provocată de contactul intens dintre materialul abraziv şi suprafaţa metalică. (Figura 5.c)

Impact

A.

B..

C.ConcasorMoara cu bile

Identificarea mecanismului uzar i i abrazive intalnitei in practica

Uzura prin deformare plastica si fisurare in functi de marimea solicitarilor si de calitatea metalului de baza supus uzarii

Uzura regulata fara cojire.Aspectul suprafetei polizat,lustruit,lucios.

Jgheab

Fig.1.5 Tipuri de uzare abrazivă reprezentativă: a-abraziune prin impact; b-abraziune sub presiuni

reduse; c-abraziune sub presiuni ridicate. Această situaţie apare în cazul echipamentelor de măcinare şi sfărâmare (mori cu bile, concasoare), instalaţii de foraj. Presiunile de contact sunt ridicate şi cauzează pătrunderea particulelor minerale dure în suprafaţa metalică, fisurarea fazelor fragile prezente în matricea metalică de bază, şi deformarea plastică a acesteia.

Abraziunea sub presiune scăzută, fără şocuri este provocată de acţiunea de alunecare a particulelor care se mişcă liber la suprafaţa unei suprafeţe metalice. Presiunile implicate sunt în general reduse şi nu depăşesc rezistenţa la strivire a materialului abraziv. Cu toate acestea, particulele abrazive dure, colţuroase produc o polizare a suprafeţei şi deci o pierdere de material.

Abraziunea prin eroziune se produce la vehicularea liberă a particulelor abrazive dure de dimensiuni reduse dar având o energie cinetică (datorată vitezelor mari de circulaţie din zonele de frecare) suficientă pentru ca impactul lor pe suprafeţele metalice să se transforme într-o uzură abrazivă progresivă a suprafeţelor. Pe suprafeţele ductile apar goluri şi scobituri, iar pe suprafeţele fragile apar şi



20

se propagă fisuri. Dimensiunile acestor deteriorări depind de dimensiunile particulelor, forma, construcţia, viteza şi unghiul de atac. La unghiuri de atac relativ mici, uzarea abrazivă este provocată de procesul de tăiere sau prelucrare şi de viteza de uzare care este dependentă de duritatea suprafeţei metalice. La unghiuri de atac mari, particulele abrazive care lovesc suprafaţa provoacă deformarea plastică, fisurarea şi formarea craterelor. Pentru a urmări rezistenţa la uzare este necesară folosirea unor materiale de încărcare capabile să absoarbă o cantitate mai mare de energie fără a se deforma sau fisura (cauciuc, polimeri).

1.3.3. Uzarea de oboseală Uzarea de oboseală este rezultatul unor solicitări ciclice a suprafeţelor în contact, urmată de

deformaţii plastice în reţeaua atomică a stratului superficial, de fisuri, ciupituri sau exfolieri. Factorii care influenţează uzarea de oboseală sunt: structura materialelor pieselor în frecare, temperatura, tipul solicitării, concentrarea eforturilor, frecvenţa solicitărilor variabile, dimensiunile pieselor. Aceste uzări apar în general, sub formă de desprinderi de particule din material, lăsând urme caracteristice fiecărui gen de uzare. Uzările de oboseala sunt: uzarea prin ciupire ( pittingul), uzarea prin exfoliere şi uzarea prin cavitaţie.

Uzarea prin ciupire (pitting) este o formă a uzării de oboseală a suprafeţelor cu contacte punctiforme sau liniare şi se poate recunoaşte sub forma caracteristică de cratere sau ciupituri (diferite de cele de adeziune provocate prin smulgeri). Acest tip de uzare are loc în cazul materialelor cu durităţi mai mari de 350 HB. În acest caz, modul de funcţionare dă naştere unor eforturi unitare în punctele de contact, având un caracter pulsator. Oboseala stratului se exteriorizează prin fisuri foarte fine în locurile slăbite dintre cristale: la suprafaţă, în punctele de concentrare a tensiunilor sau la o anumită adâncime, în stricta apropiere a suprafeţei, în locul în care există efortul unitar maxim de forfecare, sub acţiunea presiunilor mari de contact şi în prezenţa unui lubrifiant cu vâscozitate scăzută. Acesta pătrunde în cele mai mici fisuri contribuind astfel la dislocarea unor particule de material printr-o puternică acţiune de pană. La început apar mici ciupituri, care în timp şi prin cumulare se transformă în mici cratere, de dimensiunile unei gămălii de ac şi chiar mai mari.

Uzarea prin exfoliere (cojire) este caracterizată prin desprinderea de mici particule metalice, de ordinul a 1 μm, sau de oxizi de ordinul a 0.01 μm, care se produc la materialele metalice cu un grad înalt de plasticitate în momentul în care este depăşită rezistenţa la forfecare în zonele de contact cu frecări concentrate. Exfolierea este activată de tensiunile interne rămase în urma tratamentelor termice defectuase de călire, cementare sau nitrurare prin micşorarea mobilităţii atomilor în reţea.

Uzarea prin cavitaţie poate fi definită ca un proces de distrugere a suprafeţei, şi deplasare de material sub formă de mici particule, produsă de mediul lichid sau gazos în contact cu metalul fără prezenţa celei de a doua suprafeţe de frecare. Acest tip de uzare mai poartă şi denumirea de eroziune de cavitaţie sau coroziune de cavitaţie şi în mod normal se produce pe suprafaţa paletelor, rotoarelor de pompă, cilindrii de motoare Diesel care vin în contact cu fluide aflate la viteze mari. Uzarea prin cavitaţie poate fi explicată prin mişcările relative mari sau schimbările de viteză dintre un lichid şi metal. Astfel presiunile locale se reduc, în fluid se produce transformarea de energie, temperatura lichidului depăşeşte punctul de fierbere, astfel formându-se mici pungi de vapori de gaze, aşa numitele pungi de cavitaţie. În momentul în care presiunea revine la normal sau creşte are loc o implozie (spargerea bulelor de gaz) cu forţe mari de impact pe microzonele suprafeţei metalice, astfel producându-se oboseala stratului şi apariţia de ciupituri de cavitaţie.



21

1.3.4. Uzarea prin coroziune Uzarea prin coroziune se manifestă prin deteriorarea suprafeţei de contact, şi deci pierdere de

material, datorită acţiunii simultane sau succesive a factorilor chimici agresivi din componenţa mediului de lucru şi a solicitărilor mecanice.

Mecanismul uzării presupune corelarea efectelor de coroziune chimică, electrochimică şi mecanochimică.

Uzarea de coroziune se produce prin înlăturarea produşilor de coroziune care au luat naştere pe suprafaţa de frecare, atât în perioada de repaus cât şi în cea de funcţionare. Astfel procesul uzării de coroziune se desfăşoară în doua faze distincte:

- formarea produşilor de reacţie pe cale chimică, electrochimică şi mecanochimică; - înlăturarea acestor produşi de pe suprafaţa de frecare prin intermediul lubrifianţilor; Coroziunea chimică este o acţiune chimică continuă a mediului ambiant asupra suprafeţelor

elementelor componente ale maşinilor şi utilajelor. Fenomenul de coroziune chimică poate evolua diferit, în funcţie de parametrii fizicochimici ai materialului respectiv. În perioada de repaus fenomenul de coroziune acţionează din punct de vedere chimic numai asupra suprafeţelor deschise care nu trec prin zona de contact.

Dacă fenomenul de coroziune are loc în mediu gazos, la temperaturi obişnuite, produsul coroziunii este volatil (reacţia fierului cu clorul), pentru oxigen, la temperaturi ridicate produsul coroziunii apare sub formă de pelicule aderente de oxizi, care micşorează secţiunea piesei. În cazul în care fenomenul de coroziune are loc în mediu lichid neelectrolitic, se produce o dizolvare a metalului fără formare de pelicule protectoare (aluminiul în clorura de amoniu, plumb în clorura de plumb).

În cazul pieselor din oţel, încălzite în cuptoare, pentru a fi prelucrate sau recondiţionate prin deformare plastică sau tratamente termice, fenomenul de coroziune este însoţit de o decarburare a cementitei, cu formare de straturi de oxizi, care în cazul prelucrărilor se desprind ducând la pierderi mari de metal. Decarburarea şi formarea hidrurilor este favorizată de temperatura ridicată din cuptoare, de peste 973 K.

În cazul pieselor din fontă, o încălzire de lungă durată sau cu alternanţe face ca pătrunderea agentului oxidant la limita dintre cristale să dea produşi de coroziune voluminoşi.

Coroziunea electrochimică presupune, pe lângă reacţiile chimice şi un transfer de sarcini electrice la suprafaţa de separare între metal şi mediul coroziv. În cazul contactului metal - mediu coroziv, metalele au tendinţa să treacă sub formă de ioni în mediul coroziv, lăsând pe suprafaţa metalului o sarcină electrică, formată din electronii corespunzători atomului metalic ionizat-Figura1.6. Sarcina negativă a suprafeţei metalice atrage o cantitate egală de ioni pozitivi, aflaţi în imediata vecinătate a suprafeţei, cantitate echivalentă cu numărul sarcinilor suprafeţei.

În acelaşi timp, la suprafaţa metalului imersat în mediul coroziv are loc absorbţia de constituenţi ai mediului, dipolii apei şi moleculele polarizabile, prezente în mediul coroziv, orientându-se sub influenţa sarcinii suprafeţei.

Între metalul încărcat cu sarcini de un anumit semn şi soluţia ce conţine sarcina de semn contrar ia naştere o diferenţă de potenţial, denumită potenţial de electrod, a cărui mărime în stratul dublu depinde de tendinţa ionului metalic de a părăsi reţeaua.



22

Anioni specificabsorbiti

Metal

Strat primar de apa

Strat secundar de apa

Solutie Cationi saturati

Fig.1.6. Procese care au loc la contactul metal-mediu agresiv

Această reacţie de ionizare a metalului constituie reacţia anodică a procesului de coroziune. Electronii eliberaţi în procesul de oxidare trebuie să fie acceptaţi de un component al mediului

coroziv, a doua reacţie constituind-o reducerea mediului coroziv, aceasta fiind reacţia catodică a procesului de coroziune. Această reacţie catodică poate da naştere procesului de coroziune. Prin depistarea şi eliminarea sau reducerea vitezei acesteia, se ajunge de cele mai multe ori la soluţionarea unor probleme importante de coroziune.

Metalul şi mediul coroziv vor fi străbătute de un curent electric propriu, generat de procesele electrochimice, care se desfăşoară la limita dintre cele două faze. Diferenţa de potenţial poate fi creată de aerosoli, impurităţile atmosferice care cad pe suprafaţa pieselor, plasându-se în microneregularitatea suprafeţelor, absorb umiditatea din atmosferă creând astfel transferul de electroni. Aceasta fiind explicaţia de ce suprafeţele cu rugozităţi mai mari şi atmosfere mai poluate favorizează fenomenul de coroziune.

O formă caracteristică a coroziunii electrochimice este reprezentată de oxidarea fierului (ruginirea) , datorată acţiunii combinate a oxigenului şi a apei la temperatură normală.

Coroziunea în mediu lubrifiant. de natură electrochimică, apare în cazul prezenţei în lubrifiant a unor mici cantităţi de apă, care în contact cu suprafaţa, formează microcelule electrolitice. Corozivitatea lubrifianţilor se poate datora şi sulfului provenit din uleiul de bază sau din combustibil, precum şi alterării lubrifianţilor, care pot căpăta proprietăţi corozive datorate temperaturii exagerate de lucru.

Coroziunea mecanochimică (tribochimică) se referă la modificările suferite de suprafaţa de frecare în timpul funcţionării. După natura solicitărilor mecanice, coroziunea mecanochimică se poate împarţi în trei clase, şi anume: coroziunea de detensionare, coroziunea de oboseală şi coroziunea tribochimică propriu-zisă. - coroziunea de detensionare apare datorită solicitărilor mecanice statice, prin care se distruge stratul

protector producându-se o intensificare a efectului coroziv; - coroziunea de oboseală apare datorită solicitărilor periodice, fenomenul de oboseală propriu-zis

fiind activat de prezenţa unui anumit mediu ambiant. Prin acţiunea combinată a factorilor mecanici şi chimici are loc creşterea uzării şi scăderea accentuată a rezistenţei la oboseală;



23

- coroziunea tribochimică apare ca o consecinţă a solicitărilor de frecare. Solicitările de frecare nu declanşează reacţii chimice. Acestea provoacă în prealabil, modificări în starea suprafeţei sau în structura internă, degajări mari de energie termică, acumulări de potenţial electrostatic, care fac posibile sau în anumite cazuri accelerează reacţiile chimice ale materialelor suprafeţei de frecare cu mediul ambiant respectiv.

Dintre numeroşii factori care intervin în procesul de uzare prin eroziune-lubrifianţii, aditivii, combustibilul, condiţiile de funcţionare şi tehnologice, natura materialelor, temperturile etc- natura materialelor, temperatura şi mediul de ungere reprezintă rolul cel mai important în toate procesele corozive, ceilalţi factori având o contribuţie specifică la uzarea suprafeţelor metalice.

1.3.5. Alte tipuri de uzare

Institutul Internaţional de Sudură (I.I.S) propune în documentul II 1326/97 o altă clasificare a tipurilor fundamentale de uzare, în care se regăsesc şi cele patru tipuri de uzare prezentate mai sus:

Uzarea

Uzarea metal pe metal Uzarea metal cu mineral

Obo

seal

a ter

mom

ecan

ica

Frec

are-

adez

iune

Cav

itatie

Eroz

iune

Sfar

amar

e

Alu

neca

re

Asc

hier

e

Fig.1.7.Clasificarea tipurilor fundamentale de uzare

Principalii factori implicaţi în procesul de uzare, caracteristicile fenomenului şi exemple privind uzarea prin frecare-adeziune şi prin oboseală termomecanică sunt prezentate în tabelul 1.2.



24

Tabelul 1.2. Factori/caracteristici/exemple în procesul de uzare la frecarea prin adeziune şi oboseală Nr. Crt Factori/Caracteristici/Exemple Frecare-adeziune Oboseala

termomecanică 1 Factori implicaţi -presiune de contact

-viteza de translaţie-rotaţie -domenii de temperaturi staţionare sau tranzitorii -lubrifierea

-presiune de contact -presiuni mecanice alternative -cicluri de temperatură -răcire forţată cu apă (coroziune); -oxidările intercalate;

2 Caracteristici -transfer de material de la corpul mai moale la corpul mai dur -apariţia fisurilor perpendicular pe direcţia de dislocare

-reţea de fisuri -microaşchiere -oxidare -abraziune

3 Exemple Suprafeţe de ghidare, ghidaje, lagăre

-scule de forare, scule de trefilare sârmă şi de extruziune la cald

Principalii factori implicaţi în procesul de uzare, caracteristicile fenomenului şi exemple privind cele cinci tipuri de uzare prin abraziune sunt prezentate în tabelul 1.3.

Tabelul 1.3. Factori /caracteristici/ exemple la uzarea prin abraziune

Nr.crt Tipul de uzare Factori Exemple 0 1 2 3 1 Abraziune prin alunecare -presiune scăzută

-viteză relativ redusă -jgheaburi -conveioare gravitaţionale -canale de încărcare furnale

2 Abraziune prin sfărâmare -presiune ridicată -viteză relativ redusă

-transportor elicoidal -echipamente de extruziune -palete de amestecătoare

3 Abraziune prin aşchiere -presiune înaltă combinată cu impact

-fălci de concasor -conuri de furnal -lame şi ciocane

4 Eroziune -particule minerale fine în curenţi de gaz -viteză înaltă -curgeri laminare sau turbulente

-scaune de ventile -scaune de clopote de furnal -palete de ventilator

5 Cavitaţie -particule minerale fine în curenţi de lichid -viteză înaltă -curgeri turbulente

-elice de nave -injectoare pentru turbine hidro -roţi hidraulice



25

1.4 Influenţa stării de suprafaţă asupra dinamicii desfăşurării uzurii

Dintre factorii care influenţează procesul uzării, starea suprafeţei pieselor, calitatea lubrifiantului utilizat şi modul de ungere au o influenţă determinantă asupra dinamicii procesului de uzare.

Pentru un cuplu de piese cu mişcare relativă, rodajul poate fi asimilat cu un proces tehnologic de finisare, proces care duce la modificarea diferenţiată a celor doua piese ale cuplului. În acest caz, rodajul realizează jocul funcţional corect dintre piesele cu mişcare relativă, corectează defectele de microgeometrie şi câte odată şi pe cele de macrogeometrie ale pieselor.

Starea suprafeţei pieselor (microasperităţile şi caracteristicile fizico-mecanice ale stratului superficial) ce nu prezintă microfisuri sau pete de ardere, influenţează pozitiv comportarea în exploatare a unui material căruia i s-a aplicat un tratament termic. În cazul pieselor utilajelor tehnologice nu este suficient ca piesa să reziste solicitărilor mecanice mari, ci este necesar ca stratul superficial să reziste la uzură sau la şocuri termice repetate, funcţie de rolul funcţional al acestuia. Astfel, un cilindru de laminor ce are stratul superficial degradat nu va rezista presiunilor specifice mari şi şocurilor termice din timpul procesului de laminare la cald. În acest caz, va rezulta o uzură rapidă sau chiar exfolierea stratului superficial degradat.

În cazul contactului real a două suprafeţe în mişcare relativă, la început microasperităţile se deformează, se uzează şi se distrug, mai accentuat datorită presiunii de contact; pe măsură ce suprafeţele de contact dintre microasperităţi devin mai mari, viteza de uzare scade până la o valoare caracteristică perioadei de funcţionare normală. În situaţia în care jocul dintre piese se măreşte exagerat de mult, viteza de uzare va creşte până la valoarea uzurii de avarie.

Cu cât asperităţile sunt mai mari şi caracteristicile fizico-chimice ale stratului superficial mai reduse, cu atât se ajunge mai repede la jocuri anormale între piese, deoarece prin uzare acestea ies din câmpul de toleranţă stabilit funcţionării corecte. La piesele foarte importante din punct de vedere funcţional se indică pe desenul de execuţie, direcţia de mişcare a pieselor la uzare şi direcţia urmelor sculei aşchietoare, ce trebuie să fie perpendiculare pe direcţia de mişcare.

Astfel, toate formele de asperităţi obţinute prin diferite procedee de finisare mecanică pot fi grupate în trei grupe reprezentative şi anume: prima grupă reprezintă microasperităţi ascuţite cu pasul mic, a doua grupă microaperităţi cu vârf dar cu pas mai mare şi a treia grupă a microasperităţilor cu palier obţinute în urma proceselor de finisare.

În primul caz uzura se produce rapid în perioada de rodaj până se obţine o suprafaţă portantă optimă unei bune funcţionări. În acest caz este posibil ca uzura să fie mai mare decât toleranţa piesei şi astfel piesa să iasă din câmpul de tolerantă admis chiar în această perioadă de rodaj. În cazul celei de a doua categorii, viteza de uzare la rodaj este mai mică, suprafaţa portantă optimă se atinge mai repede şi uzura este mai mică. Piesa nu mai iese din câmpul de tolerantă. Ultima categorie este cea a asperităţilor cu palier, este cea mai preferată, şi se obţin prin procedee de finisare prin aşchiere. Se pot obţine de asemenea şi prin deformare plastică când duritatea stratului superficial obţinut creşte cu până la 30% fată de duritatea materialului, îmbunătăţind astfel rezistenţa la uzură. În acest caz uzura de rodaj este inexistentă.

Cu creşterea durităţii materialului, în toate cazurile considerate, viteza de uzare scade, dacă procesele de prelucrare mecanică nu sunt însoţite de degradări ale stratului superficial.

1.5 Metode de măsurare a uzurii La determinarea uzării trebuie ţinut seama de modul de formare al acesteia. Spre exemplu, când

pierderea de material a avut loc pe direcţia forţei, se poate admite că uzarea a fost provocată de lubrifiant insuficient sau prea fluid (vâscozitate redusă), când uzura este foarte mică, de prezenţa unui agent abraziv în lubrifiant, când uzarea este mai pronunţată şi are un aspect mat şi rizat, şi de prezenţa unui agent coroziv în lubrifiant dacă uzarea este apreciabilă şi suprafaţa uzată are un aspect neted şi lucios.



26

Metodele de determinare şi măsurare a uzurii pieselor, în funcţie de scopul, mijloacele de măsurare utilizate şi de modul de efectuare a măsurătorilor se clasifica în: metode discontinue şi metode continue.

1.5.1 Metode discontinue de măsurare a uzurii Aceste metode permit determinarea directă a uzurii pieselor după demontarea lor din ansamblul

din care fac parte. Pe durata măsurării, funcţionarea fondului fix este întreruptă. Din această categorie fac parte:

Metode micrometrice. care constau în determinarea dimensiunilor efectuate iniţiale şi finale ale pieselor într-un anumit stadiu de funcţionare al maşinii. În acest scop se folosesc micrometre, aparate comparatoare mecanice, optice şi pneumatice. Prin aceste metode micrometrice se determină suma uzărilor şi a modificărilor dimensionale datorate şi altor cauze cum ar fi: deformaţiile pieselor, conicităţile, ovalităţile.

Metode cu amprente, care oferă posibilitatea cunoaşterii evoluţiei uzurii, prin măsurarea variaţiei dimensiunilor unor amprente, imprimate iniţial pe suprafaţa de frecare, care se micşorează odată cu creştetea uzurii. Amprentele sunt executate prin intermediul unor poansoane cu diamant, sub formă de piramidă, prin presare sau prin executarea unei cavităţi cu ajutorul unui cuţit cu vârf de diamant sub forma unei piramide cu trei laturi.

Câte odată această metodă are dezavantajul că la executarea amprentei se înregistrează şi deformări plastice ale stratului imediat vecin, ceea ce impune ca înaintea măsurătorilor iniţiale, suprafaţa vecină cu amprenta să fie şlefuită, în caz contrar măsurătorile nu vor corespunde întrutotul uzurii piesei. Acest dezavantaj poate fi evitat prin executarea unei amprente în formă de semilună, prin rotirea unui cuţit cu vârful în formă triunghiulară perpendicular pe suprafaţa piesei.

Metode gravimetrice de determinare a uzurii globale, care constau în determinarea diferenţei dintre masa iniţială şi masa măsurată după o anumită perioadă de funcţionare a piesei respective. Această metodă se recomandă pentru determinarea uzurii pieselor mici a căror configuraţie nu permite utilizarea altei metode de măsurare. Înainte de efectuarea măsurătorilor, piesele trebuie să fie foarte bine spălate şi uscate. Limitările acestei metode constau în imposibilitatea determinării uzurilor liniare locale şi a distribuţiei acestora.

Metode profilografice, care presupun ridicarea profilogramei suprafeţei de frecare înainte şi după o anumită perioadă de funcţionare, în acelaşi loc, uzura fiind determinată de distanţa dintre cele două profilograme.

1.5.2. Metode continue de măsurare a uzurii Aceste metode permit determinarea uzurii pieselor în timpul funcţionării lor, astfel dispărând

necesitatea opririi maşinii în scopul demontării pieselor. Prin utilizarea acestor metode se pot obţine indicaţii rapide asupra comportării la uzură şi a evoluţiei proceselor de uzură în condiţii reale de exploatare a suprafeţelor de frecare. Din această categorie fac parte:

Metode chimice, care constau în determinarea masei particulelor metalice, provenite din uzura suprafeţelor de frecare şi antrenate de lubrifiant în suspensie sau depuse în cratere. În funcţie de cantitatea de lubrifiant care participă la lubrifiere, se iau probe care se supun analizei chimice şi spectroscopice pentru identificarea materialului respectiv. Cu toate că aceste metode sunt foarte precise şi nu necesită demontarea pieselor în frecare, se recomandă să fie folosite pentru aprecieri comparative, deoarece nu permit determinarea repartiţiei uzurii pe suprafeţele de frecare ale pieselor.



27

Metoda izotopilor radioactivi se bazează pe introducerea de substanţă radioactivă în piesele cercetate şi înregistrarea, cu ajutorul unui contor, a numărului de impulsuri produs de particulele de substanţă radioactivă, antrenate odată cu produsele uzurii de către lubrifiant. Creşterea uzurii este proporţională cu mărimea radioactivităţii lubrifiantului convertirea făcându-se prin folosirea unei unităţi etalon. Cu ajutorul acestei metode se pot crea diferite sisteme pentru semnalizarea automată a uzării maxime admisibile a agregatelor. În acest caz, la o anumită adâncime de la suprafaţa piesei în frecare, se introduce o substanţă radioactivă în momentul în care piesa se uzează până la adâncimea marcată cu substanţă radioactivă, începe să antreneze şi din substanţa radioactivă. În lubrifiant vor apărea substanţe radioactive a căror prezenţă va fi înregistrată de sistemul de semnalizare.

1.6. Metode de reducere a uzurii abrazive Uzarea suprafeţelor de contact a pieselor componente ale maşinilor şi utilajelor apare în toate

ramurile economiei: industrie, transporturi şi agricultură şi aduce mari pierderi economiei naţionale. Pierderea de material datorită procesului de uzare conduce la modificarea dimensiunilor şi a

formei geometrice a suprafeţei de contact. În anumite condiţii de temperatură, pot interveni simultan modificări structurale ale straturilor superficiale, acestea influenţează, direct su indirect capacitatea portantă a organelor de maşini (ex. lagăre), cinematica funcţională (ex. roţi dinţate), randamentul unor utilaje (ex. sape de foraj) etc., existând riscul de a apărea forţe dinamice dăunătoare, nesiguranţă în funcţionare, ducând în final la scoaterea din uz a mşinii sau utilajului.

Preocupările actuale sunt îndreptate spre găsirea şi aplicarea unor metode moderne de protecţie la uzarea de abraziune şi de prelungire a vieţii pieselor prin recondiţionare. Cele mai cunoscute dintre aceste metode sunt prezentate în continuare.

• Placarea electrolitică, se face în mod obişnuit cu crom şi nichel; • Anodizarea, se face prin oxidare anodică a aluminiului şi magneziului şi acoperirea cu un strat

superficial a materialelor de bază; acoperirea asigură o bună rezistenţă la abraziune şi coroziune şi este un bun izolator electric pentru metalul de bază;

• Difuziunea, se face pe aliaje feroase prin încorporarea carbonului şi azotului pe suprafaţa piesei, cu ajutorul unor băi lichide (cianurare) sau în atmosferă de gaze (carbonitrurare).

• Pulverizarea termică, cu cele două procedee mai cunoscute, metalizarea şi pulverizarea cu materiale ceramice, asigură depunerea unui strat protector dintr-un material de adaos (sârmă, vergea, pulbere) prin topirea (cu arc electric, flacără sau arc de plasmă) şi proiectarea prticulelor topite pe suprafaţa ce trebuie acoperită.

• Călirea superficială, se face cu curenţi de înaltă frecvenţă (CIF) sau cu flacără; • Încărcarea cu aliaje dure, asigură depunerea prin sudare a unui strat rezistent la uzare; această

metodă spre deosebire de pulverizarea termică, asigură o legătură metalurgică între stratul depus şi materilul de bază, aderenţa fiind mult superioară; materialul de adaos utilizat poate fi sub formă de electrod învelit, sârmă plină sau tubulară, vergele, baghete sau pulberi; cele mai cunoscute procedee de încărcare cu aliaje dure, sunt cele de încărcare prin sudare cu flacără oxiacetilenică şi încărcare prin sudare cu arc electric (prezentate în cap. 2 şi 3). Dintre metodele de protecţie împotriva uzării de abraziune prezentate mai sus, cea mai largă

utilizare în practică, o are încărcarea cu aliaje dure, prin procedeul de încărcare prin sudare cu arc electric.

Rezistenţa la abraziune cea mai bună s-ar obţine în mod ideal cu aliaje care au proprietăţi bune de tenacitate şi duritate. Dar tenacitatea şi duritatea sunt proprietăţi care nu merg „mână în mână” şi atunci se face un compromis între ele. Este evident că pentru o microstructură dată, cea mai bună rezistenţă la abraziune se corelează cu duritatea cea mai ridicată. În cazul aliajelor pe bază de Fe,



28

microstructura este mai importantă decât duritatea în indicarea rezistenţei la abraziune şi pe baza unor rezultate experimentale, privind rezistenţa la abraziune a aliajelor pe bază de Fe, primul criteriu care trebuie avut în vedere la alegerea materialelor pentru încărcare este microstructura.

La uzarea de abraziune majoritatea aplicaţiilor implică realizarea unor straturi de aliaje pe metal de bază disimilare atât din punct de vedere al compoziţiei cât şi din punct de vedere structural. În astfel de cazuri primul strat de aliaj încărcat (depus), datorită diluţiei cu metalul de bază, pote fi uşor diferit de următoarele straturi, atât ca şi compoziţie chimică cât şi ca structură. Pentru preîntâmpinarea acestui fenomen se utilizează straturi tampon între aliajul de încărcare şi metalul de bază. Acestea se realizeză, în general, din oţeluri inoxidabile, cu sau fără adaos de Mn.

Cele mai bune rezultate pentru uzarea de abraziune severă se obţin cu aliaje realizate pe bază de carbură de wolfram. Acestea asigură prin încărcare o structură eterogenă constituită dintr-o matrice metalică tenace în care sunt înglobate particule dure din carbură. Există şi cazuri în care stratul de aliaj depus prin încărcare are aproximativ aceeaşi compoziţie cu metalul de bază (ex. reconstrucţia şi încărcarea concasoarelor şi a ciocanelor pentru mori, cu aliaje din oţeluri austenitice manganose).

Din punct de vedere al materialelor implicate în procesul încărcării prin sudare, problema uzării, poate fi abordată sub următoarele aspecte:

• Alegerea raţională a materialelor de bază şi de adaos pentru execuţia pieselor supuse uzării; • Găsirea unor soluţii constructive simple, tehnologice şi economice; • Elaborarea şi fabricarea unor noi materiale de adaos performante pentru încărcare prin

sudare pentru tipul de uzare specificat. Alegerea materialelor trebuie să se bazeze pe studii şi încercări experimentale, iar criteriile de

alegere a acestora trebuie analizate în contextul comportării lor la condiţiile reale de lucru şi a factorilor ce guverneză fenomenul de uzare.

Soluţiile constructive trebuie să aibă în vedere posibilităţile tehnico-economice existente în ţară şi pe plan mondial şi nivelul performanţelor ce se obţin cu piesele încărcate, în funcţie de condiţiile de exploatare a acestora.

Elaborarea şi fabricarea unor noi materiale de adaos implică studii şi cercetări experimentale riguroase, o bază tehnico-materială adecvată şi experienţă tehnologică în fabricarea materialelor pentru sudare şi încărcare.

Avantajele obţinute şi unanim apreciate la încărcarea prin sudare sunt legate de: • Creşterea durabilităţii în exploatare a pieselor încărcate prin sudare, comparative cu

piesele neîncărcate, în mod curent, de 6-25 de ori şi în unele cazuri chiar de 100 de ori; • Reducerea consumului de oţeluri slab aliate şi aliate cu aproximativ 40% prin

reintroducerea în circuit a pieselor recondiţionate prin sudare; • Reducerea consumului de oţeluri aliate prin execuţia pieselor noi din oţeluri carbon sau

slab aliate prin sudare şi încărcare cu straturi dure; • Reducerea consumurilor energetice cu până la 65% prin eliminarea opreraţiilor specifice

procesului clasic de fabricaţie; • Posibilitatea obţinerii unor straturi de uzură suple.



29

CAPITOLUL 2.

PROCEDEE DE RECONDIŢIONARE PRIN ÎNCĂRCARE PRIN SUDARE

2.1. Generalităţi

Procedeele de recondiţionare a pieselor prin sudare se folosesc în scopul depunerilor de material pentru compensarea uzărilor, a recuperării pieselor cu fisuri, crăpături sau spărturi, pentru îmbinarea unor piese rupte sau a elementelor componente ale unor dispozitive sau construcţii sudate.

Aceste procedee au următoarele avantaje: - nu necesită utilaje complexe, costisitoare, complicate. - straturile depuse prin sudare pot avea grosimi variabile. - operaţiile pregătitoare ale suprafeţelor nu sunt complicate, de cele mai multe ori, reducându-se la

simple spălări şi degresări - sunt productive, eficiente şi au un cost redus, putându-se mecaniza şi automatiza. - pot fi recondiţionate piese care înglobează o mare valoare de manoperă şi material.

În comparaţie cu alte procedee de recondiţionare, procedeele prin sudare prezintă următoarele dezavantaje: - stratul depus este neuniform, cu denivelări crescând volumul prelucrărilor mecanice ulterioare. - temperaturile ridicate realizate în cusături în timpul sudării modifică structura materialului de bază al piesei, de aceea, după recondiţionare, acestea vor fi supuse unor tratamente termice ceea ce impune noi cheltuieli de energie şi forţă de muncă.

Procedeele de recondiţionare prin sudare şi încărcare a pieselor se clasifică în două mari categorii: prin topire (fig.2.1) şi prin presiune (fig.2.2.)

Fig.2.1. Clasificarea procedeelor de încărcare prin sudare prin topire.



30

Fig.2.2. Clasificarea procedeelor de încărcare prin sudare prin presiune În continuare vom descrie mai pe larg următoarele procedee de recondiţionare prin sudare: -Recondiţionarea prin sudare cu arc electric şi electrozi înveliţi şi tubulari. -Recondiţionarea prin sudare sub flux. -Recondiţionarea prin sudare WIG. -Recondiţionarea prin sudare MIG, MAG. -Recondiţionarea prin sudare electrică în baie de zgură -Recondiţionarea prin sudare cu plasmă. -Recondiţionarea prin sudare şi încărcare cu flacără oxigaz. -Recondiţionarea prin sudare aluminotermică. -Recondiţionarea prin sudare cu energie înmagazinată. 2.2. ÎNCĂRCAREA PRIN SUDARE CU ARC ELECTRIC CU ELECTROZI

ÎNVELIŢI ŞI TUBULARI

2.2.1.Principii de bază

În timp ce priceperea de a suda este bine cunoscută şi apreciată, arta încărcării prin sudare este mai puţin apreciată şi cunoscută, iar folosirea ei ca metodă de protejare împotriva uzării ar putea fi mult îmbunătăţită. În mare se poate spune că deşi ambele procese au la bază acelaşi proces, tehnologia fiecăruia este intrinsec diferită.

Principiul sudării cu arcul electric cu electrozi înveliţi este prezentat în fig.2.3.



31

Fig.2.3. Modul de desfăşurare a sudării cu arcul electric a) Schema de principiu la sudare cu electrozi înveliţi;

b) Secţiune transversală cu vederea arcului, craterului, electrodului şi piesei. AE-arcul electric; SE-sursa de energie electrică; E-electrod; IE-învelişul electrodului; P-piesa; BM-baia metalică; CS-cusătura; Z-zgura; G-gazele degajate; CA-craterul arcului; la-lungimea

arcului; ve-viteza de înaintare a electrodului; vs-viteza de sudare; p-pătrunderea.

Arcul electric AE, alimentat de la o sursă de energie electrică SE, este amorsat între un electrod E şi piesa metalică P, care urmează să fie sudată sau încărcată prin sudare. În arcul electric se produce o căldură concentrată şi o temperatură suficient de mare care topeşte vergeaua electrodului şi suprafaţa piesei. Se realizează astfel o baie metalică BM, în care se amestecă metalul topit al electrodului şi metalul topit din piesă. Prin solidificarea băii metalice rezultă cusătura CS, care este acoperită cu un strat de zgură Z, rezultat din topirea învelişului IE, al electrodului. Pe măsură ce se topeşte electrodul, el trebuie să înainteze în spaţiul arcului electric cu viteza ve astfel încât lungimea arcului la, să rămână constantă. Pentru a realiza cusătura sau depunerea, simultan cu viteza de înintare a electrodului ve, arcul electric trebuie să înainteze pe suprafaţa piesei cu viteza vs, numită viteză de sudare.

Sudura sau încărcarea realizate prin oricare procedeu de sudare cu arc electric au următoarele părţi principale componente: cusătura sau stratul depus (metalul depus) MD; zona influenţată termic ZIT şi metalul de bază MB. În figura 2.4. sunt prezentate două probe reprezentative: una de îmbinare sudată (a) şi una de încărcare prin sudare (b).

Z.T

M B M B M B

Z.TZIT

M D A’ A’’

A’’

A’

Fig.2.4.Probă de îmbinare sudată (a) şi probă de încărcare(b). MD-metal depus: cusătură(a); strat depus sau depunere(b)

ZIT-zonă influenţată termic; MB-metal de bază.



32

• Cusătura (depunerea în cazul încărcării) este partea din sudură ce rezultă prin cristalizarea băii metalice. Baia metalică este un amestec de metal topit din materialul de adaos (MA) care poate fi electrod sau sârmă, şi metalul topit din marginile componentelor îmbinării sau piesei de încărcat (MB). Datorită dimensiunilor mici ale băii metalice şi a agitaţiei puternice la care ea este supusă în timpul procesului de sudare, se poate considera că se realizează un amestec omogen între MA şi MB. Ca urmare compoziţia chimică a cusăturii/depunerii va fi diferită de cea a MA şi de cea a MB. Calculul compoziţiei chimice a cusăturii/depunerii se poate face dacă se cunosc participările

MA şi MB la formarea cusăturii/depunerii.

,,,

,,,,

AAA

AAPMB +

== ,,,

,,

AAA

AApMA +

==

Unde: A‘-secţiunea datorată MA; A”-secţiunea datorată MA; A-secţiunea cusăturii (depunerii),conform fig.2.4 Sunt evidente relaţiile: A=A’+A”

PMA+PMB=1 Participările PMA şi PMB depinde de procedeul de sudare sau încărcare, de forma şi dimensiunile

rostului şi de parametrii de sudare; PMA şi PMB au un rol important la estimarea eficienţei procedeului de sudare. În tabelul 2.1 sunt date, orientativ, valorile lui PMA şi PMB pentru diferite forme ale rostului:

Tabelul 2.1. Forma rostului PMA PMB I 0,5 0,5 V 0,7 0,3 U 0,8-0,9 0,2-0,1

La îmbinări sudate, se are în vedere realizarea unei piese din două sau mai multe componente,

este raţional să se folosească în cusătură cât mai puţin MA şi cât mai mult MB; adică este bine ca raportul PMA/PMB să fie cât mai mic

La încărcare, unde se are în vedere acoperirea piesei cu un strat rezistent la uzare, este raţiona ca raportul PMA/PMB să fie cât mai mare; adică participarea PMB să fie cât mai mică. În mod uzual PMB mai poartă denumirea de diluţie.

Cunoscând diluţia, se poate calcula compoziţia chimică a cusăturii/depunerii. Astfel conţinutul unui element M din cusătură va fi:

( )( ) MAMBMBCus dMMMdM ++−= 211 βα în care: d- diluţia; MCUS şi MMB- concentraţiile elementului M în cusătură şi metalele de bază MB1 şi MB2; α şi β-participările relative ale celor două metale de bază la formarea cusăturii (α+β=1 de regulă α=β=0,5).

• Zona influenţată termic (ZIT) aparţine MB; în această zonă au loc transformări structurale din cauza ciclurilor termice determinate de temperatura din baia metalică.

• Metalul de bază (MB), care urmează sub ZIT, nu este afectat de căldura băii metalice, decât în mică măsură, în imediata apropiere a ZIT-ului, unde au loc detensionări, reveniri şi recristalizări; la distanţe mai mari de ZIT se ajunge la zone în care MB se află în starea în care a fost livrat.

Din cauza fenomenelor diferite ce au loc în cusătură, ZIT şi MB cracteristicile fizice şi mecanice diferă de la un loc la altul, ceea ce face ca sudura să fie eterogenă din punct de vedere chimic, structural şi comportamental.



33

2.2.2. Diluţia şi pătrunderea

Diluţia poate fi definită ca o schimbare a compoziţiei chimice MA prin amestecarea cu MB ca urmare a pătrunderii sudurii în MB.

Se cunoaşte că scopul sudurii este de a îmbina două piese printr-o sudură omogenă care să difere cât se poate de puţin de MB din care sunt realizate piesele. Pentru aceasta sudorul alege un electrod de sudare care asigură un MD cu o compoziţie chimică similară sau apropiată de a MB.

Pe de altă parte, încărcarea sau sudarea de încărcare are ca scop depunerea pe suprafaţa unei piese a unui aliaj cu o compoziţie chimică şi proprietăţi mult diferite de ale MB din care este realizată piesa. În acest scop sudorul alege un electrod de încărcare cu o compoziţie chimică diferită de a MB.

Sudura convenţională ideală trebuie să prezinte o diferenţă foarte mică pe suprafaţa transversală între MD şi MB. În schimb, secţiunea transversală a MD în cazul încărcării, trebuie să prezinte, în mod ideal, o tranziţie bine definită între MD şi MB. Succesul acestui deziderat depinde de priceperea sudorului în a compensa gradul de topire a rădăcinii, necesar unei bune adeziuni, cu nivelul de pătrundere a metalului de bază.

La sudare şi încărcare sunt aplicate două reguli empirice simple: - cu cât este mai mare nivelul de pătrundere al sudurii în MB, cu atât este mai mare diluţia aliajului

depus; - cu cât este mai mare diluţia, cu atât este mai nefavorabil efectul asupra proprietăţilor de rezistenţă

la uzare a stratului depus. Diluţia este influenţată de procedeele de încărcare prin sudare, tipul materialelor de adaos, tipul

învelişului, forma şi dimensiunile materialelor de adaos (ex. electrozi cu vergea plină sau cu vergea tubulară), diametrul, parametrii de sudare, numărul de straturi şi grosimea stratului depus.

Dintre parametrii de sudare, care influenţează pătrunderea, respectiv diluţia, cei mai importanţi sunt: curentul de sudare şi viteza de avans a electrodului. Cel din urmă poate fi perfecţionat prin experienţa sudorului, dar primul depinde de dimensiunea şi tipul electrodului şi aici se pot face îmbunătăţiri considerabile. Acest aspect poate fi pus în evidenţă făcând o comparaţie între sudarea şi încărcarea cu electrozi (convenţionali) cu vergea plină şi cu electrozi tubulari (cu vergea tubulară). Efectul asupra procesului de sudare de îmbinare este nesemnificativ, exceptând faptul că pentru acelaşi diametru, curenţii de sudare sunt semnificativ mai mici în cazul electrozilor cu vergea tubulară. În tabelul 2.2. sunt prezentate, comparativ, valorile medii ale curenţilor de sudare în [A], pentru diferite diametre ale electrozilor tubulari şi ale electrozilor convenţionali. Tabelul 2.2. Valori medii ale curentului de sudare IS, în A, în funcţie de tipul şi diametrul electrozilor

Diametrul electrozilor [mm] Tipul de electrozi 2,5 3,25 4,0 4,8(5,0) 6,4(6,0) 8,0 11,0/12,0

Electrozi tubulari - 80 100 110 140 160 230/280 Electrozi convenţionali

70 100 140 200 310 - -

În cazul încărcării prin sudare sau sudării de încărcare aceste valori mai mici ale curentului de

sudare influenţează foarte mult eficienţa încărcării. Tendinţa folosirii unor curenţi mai mari de sudare conduce la o diluţie mai mare a aliajului, respectiv la obţinerea unei rezistenţe mici la uzare, pentru o compoziţie de aliaj dată. De-a lungul timpului acest aspect a fost compensat printr-o supra-aliere a aliajului de încărcare utilizat, ceea ce a condus la creşterea preţului. În acest context, avantajele reale pe care le oferă electrozii tubulari la încărcare, i-au adus în actualitate, după o perioadă în care au fost într-un relativ con de umbră.



34

Orientativ, în tabelul 2.3. sunt date valori ale diluţiei pentru cele mai importante procedee de încărcare prin sudare, în funcţie de numărul de straturi şi grosimea depunerii.

Tabelul 2.3. Valorile diluţiei (%) pentru cele mai importante procedee de încărcare prin sudare, în funcţie de numărul de straturi şi grosimea depunerii

Procedeul de încărcare Gradul de diluţie [%] Nr. De straturi Grosimea depunerii

[mm] 1. Încărcarea cu

electrozi înveliţi: -cu vergea plină şi înveliş acid/bazic -cu vergea tubulară şi înveliş grafitic.

2. Încărcarea sub flux.

3. Placarea sub flux (cu bandă).

4. Încărcare WIG 5. Încărcarea

MIG/MAG 6. Încărcare cu

plasmă 7. Metalizarea cu

sârmă 8. Încărcarea cu

flacără şi sârmă.

15-25/20-30

5-15

30-40

30-40

2-20 10-60

5-10

0

2-20

2-4

1-3

2-4

1-3

1-3 2-5

1

1

1-3

6-10

3-6

6-8

4-10

3-6 6 3

0,1-1,5 3

2.2.3. Particularităţi ale suprafeţelor obţinute prin încărcare

Performanţele materialelor sunt determinate de natura, compoziţia şi dispersia fazelor, de cantitatea şi distribuţia constituenţilor structurali şi de mărimea grăuntelui cristalin.

Suprafaţa pieselor este eterogenă din punctul de vedere al caracteristicilor fizico-chimice. Pe acest fond se manifestă solicitările din exploatare şi tensiunile reziduale. Eterogenităţile chimice şi structurale asociate cu defectele specifice ce pot apărea la solicitarea procedeului de sudare(fisuri, goluri etc.), cu solicitările complexe din exploatare şi cu tensiunile reziduale, datorită sudurii, generează în piesele încărcate tensiuni complexe triaxiale.

Eterogenitatea chimică a pieselor încărcate este generată în procesul de sudare. Ea este determinată de diferenţele care există între compoziţiile chimice ale MB şi MA, de proprietăţile termofizice ale acestora, de concepţia constructivă, de tipul depunerii şi de puterea sursei termice utilizate.

Eterogenitatea structurală însoţeşte în mod obişnuit pe cea chimică, dar poate să apară şi din cauza unor procese deosebite de încălzire-răcire ale anumitor zone ale pieselor încărcate.

Proprietăţile zonei intermediare de trecere (ZT) sunt determinate de procesele de cristalizare şi difuzie ce au loc între MA şi MB. În timpul acestora există posibilitatea de apariţie dinspre metalul de bază a unor structuri de cristalizare şi difuzie care determină prezenţa în zona de trecere a unor straturi cu proprietăţi şi compoziţie chimică diferită de a componentelor respective. Aceste fenomene, care



35

influenţează compatibilitatea materialelor la încărcare prin sudare şi deci proprietăţile piesei încărcate se manifestă în zonele caracteristice ale structurii bimetalice, depunerea (MD), zona influenţată termic(ZIT), metalul de bază(MB) (fig.2.4), în special la nivelul zonei de trecere sau la nivelul suprafeţelor de separaţie.

Se remarcă faptul că structura şi proprietăţile zonei de trecere (ZT) sunt mult diferite faţă de cele ale MA şi MB, dacă acestea sunt din clase structurale distincte şi apropiate dacă sunt din aceeaşi clasă. Se menţionează că ele depind de asemenea, de natura materialului în care are loc procesul de difuzie şi de natura difuzantului. Amploarea proceselor de difuzie depinde de temperatură şi de timpul de menţinere, cauză pentru care în anumite condiţii de exploatare straturile se dezvoltă iar proprietăţile acestora se modifică, astfel încât se poate ajunge la fragilitatea zonei de trecere şi implicit la reducerea capacităţii portante a acesteia.

Eterogenităţile structurale apar şi se manifestă în mod pregnant în zona influenţată termic. Fenomenele menţionate anterior nu sunt singulare. Ele se asociază fenomenelor de îmbătrânire diferenţiată a MA şi MB şi de modificare a stării iniţiale a pieselor încărcate.

Din prezentarea aspectelor fenomenologice, de mai sus, rezultă faptul că alegerea judicioasă a materialelor din componenţa pieselor încărcate precum şi tehnologia de execuţie a acestora au o influenţă hotărâtoare asupra nivelului calitativ şi de eficienţă pe care îl putem obţine în condiţiile realizării industriale a pieselor încărcate. 2.2.4. Materiale de adaos pentru încărcare prin sudare cu electrozi înveliţi.

În procesul de încărcare prin sudare se întâlnesc două categorii de materiale: • materiale de bază MB care reprezintă suportul pe care se depune stratul protector la

uzare şi, • materiale de adaos MA (aliaje metalice) din care se realizează stratul protector şi

/sau stratul tampon. Materialele de bază şi materialele de adaos sunt definite prin însuşirile lor de personalitate:

compoziţie chimică, structură metalografică şi elemente geometrice (diametru, grosime etc.), care trebuie să corespundă atât din punct de vedere al performanţelor de rezistenţă cât şi al aptitudinilor tehnologice de sudare.

2.2.4.1. Clasificarea materialelor de adaos pentru încărcare

La selectarea unui material sau aliaj pentru un numit tip de uzare trebuie avute în vedere acele caracteristici şi proprietăţi ale aliajelor care sunt dominante în comportamentul lor. Pe această bază s-au făcut mai multe criterii de clasificare a aliajelor; cele mai cunoscute sunt: după destinaţie, după baza de aliere, după compoziţia chimică, după microstructură şi după forma de realizare şi livrare.

A) După destinaţie, se poate face următoarea clasificare: • Materiale de adaos pentru realizarea stratului de rezistenţă la uzare; • Materiale de daos pentru relizarea stratului tampon.

B) După baza de aliere, materialele de adaos pot avea baza de aliere: Fe, Ni, Co, Cu sau carbură de W. Aceste prime două moduri de clasificare sunt prezentate sintetic şi schematic în fig.2.5.



36

Fig.2.5.Clasificarea materialelor de încărcare după destinaţie şi baza de aliere C) După compoziţia chimică a materialului depus, există mai multe clasificări, care nu diferă prea mult între ele. Una dintre clasificările cele mai cunoscute, care în mare parte se regăseşte şi în standardele româneşti, este cea conform normelor germane DIN 8555. În aceste norme clasificarea aliajelor se face în funcţie de conţinutul de Fe al metalului depus şi cuprinde trei categorii mari de aliaje:

• Aliaje cu conţinut de Fe; • Aliaje cu conţinut redus de Fe; • Aliaje fără conţinut de Fe (neferoase).

În tabelele 2.4, 2.5 şi 2.6 sunt prezentate, detaliat, clasificările (şi descrierile) materialelor de adaos pentru încărcare, pe grupe de aliere, domeniul pentru compoziţia chimică, caracteristicile tehnice şi exemple de utilizare.

Tabelul 2.4 Aliaje pe bază de Fe

Gr. de aliere

Compoziţie chimică, elemente de aliere

Caracteristici mecanice, structură, duritate, ale metalului depus prin sudare

Utilizare, exemple de aplicaţii.

0 1 2 3 1 ‹0,4%C,

Cr+Mn+Mo+Ni=max 5% Aliaje pentru încărcarea pieselor sunt solicitate la uzare abrazivă moderată; MD prelucrare prin aşchiere.

Încărcare şine, piese de maşini agricole, şenile etc.

2 ‹0,4%C, Cr+Mn+Mo+Ni=max 5%

Aliaje pentru încărcarea pieselor sunt solicitate la uzare abrazivă deosebită; MD greu prelucrabil prin aşchiere.

Încărcare melci, roţi de transport, palete de mixere etc.



37

Gr. de aliere

Compoziţie chimică, elemente de aliere

Caracteristici mecanice, structură, duritate, ale metalului depus prin sudare

Utilizare, exemple de aplicaţii.

0 1 2 3 3 W, Cr şi în unele cazuri

Mo,Ni şi V. Aliaje cu proprietăţile oţelurilor prelucrabile la cald; au structură martensitică cu carburi nedizolvate; MD prelucrabil numai după tratament termic;

Încărcare piese ce lucrează la cald: ştanţe, cleşti, matriţe.

4 W,Cr,V şi uneori Co sau Cr,Mo,W,V

Aliaje cu proprietăţile oţelurilor rapide; MD prelucrabil numai după tratament termic;

Încărcare unelte de tăiere, lame de foarfece etc.

5 Cca 0,2%C şi 5-30%Cr Aliaje ce asigură rezistenţă la coroziune (peste 12%Cr); MD prelucrabil prin aşchiere în funcţie de conţinutul de C şi Cr.

Încărcare piese ce lucrează la cald: componente de cuptoare, etc.

6 0,2-2,0%C şi peste 5% Cr

Aliaje similare cu cele din Grupa 5, dar cu rezistenţă la coroziune mai mică; MD nu este prelucrabil prin aşchiere.

Încărcare unelte de tăiere, lame de cuţite, valţuri pentru laminoare.

7 Peste 0,5%C şi 11-12%Mn şi până la 3%Ni

Aliaje austenitice dure (oţeluri man-ganose); MD se ecruisează ca urmare a solicitării şi nu este prelucrabil prin aşchiere.

Încărcare fălci de concasoare, lame şi dinţi de excavator etc.

8 Cr-Ni-Mn Aliaje austenitice mai tenace decât aliajele din Grupa 7; au rezistenţă la coroziune; MD este prelucrabil prin aşchiere.

Încărcare piese pentru solicitări nu prea severe: şine, rotoare de turbine de apă etc.

9 Cr-Ni Aliaje austenitice cu rezistenţă la coroziune şi oxidare; MD se ecruisează la solicitare şi nu se prelucrează prin aşchiere.

Încărcare piese solicitate la coroziune şi temperaturi ridicate.

10 Aliaje cu conţinut ridicat de C sau înalt aliate cu Cr

Aliaje cu carburi complexe de Cr într-o masă austenitică; au rezistenţă bună la uzare; MD nu se prelucrează prin aşchiere.

Încărcare piese pentru maşini agricole şi piese pentru oţelării.

Tabelul 2.5 Aliaje cu conţinut redus de Fe

0 1 2 3 20 Aliaje pe bază de Co, aliate cu Cr-W cu

sau fără Ni sau Mo Aliaje cu rezistenţă bună la uzare, coroziune şi oxidare; îşi menţin duritatea la temperaturi până la 6000 C.

Încărcare scaune de supape pentru motoare termice, armături etc.



38

0 1 2 3 21 Aliaje pe bază de carburi Aliaje cu structură

eterogenă cu carburi de W sau Cr înglobate într-o matrice metalică moale; au rezistenţă bună la abraziune.

Încărcare piese ce lucrează în medii de pietriş, argilă, nisip: burghie, sape, şnecuri etc.

22 Aliaje pe bază de Ni aliate cu Cr, Cr-B Aliaje cu rezistenţă bună la uzare de tip metal pe metal şi la coroziune până la temperaturi de 5000C;

Încărcare supape, melci, arbori de pompe etc.

23 Aliaje pe bază de Ni, aliate cu Mo cu sau fără Cr.

Aliajele conferă rezistenţă la coroziune, la temperaturi şi presiuni ridicate; este posibilă ecruisarea la rece.

Încărcare aparate chimice, încărcare piese din aliaje de Ni-Cr-Mo

Tabelul 2.6 Aliaje fără conţinut de Fe (neferoase)

0 1 2 3 30 Aliaje Cu-Sn 6-12% Sn Aliajele cu până la

10% Sn pot fi deformate plastic

Încărcare cuzineţi, arbori, armături, roţi melcate etc.

31 Aliaje Cu-Al 5-15%Al; alte elemente: Fe, Ni; Mn, Si.

Aliaje binare cu duritate 60-120 HB; adaosul de elemente ca Fe, Ni, Mn, sau Si influenţează rezistenţa la coroziune şi prelucrabilitatea.

Încărcare armături pentru industria chimică, supape, arbori, flanşe, elice, etc.

32 Aliaje Cu-Ni 5-45%Ni şi până la 1,5 %Fe: până la 3,5%Mn

Aliajele sunt rezistente la coroziune, în special la apa de mare; au duritatea până la 160 HB

Încărcare aparate chimice, conducte pentru apă marină şi termală etc.

D) După microstructura metalului depus, aliajele pe bază de Fe (vezi tabelul 2.4), sunt grupate în 16 microstructuri tipice în care se regăsesc cele mai cunoscute aliaje de încărcare pe bază de Fe şi sunt prezentate în tabelul 2.7



39

Tabelul 2.7 Grupele de microstructuri ale aliajelor pe bază de Fe. Nr. Crt

Tipul de aliaj Microstructura

1 E-H-Fe-FS Oţel feritic cu fază secundară 2 E-H-Fe-M1 Oţel martensitic slab aliat 3 E-H-Fe-M2 Oţel martensitic cu durificare

secundară 4 E-H-Fe-M3 Oţel inoxidabil martensitic 5 E-H-Fe-MA Cantităţi aproximativ egale de

martensită şi austenită 6 E-H-Fe-MK Martensită cu carburi aliate 7 E-H-Fe-MEK Martensită cu austenită-eutectic

de carbură 8 E-H-Fe-A Oţel inoxidabil austenitic cu

puţină ferită sau fără 9 E-H-Fe-AF Oţel inoxidabil austenitic cu

mai mult de 30 FN 10 E-H-Fe-AM Oţel austenitic manganos cu Cr

puţin sau fără 11 E-H-Fe-AMC Oţel austenitic manganos cu Cr

şi Mn în cantităţi aproximativ egale

12 E-H-Fe-AK Oţel austenitic manganos conţinând carburi aliate

13 E-H-Fe-PAE Austenită primară cu austenită- eutectic de carbură

14 E-H-Fe-NE Eutectic de austenită cu carburi de Fe (proximativ)

15 E-H-Fe-PKE Carburi primare de Cr cu austenită şi eutectic de carbură

16 E-H-Fe-KKA Carburi primare de Cr cu carburi aliate şi austenită- eutectic de carbură

E) După forma de realizare sau livrare, materialele de adaos pentru încărcare pot fi împărţite în 5 grupe mari după cum urmează: vergele (baghete), electrozi înveliţi, sârme, fluxuri şi pulberi. Sub aceste forme de realizare şi livrare materialele de adaos se găsesc în majoritatea ofertelor şi cataloagelor producătorilor şi dealerilor din domeniu. În fig.2.6 este prezentată sintetic această clasificare, cu detaliere pe fiecare grupă şi procedeele de încărcare corespunzătoare.



40

Fig. 2.6 Clasificarea materialelor de adaos după forma de realizare sau livrare.



41

2.2.4.2.Descrierea aliajelor pentru încărcare pe bază de Fe

Conform clasificării IIS sunt prezentate cele mai reprezentative caracteristici şi proprietăţi ale metalului depus cu aliaje pentru încărcare pe bază de Fe pe grupele de microstructuri prezentate în tabelul nr. 2.7. Domeniile de compoziţii chimice tipice, microstructura, prelucrabilitatea, duritatea, tratamentul termic post sudare, rezistenţa la impact, rezistenţa la uzare metal pe metal, rezistenţa la abraziune, rezistenţa la coroziune, tendinţa la fisurare şi aplicaţiile tipice sunt prezentate în continuare.

I. E-H-Fe-FS

Compoziţie tipică: până la 0,3% C şi până 6% elemente de aliere Principalele caracteristici:-duritate 200-400 HB

-MD este prelucrabil prin aşchiere -rezistenţă excelentă la impact

-rezistenţă bună la uzare metal pe metal -rezistenţă slabă spre moderat la abraziune. Exemplu tipic: 0,25%C, 3%Cr Aplicaţii: încărcare piese solicitate la uzare metal pe metal-role de ghidare, trolii, roţi de transmisie, roţi dinţate.

II. E-H-Fe-M1 Compoziţie tipică: 0,3-0,8%C şi până la 6% elemente de aliere Principalele caracteristici:-duritate:450-600 HB -MD prelucrabil numai prin polizare -Rezistenţă bună la impact -Rezistenţă excelentă la uzare metal pe metal; Exemplu tipic: 0,5%C, 5% Cr, 0,5%Mo Aplicţii: încărcare piese solicitate la uzare metal pe metal- ghidaje şi role.

III. E-H-Fe-M2 Compoziţie tipică: 0,2-1,5%C şi 7-20% elemente de aliere: Mo, W, Cr. Principalele caracteristici: -duritate: 45-60 HRC; -MD prelucrabil numai prin polizare -Rezistenţă la impact uşor -Rezistenţă bună la abraziune -Duritatea se menţine şi după tratament termic până la temperatura de 5500C sau mai ridicată; Exemplu tipic: 0,7%C, 5%Cr, 1,5%Mo, 1,5%W Aplicaţii: încărcare scule pentru debitare la cald- foarfece, ştanţe, matriţe etc.

IV. E-H-Fe-M3 Compoziţie tipică:0,05-0,6%C şi 10-20% elemente de aliere, în principal Cr; Caracteristici principale: -duritate: 30-55 HRC

-MD cu carbon scăzut sunt prelucrabile; -rezistenţă la impact satisfăcător spre bună; -rezistenţă bună la coroziune;

Exemplu tipic:- aliaje 410, 410 NiMo, 420; Aplicaţii: încărcare role la oţelării cu turnare continuă.



42

V. E-H-Fe-MA Compoziţie tipică: 0,8-1,5%C şi 5-15% elemente de aliere: Mn,Cr, Si. Caracteristici principale: -duritate: 45-60 HRC; -MD neprelucrabil în stare sudată; -Rezistenţă bună la impact; -Rezistenţă la uzare metal pe metal: satisfăcătoare; -Rezistenţă la abraziune: satisfăcătoare spre bună; Exemplu tipic: 1%C, 9%Cr, 3%Si Aplicaţii: încărcare piese de maşini agricole pentru prelucrare soluri moi.

VI. E-H-Fe-MK Compoziţie tipică: 1-2% C şi până la 13% elemente de aliere esenţiale: Cr, Mo,W şi carburi primare de Ti, Nb. Caracteristici principale: -duritate: 50-55 HRC; -MD neprelucrabil în stare sudată -Rezistenţă bună la impact -Rezistenţă bună la abraziune Exemplu tipic: 1,8% C, 5%Cr, 1%Mo, 6% Ti Aplicaţii: încărcare piese solicitate la uzare metal pe metal şi abraziune.

VII. E-H-Fe-MEK Compoziţie tipică: 2-3%C şi 6-15% elemente de aliere, în principal Cr şi Mn Caracteristici principale: -duritate: 45-60 HRC;

-MD neprelucrabil în stare sudată -Rezistenţă bună la uzare metal pe metal -Rezistenţă la impact satisfăcătoare -Rezistenţă moderată la abraziune

Exemplu tipic: 2,2%C, 7% Cr Aplicaţii: încărcare ciocane pentru mori, ghidaje pentru transfer metal.

VIII. E-H-Fe-A Compoziţie tipică: 0,2-0,15%C şi până la 40% elemente de aliere, esenţiale Cr, Ni, Mo Caracteristici principale: -duritate: 180-250 HB

-MD prelucrabil prin aşchiere -Rezistenţă înaltă la impact şi foarte ductil -Rezistenţă excelentă la coroziune -Rezistenţă la uzare metal pe metal satisfăcătoare -Rezistenţă slabă la uzare

Exemplu tipic: oţeluri inoxidabile de tip 307, 309(L), 309 Lmo Aplicaţii: straturi şi îmbinări table din oţeluri austenitice manganoase.

IX. E-H-Fe-AF Compoziţie chimică: 0,05-0,15%C şi până la 40% elemente de aliere esenţiale Cr, Ni. Caracteristici principale: -duritate: 200-280 HB

-MD prelucrabil prin aşchiere -Rezistenţă înaltă la impact şi foarte ductil -Rezistenţă excelentă la coroziune -Rezistenţă la uzare metal pe metal: satisfăcătoare.

Exemplu tipic: oţeluri inoxidabile de tip 312



43

Aplicaţii: realizare straturi tampon, îmbinări table din oţeluri austenitice manganoase, reparaţii, reparaţii scule şi piese din oţeluri martensitice.

X. E-H-Fe-AM Compoziţie tipică: 0,5-1,2% C şi până la 30% elemente de aliere, esenţiale C, Mn, uneori până la 8%Cr, Ni; Mo. Caracteristici principale: -duritate: cca 300HB în stare sudată şi până la 550 HB după ecruisare

-MD prelucrabil greu -Rezistenţă la impact puternic -Rezistenţă excelentă la uzare metal pe metal -Rezistenţă bună la abraziune (prin ecruisare)

Exemplu tipic: 1%C, 14%Mn Aplicaţii: încărcare concasoare de piatră, ciocane pentru mori, inimi de încrucişare/ macaze de cale ferată

XI. E-H-Fe-AMC Compoziţie tipică: 0,3-0,5% C şi 25-40% elemente de aliere, esenţiale Mn şi Cr, în cantităţi aproximativ egale. Caracteristici principale: -duritate: cca 300 HB în stare sudată şi până la 550 HB după ecruisare

-MD prelucrabil greu -Rezistenţă la impact puternic -Rezistenţă excelentă la uzare metal pe metal

-Rezistenţa bună la abraziune (prin ecruisare) Exemplu tipic: 0,4%C, 15%Mn, 15%Cr Aplicţii: încărcare concasoare de piatră, inimi de încrucişare şi macaze.

XII. E-H-Fe-AK Compoziţie tipică: 1-2%C şi 15-25% elemente de aliere, în principal Mn cu carburi primare de Ti sau Nb Caracteristici principale: -duritate: 30-40 HRC în stare sudată

-MD neprelucrabil în stare sudată -Rezistenţă excelentă la impact -Rezistenţă foarte bună la abraziune -Rezistenţă bună la uzare metal pe metal

Exemplu tipic: 1,5%C, 14% Mn, 2%Ti Aplicaţii: piese solicitate la impact sever cu abraziune.

XIII. E-H-Fe-PAE Compoziţie tipică: 2-3%C şi 15-35% elemente de aliere, în principal Cr, Mo Caracteristici principale: -duritate: 40-55 HRC în stare sudată -MD prelucrabil numai prin polizare -Rezistenţă satisfăcătoare la impact -Rezistenţă bună la abraziune -La încărcare multistrat apar fisuri la intervale de 20-30mm. Exemplu tipic: 3,5%C, 25% Cr Aplicaţii: încărcare piese solicitate la abraziune cu impact semnificativ, ex.: ciocane pentru mori, dinţi de cupe pentru excavator etc.



44

XIV. E-H-Fe- NE Compoziţie tipică : 3-4%C şi 20-35% elemente de aliere, în principal Cr, Mo Caracteristici principale: -duritate: 53-58 HRC în stare sudată -MD prelucrabil numai prin polizare

-Rezistenţă satisfăcătoare la impact -Rezistenţă bună la abraziune -La încărcare multistrat apar fisuri la intervale de 20-30mm.

Exemplu tipic: 3,5%C, 25% Cr Aplicţii: încărcarea pieselor solicitate la abraziune cu impact moderat- buze şi dinţi de cupe pentru dragline, lame de buldozer etc.

XV. E-H-Fe-PKE Compoziţie tipică: peste 4%C şi 20-35% elemente de aliere, în principal Cr Caracteristici principale: -duritate: 58-65 HRC -MD prelucrabil numai prin polizare -rezistenţă excelentă la abraziune la temperaturi până la 6500C -rezistenţă slabă la impact -la încărcare multistrat apar fisuri în coordonatele de sudură la intervale de 5-15 mm. Exemplu tipic: 5,5%C, 20%Cr, 6%Mo, 6%Nb Aplicaţii: încărcarea pieselor solicitate la abraziune severă şi temperaturi ridicate, ex. concasoare în industria cimentului (clincher). XVI. E-H-Fe-KKA Compoziţia tipică: peste 5%C şi 25-40% elemente de aliere, în principal Cr dar şi cel puţin 5% carburi primare de TiNb sau V. Caracteristici principale: -duritate: 58-70 HRC; -MD prelucrabil numai prin polizare; -rezistenţă excelentă la abraziune la temperaturi până la 6500C; -rezistenţă slabă la impact; -la încărcare multistrat apar fisuri în cordoanele de sudură la intervale de 5-15 mm; Exemplu tipic: 5,5%C; 20%Cr; 6%Mo; 6%Nb. Aplicaţii: încărcare piese solicitate la abraziune severă şi temperaturi ridicate-concasoare în industria cimentului (clincher). 2.2.4.3. Corelare între compoziţia chimică şi microstructură

Pentru corelarea compoziţiei chimice cu microstructura aliajelor de încărcare pe bază de Fe, a fost elaborată la I.I.S o diagramă care este prezentată în fig.2.7. Pe ordonată, în procente, este reprezentat conţinutul de carbon-C (%) pe scară logaritmică, iar pe abscisă, în procente, este reprezentată-

( )TiWVNbNiMoSiMnCr ++++++++=Σ , suma totală a elementelor de aliere.



45

Fig.2.7 Digrama de corelare a compoziţiei chimice a aliajelor de încărcare cu microstructura.

2.2.4.4. Influenţa elementelor chimice asupra metalului depus

Principalele elemente chimice care sunt precizate, cantitativ sau calitativ, de producători în compoziţia chimică a aliajelor (metal depus) sunt C, Cr, Mn, Si, Mo, Ni, Co, Nb, B, W, V, Ti, Cu şi Al. Rolul şi influenţa acestora, considerate individual, asupra proprietăţilor MD depind de proporţiile în care se introduc sau se găsesc MA sau MB.



46

Efectele sinergice ale elementelor prezentate mai sus diferă de asemenea şi în funcţie de modul de existenţă a lor în MD. Influenţa elementelor de aliere se deosebeşte după cele două tendinţe ale lor şi anume: trecerea în masa de bază şi formarea de carburi. În ansamblu elementele chimice, adăugate separat sau în diferite combinaţii, acţionează în următoarele direcţii principale:

-durificarea masei de bază -finisarea granulaţiei -duricarea prin precipitare -mărirea călibilităţii. Pe această bază se dezvoltă preocupările principale privind conferirea unor însuşiri speciale

aliajelor- rezistenţa la uzură, rezistenţa la coroziune, rezistenţa la impact, rezistenţa la oboseală, duritate, comportare la sudare.

2.2.4.5. Alegerea materialelor pentru încărcarea prin sudare

• Reguli generale

În practica încărcării prin sudare, alegerea materialelor de adaos este o problemă la care trebuie avute în vedere două aspecte importante şi anume:

-aspectul tehnologic, care se referă la compatibilitatea la sudare a MB cu MA, -aspectul economic, prin care se are în vedere eficienţa încărcării. În domeniul fabricării pieselor noi şi recondiţionarea pieselor uzate prin încărcare, una din

condiţiile de bază care trebuie analizate este cea a utilizării unor tehnologii şi materile de adaos alese pe criterii raţionale, în care de cele mai multe ori trebuie ţinut sema şi de aspectele economice. În general pentru alegerea corectă a materialelor pentru încărcare trebuie parcurse următoarele etape:

-stabilirea tipului de uzare şi solicitările la care este supusă piesa; -stabilirea condiţiilor tehnice de calitate minime impuse piesei; -proiectarea constructivă a încărcării prin sudare; -stabilirea caracteristicilor pentru MB şi MA, -verificarea compatibilităţii la sudare a MB cu MA -verificarea comportării în exploatare a piesei încărcate, -analiza aspectelor economice. În cazul recondiţionărilor de piese (uzate), MB este cunoscut şi proiectantul alege MA adecvat

din punct de vedere al compatibilităţii la sudare şi al comportării la tipurile de uzare şi solicitări impuse.

În cazul pieselor noi este necesar elaborarea unui cuplu MB-MA în aşa fel încât în final, pe ansamblul rezultat să se obţină caracteristicile de rezistenţă la solicitări mecanice şi de uzare optime. La alegerea MB se au în vedere caracteristicile de rezistenţă mecanice, iar la alegerea MA se au în vedere comportarea (rezistenţa) uzarea şi justificarea din punct de vedere economic.

Procesul de încărcare cu materiale de adaos cu proprietăţi speciale şi rezultatul acestuia este influenţat în mare măsură de cunoaşterea în detaliu a cerinţelor de exploatare şi a caracteristicilor fizico-chimice, tehnologice şi economice ale materialelor implicate. Marea majoritate a producătorilor oferă date tehnice suficiente despre materialele utilizate la încărcare şi indicaţii/ recomandări de utilizare pentru dierite tipuri specifice.

• Criterii de alegere a materialelor pentru încărcare

Cele mai uzuale criterii pentru alegerea materialelor de încărcare sunt corelate cu criteriile de clasificare a materialelor de încărcare şi sunt prezentate, succint, după cum urmează:



47

►Pe baza grupelor de aliere: acest criteriu este larg utilizat şi are în vedere faptul că pentru fiecare grupă de aliere şi marcă de material de adaos sunt indicate domeniile de utilizare specifice, pe tipuri de solicitări şi cu exemple concrete de aplicaţii; pe baza acestora se poate alege materialul de adaos cel mai potrivit pentru o reacţie dată;

►Pe baza microstructurii metalului depus: acest criteriu este de dată mai recentă, şi ţine seama de faptul că performanţele materialului depus sunt influenţate de natura, cantitatea şi distribuţia constituenţilor structurali; producătorii de materiale, din ţările industrializate, oferă date despre microstructura metalului depus şi chiar a distribuţiei constituenţilor structurali, cu aplicaţiile tipice recomandate pe baza testărilor în condiţii reale de exploatare; acest criteriu este larg aplicat în special pentru domeniul de uzare prin abraziune.

►Pe baza domeniului de uztilizare: acest criteriu are la bază domeniile specifice de utilizare, frecvent întâlnite în procesele de producţie din industrie şi agricultură; astfel pentru ţările din CSI au fost stabilite un număr de 42 de domenii specifice de utilizare, şi pe bază de experimentări au fost clasificate materialele de adaos în funcţie de comportarea cea mai bună la diferite tipuri de solicitări; în ţările occidentale există întocmite atlase cu componentele (piesele) afectate de uzare pentru fiecare proces de producţie din industriile de bază şi agricultură şi bănci de date cu tehnologiile şi materialele de încărcare stabilite şi verificate experimental pentru fiecare piesă; alegerea materialului de adaos se poate face atât pe baza celei mai bune comportări la uzare cât şi ţinând cont de aspectele economice;

►Pe baza comportării la diferite solicitări: acest criteriu a fost promovat de firme cu tradiţie în producerea şi utilizarea materialelor de încărcare ( Castolin Eutectic, Smitweld etc.) şi are la bază determinări experimentale pe baza cărora s-au întocmit histograme, specifice fiecărei mărci de materiale de încărcare, în care sunt reprezentate, în procente, caracteristicile de rezistenţă la abraziune, coroziune, temperaturi ridicate şi solicitări prin şoc. Alegerea materialului de adaos se face pe baza caracteristicilor de rezistenţă dominante pentru o anumită solicitare sau pentru diferite tipuri de solicitări;

►Pe baza factorilor tehnico-economici: acest criteriu se aplică atunci când cerinţele de eficienţă economică sunt prioritare; în acest caz se au în vedere durabilitatea în exploatare a pieselor încărcate, compatibilitatea la sudare a pieselor încărcate şi costurile pentru fiecare variantă de material de adaos luată în considerare; în final se face o analiză a efectelor economice obţinute prin încărcare atât în producţie cât şi în exploatare şi se alege materialul de adaos optim dpdv al factorilor tehnico-economici.

2.2.5. Tehnologii pentru încărcare prin sudare cu arc electric cu electrozi înveliţi.

Cunoştinţele acumulate până în prezent, în domeniul încărcării prin sudare permite abordarea sistemică a modului de elaborare a tehnologiei de încărcare. Această modalitate de rezolvare a problemei implică cercetarea de ansamblu a fenomenelor de uzare în corelaţie cu posibilităţile de combatere eficientă a acestora prin protejarea suprafeţelor de contact ale pieselor cu materiale cu proprietăţi adecvate scopului urmărit.

Se cunoaşte că între caracteristicile metalului depus prin sudare şi structura acestuia există o legătură directă, în baza căreia pentru un anumit domeniu concret se poate stabili aliajul care asigură performanţele maxime.

La conducerea proceselor de încărcare se urmăreşte ca în final depunerea să conţină constituenţii doriţi iar aceştia să prezinte un raport optim, între cantităţile lor şi o distribuţie a acestora care să conducă la obţinerea performanţelor proiectate. Elaborarea tehnologiilor de încărcare se face succesiv în trei etape distincte şi anume:

- proiectarea tehnologiei de încărcare prin sudare; - verificarea experimentală şi omogenitatea tehnologiei elaborate; - verificarea lotului prototip şi urmărirea acestuia în condiţii concrete de execuţie Fiecare etapă tehnologică este alcătuită dintr-o succesiune de secvenţe ( figura 2.8)



48

Fig.2.8. Schema bloc de elaborare a tehnologiilor de încărcare.



49

Detalierea procesului de elaborare a tehnologiilor de încărcare prezintă importanţă teoretică deoarece permite acordarea atenţiei cuvenite fiecărui element în parte, începând cu stabilirea condiţiilor de solicitare şi terminând cu efectuarea modificărilor ce se impun în urma experimentărilor efectuate pe lotul prototip. Acest fapt conduce la o cunoaştere amănunţită şi de ansamblu a posibilităţilor de combatere a uzării a modului de rezolvare optimă a acestei probleme.

2.2.5.1. Particularităţi conceptuale ale realizării pieselor prin încărcare cu sudură.

Fabricarea pieselor prin încărcare cu sudură, care să permită obţinerea unor structuri cu caracteristici de rezistenţă optime şi adecvate condiţiilor concrete de solicitare a fiecărui tribosistem în parte, este condiţionată de îndeplinirea încă din faza de proiectare a următoarelor cerinţe:

-asigurarea protecţiei şi consolidarea suprafeţelor active ale pieselor încărcate; -utilizarea unor materiale şi a unor tehnologii de încărcare care să conducă la obţinerea unor

cupluri, metal de bază metal depus, capabile să asigure o bună rezistenţă la solicitările specifice condiţiilor concrete de exploatare;

-stabilirea unor reglementări de întreţinere şi exploatare care să asigure menţinerea în timp a performanţelor iniţiale ale pieselor încărcate;

-elaborarea unor tehnologii simple şi eficiente de remaniere a defectelor accidentale. Pentru a veni în întâmpinarea cerinţelor, proiectantul trebuie să considere că, în realitate, are

de realizat un sistem eterogen, caracterizat prin modul de conlucrare a două sau a mai multor materiale, distincte, între care există o legătură rigidă la nivelul suprafeţelor de separaţie dintre metalul depus şi cel de bază şi defecte specifice proceselor de încărcare prin sudare asociate cu tensiuni reziduale.

A) Proiectarea constructivă a piesei încărcate

Prin proiectarea constructivă, urmărindu-se protecţia şi consolidarea suprafeţelor active ale pieselor încărcate, se parcurg două etape şi anume:

- proiectarea configuraţiei geometrice a depunerii; -stabilirea modului de pregătire a piesei în vederea încărcării. La proiectarea configuraţiei geometrice a depunerii se au în vedere principalele particularităţi

ale aliajelor dure şi anume o bună rezistenţă la compresiune şi o comportare necorespunzătoare la tracţiune şi forfecare. De aceea aliajele pentru încărcare trebuie aplicate în locuri solicitate la compresiune iar materialul de bază trebuie să preia solicitările de tracţiune şi încovoiere.

Pentru cazul în care anumite zone ale metalului de bază sunt supuse la solicitări care depăşesc limita de curgere a acestuia se poate proceda la consolidarea zonelor respective prin armare cu materiale cu proprietăţi adecvate.

Prin pregătirea suprafeţelor în vederea încărcării se urmăreşte curăţirea acestora de impurităţile provenite din mediul înconjurător şi profilarea lor în aşa fel încât să devină un bun suport al metalului depus prin sudare şi un element de preluare a solicitărilor din exploatare.

Unghiurile şi adânciturile suprafeţelor de încărcat se vor racorda la vârf, în aşa fel, încât la sudare să nu genereze concentrări de căldură care produc topirea unor cantităţi suplimentare din materialul de bază, deoarece acest fenomen poate să conducă la neomogenităţi chimice şi structurale în depunere şi la introducerea unor concentratori de tensiune.

Proiectarea constructivă se face pe baza solicitărilor la care este supusă piesa, a modului de distribuire a acestora, a defectelor specifice înregistrate în condiţii reale de exploatare şi a procedeului de încărcare utilizat. Ea trebuie adaptată fiecărei piese în parte şi fiecărui mod de solicitare. Din acest punct de vedere se disting piese ale căror suprafeţe active se pot considera uniform solicitate şi piese la care solicitarea suprafeţelor este diferenţiată pe zone bine determinate.



50

În continuare se prezintă câteva exemple prin care se evidenţiază câteva cazuri concrete de proiectare constructivă cu referiri la cele două situaţii menţionate.

►Suprafeţe active solicitate uniform. Ca prim exemplu se va prezenta încărcarea prin sudare a ciocanelor din componenţa morilor de măcinat materiale cu minerale (roci).

Ciocanele rotative sunt solicitate dinamic, la compresiune, cu sarcină aplicată aleatoriu şi prin frecare de tipul abraziv pe metal, materialul acestora fiind supus astfel la oboseală mecanică.

Uzura apare pe suprafeţele de atac ale ciocanelor (fig.2.9 poziţia 2) şi se manifestă prin defecte tipice de uzare prin abraziune sau şoc intens sau moderat. Ea este cauzată de procesele de microaşchiere ce apar la mişcarea relativă dintre ciocan şi materialul de prelucrat şi de microfisurile ce iau naştere în constituenţii duri şi fragili, ai suprafeţelor active, la impactul acestora cu materialul de prelucrat.

Particula de rocă de prelucrat este introdusă în spaţiul de lucru şi se deplasează cu viteza v în zona de acţiune a ciocanelor. Acestea se rotesc cu turaţia n şi acţionează prin lovire asupra particulelor de dimensiuni mari prin intermediul suprafeţelor active 1, protejate cu metal depus prin sudare (MD). Protecţia este eficientă dacă zonele de contact dintre ciocan şi material sunt integral acoperite. În caz contrar, la limita depunerii 3 apare o amorsă de defect. Aceasta se propagă în metalul de bază (MB) şi sub stratul de protecţie (MD). Din această cauză depunerea trebuie să acopere integral trei suprafeţe de contact. Grosimea acesteia se realizează din cca. trei straturi depuse pe un semifabricat pregătit conform fig.2.9 poziţia 4. Ca material de aport se utilizează unul cu duritate şi tenacitate ridicată, de preferinţă cu granulaţie fină şi cu un conţinut ridicat de carburi complexe uniform distribuite.

Fig.2.9. Schema de încărcare a ciocanelor din componenţa morilor de măcinat materiale minerale.

Ca al doilea exemplu se va prezenta încărcarea pereţilor laterali ai cupelor de excavator.

Pereţii laterali ai cupelor de excavator sunt solicitaţi la compresiune şi frecare de tipul material granular (pământ, nisip, pietriş, etc.) pe metal. Uzura apare ca urmare a deplasării materialelor minerale pe suprafeţele cupelor şi se manifestă prin reducerea grosimii acestora.

Dacă materialul de excavat este granulat şi are dimensiuni relativ mici, care permit deplasarea relativă a particulelor, atunci este dorită realizarea unei configuraţii a depunerii care să permită autoprotecţia. Acest deziderat este realizabil prin depunerea pe suprafeţele active ale cupelor a unor rânduri de sudură dispuse în formă de romb (fig2.10), având dimensiunile şi unghiurile de înclinare ale careurilor faţă de direcţia de mişcare a particulelor corelate cu granulaţia materialului excavat. O parte din materialul ce se deplasează cu viteza vm, la încărcarea şi descărcarea cupei, este reţinut în cavitaţiile create de rândurile de sudură şi formează un strat de protecţie a suprafeţei acoperite. În această situaţie, ca materiale de aport se folosesc aliaje dure pe bază de fier cu conţinut ridicat de crom şi carbon.



51

Un caz particular al acestei proiectări constructive a depunerii îl constituie ghidajul din alcătuirea maşinilor de format lanţuri.

Fig.2.10. Schema depunerii de protecţie a pereţilor laterali ai cupelor de excavator.

Ca al treilea exemplu se dă încărcarea ghidajelor de lanţ. Acestea sunt solicitate la compresiune şi frecare de tipul metal pe metal.

Uzura apare ca urmare a deplasării pe suprafeţele ghidajelor a zalelor de lanţ pe care în unele cazuri sunt imprimate bucăţi de ţunder sau aşchii metalice şi se manifestă prin reducerea neuniformă a grosimii ghidajelor, în mod deosebit în zonele de fund, unde presiunea este maximă.

Protecţia suprafeţelor de ghidare se poate asigura în mod eficient prin realizarea unor depuneri cu lungimea de 10-15mm, constituite din câte un rând de sudură, coliniar cu axul ghidajului. Acestea se aşează pe fundul ghidajului, echidistant, şi au pasul de cca. 0,75 din lungimea unei zale. Materialul de adaos trebuie să fie dur şi să asigure o rezistenţă bună la uzare prin frecare de tipul metal pe metal.

►Suprafeţe active solicitate diferenţiat. Ca prim exemplu se va prezenta încărcarea dinţilor de excavator.

Dinţii de excavator sunt solicitaţi diferenţiat. Astfel, vârful acestora este supus la compresiune cu şoc violent, iar suprafeţele frontale sunt supuse la frecare prin abraziune.

Uzura apare atât pe vârful dinţilor, unde se manifestă prin microfisuri, ciupituri şi modificări ale geometriei prin deformare plastică, specifică uzării de abraziune sub presiune ridicată combinată cu oboseală, cât şi pe suprafeţele dintelui, unde apare sub formă de rizuri şi zgârieturi cauzate prin procesele de microaşchiere care au loc la deplasarea materialului de-a lungul dintelui.

Având în vedere acest mod de solicitare, de apariţie şi manifestare a defectelor tipice, pentru realizarea unei structuri cu rezistenţă egală la uzare se impune încărcarea diferenţiată a celor două zone, cu materiale capabile să răspundă solicitărilor din exploatare. Astfel, pentru încărcarea vârfului A (fig.2.11.) este necesară utilizarea unei soluţii care să asigure acestuia o crustă dură, rezistentă la abraziune sub presiune ridicată şi oboseală, şi un miez tenace, capabil să preia şi să disipe o mare cantitate de energie. Pentru încărcarea suprafeţelor frontale (B), care trebuie să reziste la abraziune, este indicat a se utiliza un material dur, bogat în carburi de crom şi o concepţie a depunerii care trebuie să conducă la autoprotecţia acestora.

Un exemplu de aplicare a principiilor mai înainte enunţate este prezentat în fig.2.11.



52

Fig.2.11. Încărcare diferenţiată a dinţilor de excavator.

Un caz special îl constituie încărcarea organelor active ale maşinilor de prelucrat solul. În această situaţie încărcarea se poate face pe partea din spate (fig.2.12a) sau pe partea din faţă (fig.2.12b).

Încărcarea pe partea din faţă a organului activ se face când acesta lucrează în soluri nisipoase. Atunci când stratul de material h1 rezistent la uzare se găseşte pe partea din spate a piesei active, iar partea din faţă este într-un strat mai puţin dur h2, care se uzează mai repede, apare fenomenul de autoascuţire. În acest caz, muchia tăietoare are o grosime aproximativ egală cu grosimea stratului de încărcare. Grosimea stratului superior trebuie să asigure rezistenţa lamei tăietoare la deformare sau rupere.

Fig.2.12Moduri de încărcare a organelor active ale maşinilor de prelucrat solul.

Din cele prezentate anterior se poate constata că problematica proiectării constructive este

deosebit de complexă şi prezintă o importanţă deosebită datorită influenţei pe care o are asupra durabilităţii pieselor încărcate.

B) Capacitatea de încărcare a cuplurilor metal de bază-metal de adaos

Capacitatea de încărcare a cuplurilor metal de bază-metal de adaos este dependentă de următorii factori:

- caracteristicile şi natura materialului de bază; - caracteristicile şi natura materialului de aport; -proiectarea constructivă a pieselor încărcate; -procedeul de încărcare utilizat; -parametrii tehnologici de încărcare; -tratamentele termo-fizice aplicate; -natura şi amploarea defectelor existente în depunere şi la interfaţa metal de bază-metal depus; -natura şi intensitatea tensiunilor reziduale.



53

Aceşti factori sunt independenţi, acţionează în mod simultan şi se manifestă sub forma unor defecte combiante. Dintre aceştia, defectele şi tensiunile reziduale au tendinţa să diminueze capacitatea de prelucrare a solicitărilor din exploatare iar ceilalţi se pot manifesta atât în sens pozitiv cât şi negativ, funcţie de modul cum este condus procedeul de elaborare şi execuţie a pieselor încărcate.

Cu toate acestea, în practica curentă a fabricării pieselor încărcate se acceptă ca inevitabile defectele cele mai defavorabile şi anume fisurile. Dintre acestea preponderente sunt cele la rece.

Acceptarea unui anumit indice de fabricaţie, definit prin raportul dintre lungimea totală a fisurilor şi lungimea depunerii este funcţie de particularităţile fiecărei piese în parte.

Tendinţa de fisurare la rece a unei depuneri este influenţată în principal de conţinutul în constituenţi duri şi fragili, de conţinutul în hidrogen difuzibil şi de nivelul tensiunilor reziduale.

O analiză a posibilităţii de diminuare a defectelor de fragilizare ale depunerilor evidenţiază faptul că structura nu poate fi modificată, deoarece în caz contrar se impune acceptarea unui compromis în privinţa durabilităţii pieselor încărcate. Din această cauză pentru diminuarea tendinţei de fisurare a depunerilor se pot aplica numai măsuri tehnologice prin care se urmăreşte reducerea conţinutului de hidrogen difuzibil sau în unele cazuri particulare diminuarea vitezei de răcire prin preîncălzire şi reducerea nivelului tensiunilor reziduale. 2.2.5.2.Criterii pentru alegerea eficientă a procedeelor şi a materialelor de încărcare prin sudare.

Alegerea procedeelor şi a materialelor de încărcare prin sudare este o problemă de importanţă

majoră. În această etapă trebuie să se asigure posibilitatea de obţinere a unor piese încărcate cu o eficienţă cât mai ridicată din punctul de vedere al execuţiei, al siguranţei în exploatare, al consumurilor specifice şi al costurilor.

Cele două laturi ale procesului de alegere a procedeelor şi de selectare a materialelor de încărcare se intercondiţionează şi depind de factorii tehnico-economici.

Pe plan mondial satisfacerea necesităţilor exprimate de beneficiar şi corelarea acestora cu posibilităţile de fabricaţie ale producătorilor, cu cel mai înalt grad de flexibilitate, se face dinamic prin elaborarea unor tipuri de utilaje şi/sau grupe de materiale specifice anumitor condiţii de tip sau grupă şi adaptarea acestora conform necesităţilor concrete din exploatare.

Alegerea procedeelor de încărcare

Procesul de alegere a procedeului de încărcare prin sudare este influenţat în principal de trei grupe de factori decizionali, tehnici, economici şi umani.

►Factorii tehnici sunt:

• Volumul depunerilor, apreciat ca: mic -masa depunerii este de max.5% din masa piesei încărcate, mediu -masa depunerii este cuprinsă între 5% şi 10% din masa piesei, mare -masa depunerii este mai mare de 10% din masa piesei încărcate.

• Configuraţia depunerii, apreciată ca: simplă complexă.

• Diluţia metalului depus cu cel de bază: limitată şi redusă- pentru încărcarea cu materiale sensibile la impurificare cu elemente din MB fără restricţii - deosebite la nivelul de diluare a MD cu MB.



54

• Poziţiile în care se poate face încărcarea cu procedeul respectiv, pot fi: orizontal

în jgheab, vertical

în cornişă pe plafon. • Condiţiile de execuţie a încărcării, care pot fi:

la temperatura specifică mediului ambiant la temperaturi de preîncălzire şi între rânduri de min 2500C.

• Metalele şi aliajele ce se pot încărca cu procedeul respectiv. Acest factor are caracter restrictiv, find dependent de materialele de încărcare din fabricaţia curentă.

Factorii tehnici definesc posibilităţile de execuţie ale pieselor bimetalice la cerinţele calitative

impuse prin proiectare. Prin analiza comparativă a procedeelor disponibile, privite prin prisma factorilor tehnici, se

stabilesc soluţiile aplicabile pentru încărcarea unor serii de piese date şi o ordonare orientativă a acestora în funcţie de nivelurile calitative, obţinute în producţia industrială. Deşi, în general, aceşti factori prezintă o importanţă majoră în privinţa nivelului calitativ al producţiei, totuşi în practică trebuie să se acorde o atenţie deosebită diluţiei MA cu MB şi materialelor utilizabile deoarece acestea sunt dătătoare de ton. ►Factorii economici sunt:

• Productivitatea, exprimată prin calitatea de metal depus în unitatea de timp, depinde de procedeul de sudare şi de tehnologia de încărcare aplicată. Procedeele de încărcare mecanizată realizează productivităţi superioare. Printre acestea un loc deosebit ocupă cele cu arce multiple şi sârme groase.

• Investiţiile, exprimate prin cheltuieli necesare pentru dotarea cu echipamente şi spaţii de producţie. Aceste cheltuiei sunt minime în cazul încărcării prin sudare electrică manuală şi cresc în cazul procedeelor de încărcare mecanizată, atât datorită utilajelor de sudare cât şi ale celor auxiliare.

• Cheltuielile de producţie, exprimate prin costurile materialelor de sudare, al energiei şi al manoperei. Aceste cheltuieli sunt variabile în timp şi depind de situaţia conjuncturală a pieţii.

Influenţa factorilor economici trebuie analizată prin prisma tipului de producţie.

În cazul producţiei de unicate şi serie mică este recomandabil să fie utilizate acele tehnologii care sunt aplicabile cu dotarea existentă în unitatea de producţie, fără a fi necesare noi investiţii. Pentru producţia de serie mare sau pentru fabricaţia în condiţii grele de muncă se recomandă utilizarea procedeelor mecanizate. Pentru a veni în întâmpinarea acestui deziderat se poate proceda la organizarea producţiei pe tipuri de produse, realizabile prin aceeaşi tehnologie de încărcare prin sudare. ►Factorii umani Sunt greu de definit cantitativ, sunt variabili în timp şi deci mai greu de controlat. Totuşi, trebuie să li se acorde o atenţie deosebită deoarece de aceştia depinde nivelul calitativ al produselor.

Selecţia procedeelor de încărcare a unei serii de fabricaţie date se face în trei etape şi anume: - pe baza factorilor tehnici se selectează procedeele neutilizabile de cele utilizabile iar cele din

urmă se ordonează în funcţie de nivelele calitative ce se pot obţine;



55

- procedeele rămase din prima etapă se analizează din punctul de vedere al preţului de cost sau al altor condiţii restrictive şi se ordonează în funcţie de eficienţa economică de realizare a producţiei date la anumite niveluri calitative;

-procedeele, ordonate din punct de vedere economic, se analizează în privinţa cerinţelor referitoare la nivelul de calificare al forţei de muncă şi al disponibilităţilor existente.

Această etapă se va finaliza cu stabilirea procedeului de încărcare prin sudare.

Criterii de alegere a materialelor de încărcare prin sudare.

În perioada actuală se impune tot mai mult ideea utilizării unor tehnologii capabile să conducă la obţinerea unor piese ieftine, cu disponibilitate ridicată.

În domeniul fabricării şi recondiţionării prin încărcare cu sudură, una din condiţiile de bază care concură la realizarea dezideratului de mai înainte, este cea a utilizării în procesul de elaborare a tehnologiei de încărcare a unor materiale optime, din punctul de vedere al scopului urmărit, de cele mai multe ori economic, alese pe baza unor criterii raţionale.

Pornind de la faptul că procesul de încărcare cu straturi, cu proprietăţi speciale, nu este numai un mijloc de fabricare a pieselor ci şi un proces de sudare dintre cel puţin două materiale, care de cele mai multe ori sunt diferite şi greu sudabile, se poate aprecia că alegerea materialelor de încărcare prin sudare prezintă cel puţin două aspecte care se intercondiţionează reciproc şi anume:

-aspectul tehnologic, care se referă la compatibilitatea metalului de bază cu cel de adaos şi la influenţa parametrilor de încărcare asupra caracteristicilor piesei obţinute;

-aspectul economic, prin care se apreciază efectele obţinute prin încărcare. În general, un studiu de fundamentare a alegerii materialelor de încărcare trebuie să urmărească

succesiunea din fig.2.13.

Fig.2.13.Succesiunea factorilor care intervin la alegerea materialelor pentru încărcare.



56

Procesul de încărcare cu materiale cu proprietăţi speciale şi rezultatul acestuia este influenţat în mare măsură de caracteristicile şi specificul materialelor introduse în lucru. Din această cauză, pentru o selectare raţională a materialelor de adaos este necesară cunoaşterea în detaliu atât a cerinţelor de exploatare cât şi a caracteristicilor fizico-chimice, tehnologice şi economice ale materialelor utilizabile şi a corelaţilor dintre ele.

Studierea elementelor menţionate trebuie însă corelată şi particularizată cu cele două direcţii practice de desfăşurare a activităţii de încărcare prin sudare şi anume:

-remanierea defectelor de fabricaţie sau de exploatare ale pieselor; -execuţia unor piese noi, încărcate prin sudare. În primul caz, anume cel al remanierii, materialul de bază este cunoscut atât din punctul de

vedere al caracteristicilor fizico-chimice cât şi al nivelului şi al stării de degradare a acestuia, cerându-se proiectantului numai alegerea materialelor de încărcare.

În cazul al doilea, de execuţie a pieselor noi, este necesară elaborarea cuplului metal de bază-metal de adaos, în aşa fel încât în final, pe ansamblul rezultat, să se obţină, de cele mai multe ori caracteristici de rezistenţă la uzare egale faţă de solicitările concrete din exploatare.

În scopul atingerii obiectivului menţionat pe plan mondial se utilizeză diverse criterii de alegere a materialelor de încărcare. 2.2.5.3. Conducerea judicioasă a proceselor de încărcare.

Caracteristicile obţinute pe un cuplu dat, ansamblul metal de bază-metal de adaos, sunt dependente de modul de desfăşurare a procesului de încărcare prin sudare utilizat.

Compoziţia chimică şi structura depunerilor este influenţată de factorii fizici (temperatura şi volumul băii topite, natura reacţiilor din arcul electric, viteza de topire şi răcire a metalului de bază şi de adaos etc.) iar aceştia la rândul lor sunt dependenţi de parametrii tehnologici de încărcare (tipul, natura şi diametrul materialelor de încărcare, curentul de sudare, tensiunea arcului, viteza de sudare, parametrii operaţionali, temperatura de preîncălzire şi între rânduri etc.).

Din această cauză, în prima fază a procesului de elaborare a tehnologiei de încărcare prin sudare se urmăreşte stabilirea obiectivelor şi în corelaţie cu aceasta, elaborarea principiului de realizare a depunerii. Astfel, se va stabili structura necesară în exploatare, nivelul de fisurare acceptabil, cerinţele privind stabilitatea dimensională a ansamblului piesă încărcată, cerinţele privind modul de variaţie a caracteristicilor pe straturi, procedeele disponibile pentru prelucrare la cotă finală etc.

Structura ce se poate obţine pe depunerile reale, diluate, este dependentă în principal de nivelul de aliere, de viteza de răcire şi de tratamentul termo-mecanic aplicat post-sudare. Nivelul de aliere este influenţat de diluţia metalului depus cu metalul de bază iar aceasta la rândul său este determinat de procedeul de sudare utilizat, de tipul şi natura materialelor de încărcare şi de parametrii tehnologici folosiţi.

Viteza de răcire depinde de temperatura şi volumul piesei încărcate, de temperatura şi volumul băii topite, de temperatura de preîncălzire şi între rânduri şi de natura şi caracteristicile mediului de protecţie şi ambiant.

Nivelul de fisurare acceptat se stabileşte prin proiectare. În unele cazuri fisurile sunt considerate defecte ale pieselor încărcate şi pot provoca diminuarea rezistenţei la uzare sau nesatisfacerea unor cerinţe funcţionale, ca de exemplu la suprafeţele de etanşare.

Stabilitatea dimensională a ansamblului bimetal este influenţată în principal de nivelul tensiunilor reziduale şi de modul de variaţie a acestora în timpul exploatării. Tensiunile reziduale sunt funcţie de concepţia constructivă a ansamblului piesă încărcată, de rigiditatea acesteia şi de parametrii tehnologici de încărcare. Nivelul şi distribuţia tensiunilor reziduale se poate modifica prin aplicarea unor tratamente termo-mecanice.



57

Cunoaşterea modului de variaţie a caracteristicilor, cu numărul de straturi şi a posibilităţilor de dirijare controlată a acestora are importanţă deosebită pentru situaţiile în care performanţele ansamblului sunt afectate semnificativ.

Pentru unele materiale, dirijarea caracteristicilor se poate face prin parametrii tehnologici de încărcare.

Studierea posibilităţilor de prelucrare, la cota finită, în corelaţie cu mijloacele disponibile urmăreşte în mod deosebit trei aspecte distincte dar conjugate în cadrul ansamblului încărcat şi anume:

• prelucrabilitatea metalului depus prin sudare; • prelucrabilitatea zonei influenţate termic şi a zonelor constituite din metal diluat; • prelucrabilitatea metalului de bază.

Obţinerea unor structuri prelucrabile prin procedeele de productivitate ridicată este determinată de natura materialelor utilizate, de parametrii tehnologici de încărcare şi de tratamentele post sudare aplicate.

Analiza celor prezentate evidenţiază faptul că pentru atingerea scopului propus prin proiectare este necesară o alegere judicioasă a parametrilor tehnologici de încărcare. 2.2.5.4. Alegerea parametrilor tehnologici de încărcare

Parametrii tehnologici de încărcare sunt: tipul, natura şi diametrul materialelor de încărcare; curentul de sudare Is; tensiunea arcului, Ua ; viteza de sudare vs; temperatura de preîncălzire Tpi; temperatura între rânduri; parametrii operaţionali.

Parametrii tehnologici ►Tipul,natura şi diametrul materialelor de încărcare, Is şi Ua. În cazul selectării procedeelor şi a materialelor de încărcare se optează pentru utilizarea unui

anumit tip de aliaj depus printr-un procedeu de încărcare, atabilit în mod judicios. Acestui aliaj îi corespunde un material de încărcare bine determinat (electrod, cuplu flux-sârmă sau sârmă-gaz etc.) caracterizat prin natura protecţiei şi tipul şi natura reacţiilor din arc. Aceste caracteristici influenţează atât performaţele depunerilor cât şi productivitatea la încărcare.

Diametrul electrodului se stabileşte în funcţie de scopul urmărit, grosimea depunerii şi de accesibilitatea în zona de încărcat. Pentru depuneri de grosimi reduse se recomandă utilizarea unor electrozi cu diametrul mic, care să permită obţinerea dimensiunilor prescrise la o singură trecere. În cazul realizării unor depuneri cu grosime mare este preferabilă folosirea electrozilor groşi, deoarece sunt mai ieftini şi asigură o productivitate mai mare. Diametrul electrozilor este funcţie de procedeul utilizat.

Electrozii înveliţi se fabrică în mod industrial cu următoarele diametre: 1,6-2,0-2,5-3,25-4, 0-5,0-6,0 mm.

Sârmele pentru încărcare prin sudare se produc cu următoarele diametre: 0,5-0,6-0,8-1,2-1,25-1,6-1,8 mm.

Diametrul sârmelor tubulare este cuprins în general între 0,8 şi 2,5 mm. Curentul de sudare (Is) are influenţă directă asupra cantităţii de căldură furnizată de arc şi ca

urmare influenţează volumul de metal topit. Pentru condiţii identice de încărcare, la creşterea curentului de sudare creşte adâncimea de pătrundere, creşte diluţia şi se reduce lăţimea rândului.

Din considerente economice este de preferat să se lucreze cu curenţi mari, care permit obţinerea unor producţivităţi ridicate.

Curentul de sudare şi mai ales densitatea acestuia influenţează de asemenea coeficienţii de trecere prin arc a elementelor de aliere. O parte dintre acestea se pot vaporiza la o temperatură prea ridicată. În unele cazuri valoarea lui Is este limitată în aşa fel încât să conducă la obţinerea diluţiei proiectate.



58

Curenţii utilizaţi depind în mare măsură de materialele folosite pentru încărcare, iar valorile acestora trebuie să se încadreze în cele recomandate de producătorii materialelor de încărcare. În lipsa acestor recomandări curentul de sudare pentru sudarea electrică cu electrozi înveliţi se poate determina cu relaţia:

( ) cs ddI ⋅+= 620 Tensiunea arcului este proporţională cu lungimea acestuia, fiind dependentă de natura

materialelor utilizate. Tensiunea mică caracterizează un arc scurt deci pătrundere mare şi lăţime mică. În aceleaşi condiţii de încărcare, cu creşterea tensiunii creşte lăţimea sudurii şi scade adâncimea de pătrundere.

Tensiunea arcului Ua, în V, are o variaţie definită în general prin relaţia: Ua= a+b La

În care: a şi b sunt constante, care depind de materialele de sudare utilizate; La este lungimea arcului.

►Temperatura de preîncălzire. Piesele încărcate sunt un ansamblu în care participă de cele mai multe ori două componente

distincte din punctul de vedere al compoziţiei chimice şi anume depunerea şi materialul de bază. Acest fapt are repercursiuni asupra coeficientului de dilatare şi a punctelor critice de transformare, care pot să difere esenţial în timpul proceselor de încălzire-răcire şi să genereze, la nivelul ansamblului bimetalic, tensiuni tranzitorii sau remanente, care ating uneori valori periculoase ce pot produce fisurarea la rece sau chiar exfolierea depunerilor.

Una din metodele frecvente de reducere a susceptibilităţii la fisurare a structurilor încărcate este preîncălzirea componentelor. Nivelul şi modul de aplicare ale preîncălzirii este influenţat printre altele de numărul, lungimea, natura şi distribuţia fisurilor acceptate. Nivelul de fisurare acceptat este una din condiţiile tehnice de calitate ale pieselor încărcate, fiind stabilit la proiectare. Temperatura minimă de preîncălzire (Tpi) se alege în aşa fel încât susceptibilitatea la fisurare a piesei încărcate să fie mai mică sau cel mult egală cu cea admisă prin proiectare.

Stabilirea temperaturii de preîncălzire este o problemă complexă, dependentă de mai mulţi factori. În general, Tpi se stabileşte experimental pe piese reale, prin tatonări succesive. În unele cazuri particulare temperatura de preîncălzire a fiecărui material conţinut de piesa încărcată (Tpi) se poate determina analitic printr-o metodă specifică, urmând a se alege ca Tpi a ansamblului, valoarea maximă obţinută pentru componentele ansamblului. În cele ce urmează sunt prezentate două dintre metodele specifice de determinare a Tpi.

• Metoda cu ajutorul temperaturilor critice de transformare, este aplicabilă pieselor executate din mteriale care în procesul de încălzire-răcire suferă transformări structurale, în urma cărora în zonele caracteristice, depunerea (D) şi respectiv zona influenţată termic (ZIT), apar constituenţi fragili (martensită, bainită etc.), sensibili la fisuraţie.

În acest caz temperatura de preîncălzire a materialului analizat Tpi se stabileşte la o valoare superioară sau cel puţin egală cu cea a temperaturii de apariţie a constituenţilor fragili.

Temperaturile critice de transformare pot fi evidenţiate prin metode clasice de determinare sau pentru oţelurile inoxidabile martensitice sau martensito-feritice pe cale analitică.

Ca metodă experimentală se recomandă analiza dilatometrică, datorită faptului că aceasta este foarte precisă şi expeditivă pentru un anumit caz dat. Ca exemplu edificator în acest sens se prezintă cel al depunerilor realizate cu electrozii EICr2,5W4,5V.

Curba dilatometrică obţinută, conform STAS 7501-66, pe epruvete prelevate din metal depus cu electrozii menţionaţi, în stare sudată, este redată în fig.2.14



59

Fig.2.14. Curba dilatometrică a MD cu electrozi EICr2,5W4,5V Temperatura de început de formare a martensitei (Ms) se situează la 4000.

În cazul oţelurilor inoxidabile-martensitice sau martensito-feritice Ms se poate determina şi anlitic, în baza compoziţiei chimice. În acest scop se recomandă utilizarea relaţiei:

Ms=561-475(C)-33(Mn)-17(Cr)-17(Ni)-21(Mo)-11(W)-11(Si)+27(Nb)-44(V)+19(Ti) [%]

unde în parantezele rotunde, elementele chimice se înlocuiesc cu conţinutul real al acestora, în procente. Se subliniză însă faptul că determinarea prin calcul a temperaturii Ms este afectată de o anumită incertitudine şi în consecinţă pentru cazurile pretenţioase se recomandă determinarea experimentală a acestei valori.

• Metoda cu ajutorul carbonului echivalent, care este aplicabilă numai în cazul oţelurilor carbon sau slab aliate. În această situaţie: -se determină carbonul echivalent (K) cu ajutorul relaţiei:

[ ]%5241354156

++++++++= VPSiCuCrMoNiMnCK

-în baza valorii obţinute Tpi se stabileşte astfel: K ≤ 0,45...........................Tpi ≤ 1000C 0,45 ≤ K ≤ 0,60............. ...100 ≤ Tpi ≤ 2500C K ≥ 0,60............................Tpi ≥ 2500C.

La utilizarea acestei metode nu se iau în vedere următorii factori:

-puritatea materialului şi procesul de elaborare al acestuia: -mărimea piesei şi temperatura mediului ambiant; -procedeul de sudare şi diametrul electrozilor.



60

Efectele preîncălzirii se manifestă prin: -scăderea vitezei de răcire a zonelor caracteristice. Aceasta face ca transformările structurale

care au loc la nivelul MD şi ZIT să fie mai lente şi mai apropiate de echilibru, fapt ce creează posibilitatea reducerii cantitative a constituenţilor fragili şi a conţinutului de gaze ale zonelor respective;

-uniformizarea relativă a câmpului termic al ansamblului bimetalic care face ca tensiunile tranzitorii să scadă. Această scădere este lentă dacă temperatura de preîncălzire este inferioară temperaturilor de variaţie în salturi a coeficienţilor de dilatare a componentelor participante în cadrul bimetalului şi semnificativă în caz contrar;

-mărirea temperaturilor maxime ale ciclurilor termice din ZIT. Fenomenul menţionat poate duce la creşterea grăunţilor cristalini şi la diminuarea caracteristicilor ZIT, fiind întâlnit de exemplu în variantă bimetal, a ştanţelor pentru prelucrarea la rece, unde, pentru a evita lăţimea fâşiei de supraîncălzire s-a utilizat un material de bază cu granulaţie fină;

-diminuarea conţinutului de hidrogen difuzibil din depunere; -transformări de revenire în metalul de bază, dacă acesta este în stare călită şi /sau fenomene de

îmbătrânire; -creşterea cheltuielilor de producţie şi scăderea productivităţii muncii. ►Temperatura între rânduri este dată de temperatura depunerii sau a metalului de bază din

zona adiacentă la care se poate depune următorul strat. Prescrierea acestui parametru se impune numai în cazul în care încărcarea se face prin mai multe treceri şi este necesar controlul vitezei de răcire, a fiecărui rând în parte sau prevenirea încălzirii excesive a regimului de încărcat. Prin controlul vitezei de răcire a fiecărui rând se urmăreşte obţinerea unor depuneri omogene din punct de vedere structural.

Pentru prevenirea încălzirii excesive se recomandă ca temperatura între rânduri să nu depăşească temperatura de apariţie a martensitei sau a unor constituenţi fragili în metalul de încărcat.

Parametrii operaţionali.

Depunerile sunt constituite, în general, din mai multe rânduri şi uneori din mai multe straturi. Modul de aşezare al acestora în cadrul depunerii influenţează nivelul calitativ al suprafeţelor încărcate. Aceasta influenţă se manifestă în mod deosebit asupra diluţiei, a omogenităţii depunerii şi a nivelului tensiunilor reziduale.

În scopul obţinerii unor suprafeţe omogene se recomandă ca rândul ulterior să topească pe cel precedent pe 1/3....1/2 din lăţimea acestuia.(fig.2.15)

a1/3-1/2a

a

1/3

2/3

b

Fig.2.15 Modul de depunere a rândurilor de sudură la încărcarea cu sudură.

În mod obişnuit, pătrunderea la sudare este de cca 1/3 din lăţimea b a rândului de sudură.



61

Această valoare asigură o legătură intimă între cele două elemente şi o diluţie a metalului depus de 10...40%, în funcţie de procedeul utilizat şi de densitatea de curent folosită la sudare.

În cazul în care încărcarea se face cu pendulare este indicat ca aceasta să nu depăşească de trei ori diametrul electrodului. Ordinea de sudare se stabileşte în aşa fel încât să conducă, în piesa încărcată, tensiuni şi deformaţii minime, pe cât posibil echilibrate.

2.2.5.5.Tratamente termice după sudare. Tratamentele termice după sudare se aplică în principal, în scopul obţinerii unor caracteristici cerute în exploatare sau al unor facilităţi în procesul de fabricaţie a pieselor încărcate. Dintre acestea se menţionează: mărirea siguranţei în exploatare, creşterea stabilităţii dimensionale, reducerea sensibilităţii la fisurare, îmbunătăţirea prelucrabilităţii prin şchiere etc.

Prametrii tehnologici prescrişi tratamentelor după sudare trebuie să asigure, frecvent, un compromis între cei recomandaţi pentru materialele ce concură la realizarea ansamblului piesă încărcată. Acestea sunt de cele mai multe ori diferite din punctul de vedere al compoziţiei chimice, al structurii şi al procedeului de obţinere, fapt ce poate duce la manifestări de incompatibilitate la anumite tratamente a pieselor încărcate.

După scopul urmărit tratamentele termice după sudare se clasifică în : • tratamente de dehidrogenare; • tratamente de recoacere; • tratamente de îmbunătăţire a caracteristicilor mecanice prin călire-revenire; • tratamente de precipitare; • tratamente speciale sau combinaţii ale acestora.

Dehidrogenerea are ca obiectiv reducerea nivelului de hidrogen difuzibil din ansamblul piesă încărcată până la o valoare acceptabilă. Ea constă din încălzirea la o temperatură de cca 250...3500C şi menţinerea la această temperatură o durată de câteve ore până la câteva zile. Acest tratament permite eliminarea hidrogenului prin difuzie, pentru evitarea fisurii întârziate. În scopul obţinerii unor rezultate superioare se recomandă ca tratamentul termic de dehidrogenare să fie aplicat imediat după sudare, pe piesa caldă. Recoacerea pieselor încărcate se face, în general, pentru:

a) îmbunătăţirea prelucrabilităţii prin aşchiere; b) detensionare; c) recristalizare după deformare plastică la rece.

Prelucrabilitatea unui material este determinată printre altele de structura sa. Aceasta poate fi modificată prin tratament termic.

Prelucrabilitatea oţelurilor carbon sau slab aliate cu structură preponderent feritică este determinată de faptul că acest constituent aderă la muchia sculei aşchietoare. Pentru îmbunătăţirea prelucrabilităţii acestor oţeluri se urmăreşte diminuarea aderenţelor de ferită.

Modalităţile de realizare a acestui obiectiv sunt: creşterea granulaţiei austenitice, reducerea cantităţii de ferită şi creşterea corespunzătoare a proporţiei de perlită; dispersarea feritei în toată masa structurală; modificarea formei feritei, de la poliedrică spre aciculară.

Oţelurile de îmbunătăţire au în stare recoaptă structuri ferito-perlitice, cu prelucrabilitate satisfăcătoare. În cazul în care se doreşte creşterea productivităţii la aşchiere se va proceda la distrugerea eventualelor structuri de benzi sau la globulizarea perlitei.

Pentru oţelurile carbon sau aliate eutectoide sau hipereutectoide efectul abraziv al lamelelor de cementită şi eventual al carburilor aciculare se poate diminua prin globulizarea acestora. Muchia tăietoare a sculei va aluneca pe paticulele globulare, pătrunzând uşor în masa feritică şi smulgând aşchii ce vor conţine şi globule de cementită sau carburi.



62

În cazul oţelurilor autocălibile, îmbunătăţirea prelucrabilităţii prin aşchiere se poate realiza funcţie de conţinutul elementelor de aliere prin recoacere completă, prin recoacere izotermă sau prin normalizare.

Având în vedere diversiatatea materialelor de prelucrat, alegerea regimului optim de îmbunătăţire a prelucrabilităţii prin aşchiere trebuie să se facă pentru fiecare caz în parte, urmărindu-se totodată şi influenţa acestui tratament asupra factorilor tehnico-economici.

Detensionarea se aplică pieselor încărcate în scopul reducerii tensiunilor interne şi al măririi stabilităţii dimensionale a acestora. Totodată influenţează caracteristicile mecanice ale ansamblului realizat, susceptibilitatea spre fisurare la rece şi prelucrabilitatea acestora.

Eliminarea tensiunilor interne, la oţeluri, începe de la cca 4500C, detensionarea aproape completă realizându-se la 600-7000C. Detensionarea la temperaturi coborâte, de 150...2000C este utilizată mai rar şi se aplică oţelurilor călite.

În cazul fontelor eliminarea tensiunilor interne se produce rapid, începând de la cca 4000C. În toate situaţiile, încălzirea şi răcirea trebuie să fie lentă, pentru a evita cumularea tensiunilor termice cu cele iniţiale (la încălzire) sau producerea celor termice de răcire în materialul deja detensionat.

Cea mai mare parte din tensiuni se elimină în primele 1-2 ore de menţinere la temperatura de detensionare. Din cele prezentate rezultă că pentru o detensionare cât mai avansată temperatura trebuie să fie situată cât mai aproape de 6000C, iar durata de menţinere nu trebuie să depăşească 3-4 ore din momentul egalizării temperaturii. De asemenea se recomandă că detensionarea să fie aplicată imediat după sudare, pe piesa caldă.

Recoacerea de recristalizare are drept obiectiv eliminarea parţială sau totală a ecriusajului, urmărind fie scopuri tehnologice, fie obţinerea unei anumite asociaţii între proprietăţile de rezistenţă şi cele de plasticitate.

Pentru readucerea spre starea de echilibru, materialele ecruisate se supun încălzirii. Temperatura de recristalizare este caracteristică fiecărui material în parte, fiind cuprinsă între 35% şi 55% din temperatura de topire.

La alegerea parametrilor de recristalizare trebuie avut în vedere un factor extrem de important şi anume mărirea grăuntelui cristalizat. Aceasta creşte excesiv dacă durata de menţinere depăşeşte durata recristalizării propriu-zise.

Tratamente de călire-revenire se aplică uzual pieselor recoapte în scopul durificării acestora. Parametrii tehnologici de călire-revenire sunt specifici fiecărui ansamblu material depus-material de bază. Aceştia se determină experimental, în funcţie de parametrii recomandaţi pentru materialele utilizate.

Fenomenele de precipitare, de carburi sau compuşi intermetalici, se pot manifesta la unele aliaje de încărcare atât în condiţii de exploatare (temperaturi ridicate etc) cât şi prin aplicarea unor tratamente adecvate acestui scop. Natura proceselor şi factorii de influenţă a acestora sunt specifici fiecărui tip de aliaj.

În cele ce urmează se prezintă trei exemple de folosire eficientă a proceselor de precipitare şi anume:

• Aliajul de tipul 0,35%C-1%Mn-1,5%Cr-8%W-2%Co-87%Fe, utilizat la încărcarea muchiilor tăietoare ale ştanţelor. Duritatea depunerilor, în stare sudată, este de cca 45 HRC. Tratamentul de precipitare (550+ 200C/±0,1h/cuptor) conduce la creşterea durităţii până la cca 55 HRC.

În stare sudată depunerile sunt prelucrabile prin procedee speciale de aşchiere. Tratamentul de precipitare la 5500C permite realizarea unor scule cu o rezistenţă bună la uzare de abraziune şi o stabilitate dimensională satsfăcătoare. Aceste rezultate apar ca urmare a suprapunerii tratamentului de precipitare în depunere a compuşilor intermetalici pe bază de cobalt şi a carburilor de wolfram,



63

peste cel de detensionare, recomandat suportului (MB) care este în mod obişnuit un oţel carbon sau slab aliat.

• Aliajul de tipul 0,03%C-18%Ni-4,5%Mo-11%Co-0,2%Ti-0,01%N2-66,5%Fe, recomandat pentru încărcarea matriţelor.Depunerile acestuia în stare sudată au o duritate de cca 30 HRC şi o structură de turnare constituită din martensită moale, datorită atât conţinutului redus de carbon, de max. 0,05% cât şi unor adaosuri de Ni, Co, Mo, Ti, Al judicios dozate. Un tratament termic efectuat între 3 şi 7 h la 4800C provoacă precipitarea compuşilor intermetalici pe bază de nichel şi molibden şi de nichel şi titan. Aceştia sunt repartizaţi foarte fin în toată masa metalică şi conduc la o creştere fparte mare a durităţii, de până la 55HRC. În aceste condiţii de duritate aliajul mai posedă încă o excelentă alungire.

Utilizarea acestui aliaj în condiţiile de tratament menţionate mai înainte pernite fabricarea prin încărcare a unor scule uşor prelucrabile prin aşchiere, cu o bună rezistenţă la uzare şi o bună stabilitate dimensională.

Aliajul de tipul 1,25%C,-17%Cr-4,5%W-2,5%Mo-1%Ni, destinat încărcării suprafeţelor active ale cuţitelor pentru debitat bare la cald. Duritatea depunerilor, în stare sudată, este de cca 40HRC. Tratamentul termic de precipitare (930±100C/1±0,5 h/aer) are ca rezultat o creştere a durităţii cu cca 25%.

Pe baza acestor date se poate trece la utilizarea raţională a aliajului menţionat. Astfel, în cazul încărcării unor cuţite supuse la abraziune sub presiune medie sau ridicată temperatura de exploatare a acestora nu o poate depăşi pe cea de precipitare deoarece în această situaţie se favorizează fragilizarea şi degradarea materialului. Dimpotrivă, când cuţitele sunt supuse la abraziune sub presiune scăzută, se recomandă aplicarea unui tratament de precipitare care duce la creşterea durităţii depunerii şi deci la durabilităţi în exploatare.

Tratamentele speciale cuprind o serie de procedee care concură la obţinerea unor performanţe superioare celor realizate pe depunerile prelucrate clasic. Un astfel de exemplu este cel de nitrurare, aplicat aliajului de tipul 0,03%C-18%Ni-4,5%Mo-11%Co-0,2%Ti-0,01%N2-66,5%Fe, în stare precipitată, care datorită adaosurilor de Al permite creşterea durităţii acestuia până la cca 61 HRC.

2.2.6. Încărcarea prin sudare cu arc electric cu electrozi tubulari.

2.2.6.1.Analaliză comparativă între încărcarea cu electrozi tubulari şi încărcarea cu electrozi cu vergea plină.

La ora actuală marea majoritate a electrozilor pentru sudare şi încărcare sunt realizaţi din vergele metalice pline cu înveliş aplicat prin presare. Totuşi cu mulţi ani în urmă, în perioada de început a sudurii, se realizau electrozi cu vergele metalice tubulare cu înveliş aplicat prin imersionare, ponderea lor fiind mult mai mare pe piaţă faţă de electrozii cu vergea plină.

Din punct de vedere constructiv diferenţa dintre cele două tipuri de electrozi este semnificativă. În figura 2.16 sunt prezentate secţiuni transversale ale electrozilor cu vergea metalică plină(a) şi cu vergea metalică tubulară(b).



64

Fig.2.16. Secţiuni transversale ale electrozilor: a-electrod cu vergea plină (EVP); b-electrod cu vergea tubulară(EVT).

Dezvoltarea tehnologiilor de fabricaţie în masă a electrozilor pentru sudare au impus în cele din

urmă ca marii producători să încline spre fabricarea electrozilor cu vergea plină cu înveliş aplicat prin presare. Astăzi datorită avantajelor reale pe care le au electrozii tubulari la încărcare, comparativ cu electrozii convenţionali(cu vergea plină), câteva firme specializate pe protecţia pieselor împotriva uzării au rămas fidele fabricării şi utilizării la încărcare a electrozilor tubulari.

Astăzi se fabrică o gamă largă de electrozi tubulari, la diametre cuprinse între 3,2 şi 12mm, care permit obţinerea a peste 16 tipuri de aliaje pentru încărcare.

Cele mai importante aplicaţii ale electrozilor tubulari sunt în domeniul încărcării pieselor solicitate la uzare prin abraziune cu diferite grade de severitate cu sau fără impact.

2.2.6.2. Tipuri de aliaje obţinute prin încărcarea cu electrozi tubulari înveliţi

Pe plan mondial cele mai răspândite materiale de încărcre care se fabrică la or actuală sub formă de electrozi tubulari sunt pe bază de carburi metalice, aliajul rezultat prin sudare având matricea de Fe (oţel). Metalul depus prin încărcare cu electrozii tubulari se încadrează în două grupe mari de aliaje după cum urmeză:

• aliaje pe aliaje pe bază de carbură de crom; • aliaje pe bază de carbură de wolfram.

Vom prezenta pe scurt aceste aliaje, modul de obţinere şi caracteristicile lor principale. ►Aliaje pe bază de carbură de crom

Aceste aliaje sunt larg răspândite şi utilizate la încărcarea prin sudare datorită proprietăţilor excelente pe care le conferă la temperaturi ridicate, coroziune şi abraziune. Constituentul de bază al acestor aliaje este carbura de crom.

• Carbura de crom Cromul este un element principal de aliere în oţeluri şi aparţine grupei a VI-a a sistemului periodic al elementelor după Mendeleev. În combinaţia cromului cu carbonul pot fi identificate trei tipuri de carburi: Cr3C2; Cr7C3 şi Cr23C6.

Aceşti compuşi definiţi sunt constituenţi structurali cu reţea cristalină proprie şi au o temperatură fixă de topire, respectiv de solidificare. Fiecare din aceste carburi pot să primească în soluţie fierul. Datorită solubiliţăţii mari a fierului în carbura Cr7C3 este împiedicată apariţia carburii Cr23C6 în echilibru cu ferita . Deoarece carbura Cr23C6 admite în soluţie atât Mo cât şi W, se formează carburi complexe de tip (Cr,Fe,Mo,W)23C6; existenţa acestora este însă limitată, întrucât existenţa Mo şi W în exces conduce la formarea carburilor Fe2Mo2C respectiv Fe2W2C. Proprietăţile fizico chimice cele mai importante ale celor trei tipuri de carbură de crom sunt prezentate în tabelul 2.8.



65

Tabelul 2.8 Tipul de carbură

Conţinutul de C [%]

Structura cristalină

Densitate[Kg/dm3] Microduritate [HV]

Temperatura de topire [0C]

Cr3C2 13,4 Rombică 6,7 2700 1895 Cr7C3 9,0 Hexagonală 6,9 2100 1780 Cr23C6 5,7 Cubică 7,0 1650 1520

După cum se observă cele trei tipuri de carburi diferă între ele mai ales prin conţinutul de carbon, structură cristalină, punct de topire şi duritate, în timp ce densităţile lor sunt destul de apropiate. Din punct de vedere al rezistenţei la uzare, carbura de Cr3C2, prezintă cel mai mare interes, datorită durităţii sale ridicate.

• Electrozi tubulari pe bază de carbură de crom fabricaţi pe plan mondial Unul din cei mai mari producători de electrozi tubulari pe plan mondial este TRITEN Corporation prin grupul Triten APG(Alloy Products Group), cu centre de producţie în America şi Europa. Programul de fabricaţie cuprinde mărci şi grupe de electrozi tubulari înregistraţi sub marca Triten Armalloy, pentru cele mai importante tipuri de uzare.

TRITEN ARMALLOY 16 (Cod culoare capăt: negru) Caracterizare: Electrod tubular dezvoltat pentru costuri scăzute, cu aplicaţii generale, cu

domeniu larg de protecţie în condiţii moderate de abraziune şi impact. Compoziţia chimică a MD nediluat este următoarea:C=4,5%; Cr=10%;Mo=2%. Duritatea MD: 58-62 HRC Microstructura MD: fontă martensitică; Exemple tipice de aplicaţii: Şuruburi de conveioare, lame de mixere, piese de pompe pentru

noroi şi beton, piese de concasoare, echipamente de manipulare din industria cimentului şi cărbunelui. TRITEN ARMALLOY 23 (Cod culoare capăt: albastru)

Caracterizare: Electrod tubular cu foarte înaltă rezistenţă la temperaturi de până la 6500C şi cu

rezistenţă la eroziune cu particule fine. Nu se recomandă pentru condiţii de impact puternic. Compoziţia chimică a MD: C=5,5%;Cr=19%; Mo=5,0%; V=1,0%; Nb=5,0%; W=2,5%. Duritatea pe MD: 60-64 HRC; Microstructura MD: Hipereutectic cu carburi primare de crom şi carburi de niobiu într-o

matrice austenitic-eutectică. Cantitatea totală de carburi este aprox.60-65%. Exemple tipice de aplicaţii: uzine de cocs. Dispozitive de alimentat furnale, palete de

exhaustoare din uzine de sinterizare şi peletizare. TRITEN ARMALLOY 30,33,35 (Cod culori capăt: 30-roşu, 33-alb, 35-roz )

Caracterizare: Grup de electrozi ce asigură rezistenţă înaltă la abraziune în condiţii de impact

moderat. Toate tipurile pot fi folosite la încărcarea direct pe oţel carbon, tipurile 30 şi 35, pot fi depuse pe fontă cenuşie iar tipul 33 direct pe oţel manganos.

Compoziţia chimică şi duritatea pe MD: Microstructura MD: Hiper-eutectică cu carburi primare de crom în matrice austenitic-eutectică.



66

Tabelul 2.9 Marca electrod

C [%] Mn [%] Cr [%] Mo [%] V [%] B [%] Duritatea [HRC]

Armalloy 30

5,5 3,0 30,0 - - - 52-55

Armalloy 33

5,5 0,5 32,0 - - - 55-60

Armalloy 35

5,0 3,5 26,0 3,5 1,0 0,3 50-60

Exemple tipice de aplicaţii: extrudere pentru ulei de palmier, tobogan pentru şuruburi de

conveioare, brăzdare de plug pentru agricultură, echipamente pentru manipulare nisip şi cărbune, ciocane pentru zdrobit minerale moi, echipamente pentru cariere şi fabrici de cărămizi.

TRITEN ARMALLOY 34 (Cod culoare capăt: verde pal)

Caracterizare: Electrod tubular dezvoltat să ofere rezistenţă excelentă la abraziune şi viteză

ridicată, în medii de particule fine unde apare uzarea prin eroziune. Compoziţia chimică a MD: C=4,0%; Cr=25%; Mo=2,9%; V=0,5%; B=1,75%. Duritatea pe MD: 58-62 HRC; Microstructura MD: Hiper-eutectică cu carburi de crom fine într-o matrice martensitic-

eutectică. Exemple tipice de aplicaţii: palete de ventilatoare, placă de căptuşeală mori, palete de rotoare şi

carcase. TRITEN ARMALLOY 37 (Cod culoare capăt: maro) Caracterizare: Electrod dezvoltat pentru aplicaţii în care abraziunea înaltă este combinată cu

condiţii de impact scăzute. Compoziţia chimică a MD: C=5,0%; Mn=1,0%; Cr=23,5%; Nb=7,0%; V=1,0%. Duritatea pe MD: 55-66 Microstructura MD: Hiper-eutectică cu carburi primare de crom într-o matrice austenitic-

eutectică. Exemple tipice de aplicaţii: Surburi lanţuri de mină cupe şi dinţi pentru echipamente de excavat,

sfredele pentru pământ şi argilă, echipamente pentru măcinat cărbune silicios.

TRITEN ARMALLOY 108 (Cod culoare capăt: roşu purpuriu)

Caracterizare: Electrod tubular pentru scopuri generale de îmbinare, încărcare şi straturi tampon care asigură depuneri fără fisuri cu rezistenţă înaltă la impact şi rezistenţă moderat-înaltă la abraziune când se ecruisează.

Compoziţia chimică a MD: C=0,65%; Mn=12,0%; Cr=14%; V=1,0%. Microstructura: austenitică Exemple tipice de aplicaţii: Fălci de concasoare, mantale şi conuri de concasoare, bare

zdrobitoare şi ciocane de mori, role de concasoare şi inimi de încrucişare pentru cale ferată.



67

►Aliaje pe bază de carbură de wolfram Aceste aliaje permit obţinerea unor performanţe deosebite la uzarea prin abraziune severă. Metalul

depus prin sudare este constituit din particule dure de carbură de wolfram înglobate într-o matrice metalică moale care de obicei este din Fe(oţel). Există şi aliaje la care matricea se realizează din Ni, Co sau Mo. Constituentul de bază al acestor aliaje este carbura de wolfram sub formă de granule. Carbura de wolfram poate fi obţinută prin topire în cuptoare cu arc electric sau prin sinterizare.

• Carbura de wolfram topită reprezintă eutecticul aliajelor WC+W2C. În funcţie de conţinutul de C pot exista mai multe stări ale aliajului W-C. Compusul (faza) WC prezintă două stări polimorfe, faza α-WC la temperatură joasă şi faza β-WC la temperatură ridicată.

Compusul (faza) W2C are domeniul de omogenitate variabil, funcţie de conţinutul de C. Între W şi W2C există un eutectic la temperatura de 27100C, iar între W2C şi β-WC un alt eutectic la temperatura de 27600C.

Aliajul W2C, care se obţine la un conţinut de 3,16%C, are duritatea cea mai mare şi este de dorit să aibă o pondere cât mai mare în eutecticul WC+W2C. Carbura de wolfram cea mai utilizată la fabricarea materialelor de încărcare, în creuzete de grafit, a unui amestec pulverulent format din wolfram matalic şi grafit. Topitura obţinută se toarnă în forme centrifugale, rezultând nişte lingouri spongioase, care apoi se concasează şi sortează pe clase de granulaţii cuprinse între 0,07-4,0 mm.

• Carbura de wolfram sinterizată se obţine prin compactarea unui amestec ternar WC+C la presiuni de 5-20 bar şi o temperatură de cca 15000C. Procesul de sinterizare are loc în prezenţa unui lichid fază şi cuprinde trei etape. În timpul

etapei de micşorare rapidă sau rearanjare, lichidul format face posibil ca particulele solide să se mişte prin acţiunea capilarităţii, să se rearanjeze şi să formeze un agregat compact. În etapa a doua are loc dizolvarea şi precipitarea carburilor, iar în etapa a doua are loc dizolvarea şi precipitarea carburilor, iar în etapa a treia se produce creşterea granulelor. Tabelul 2.10

Rezistenţa [N/mm2] Tipul de carbură

Densitatea [Kg/dm3]

Temp. de topire [0C]

Microduritatea [HV0,5]

Înconv. Compr.

W2C turnată 17,3 2730±15 3000 - - W2C+WC turnată

16,0 2800 1800-2000 300-400 2200

W2C sinterizată

15,7 2870±50 1600-1800 400-500 3000

WC+6%Co Sinterizată

14,8-15,0 - 1500-1600 1600-1800 5000

W2C+WC spherothene

16,4 2800 3000-4000 - -

Amestecurile utilizate pentru sinterizare por fi: ternare (WC-Co), cuaternare [WC+(W,Ti sau

Ta)C+Co] şi cvinare[WC+(W,Ti,Ta)C+Co]. Prin sinterizare se pot realiza plăcuţe (CMS), bare (baghete) sau granule. La încărcare se utilizează barele (care pot fi învelite) şi granulele (0,2-12mm) având compoziţia: 94%WC+6%Co.

Proprietăţile fizico-chimice cele mai importante ale carburii de wolfram sunt prezentate în tabelul 2.10



68

• Electrozi tubulari pe bază de carbură de wolfram fabricaţi pe plan mondial. Sunt prezentate în continuare cele mai importante tipuri şi mărci de electrozi tubulari şi producătorii lor: TRITEN Corporation

TRITEN ARMALLOY 10 şi 12 (Cod culoare capăt: 10-argintiu; 12-muştar)

Caracterizare: electrozi tubulari pe bază de carbură de wolfram care asigură o înaltă rezistenţă la abraziune în condiţii de impact scăzute. Armalloy 12 este varianta economică, având un conţinut mai redus de carbură de wolfram.

Compoziţia chimică a MD în tabelul 2.11. Tabelul 2.11

Marca Cr [%] WC [%] Armalloy 10 12,0 52,0 Armalloy 12 12,0 40,0

Duritarea: -Armalloy 10: 65-70 HRC -Armalloy 12: 65-70 HRC Microstructura: Carburi de wolfram şi carburi de Fe-Cr-W într-o matrice martensitică de Fe-Cr-W. Exemple tipice de aplicaţii: Manipulatoare de minerale moi cu particule de mărime medie şi

fină; lame de concasoare de cărbune; lame de screpere; lame de mixere; cuţite decojitoare buşteni; distribuitoare elicoidale pentru argilă; unelte pentru foraj etc. PROTECTIC ALLOYS

PROTECTIC 555 Caracterizare: electrozi tubulari pe bază de carbură de wolfram turnată care asigură o rezistenţă

foarte bună la abraziune severă. Compoziţie chimică: conţine 60% carbură de wolfram;

Exemple de aplicaţii tipice: piese ce lucrează în condiţii de uzare prin abraziune cu nisip, pietriş, cărbune, zgură, var, argilă.

WOKA DURIT E Caracterizare: Electrozi tubulari pe bază de carbură de wolfram topită. Compoziţia chimică: Conţine cca 60% carbură de wolfram; Exemple de aplicaţii tipice:Încărcare scule solicitate la uzare prin abraziune

în medii de nisip, pietriş, zgură, argilă precum şi în tehnica forajului.

2.2.6.3. Caracteristicile constructive ale electrozilor tubulari. În figura 2.17 sunt prezentate părţile componente ale unui electrod tubular de tip PROTECTIC 530

Fig.2.17 Electrodul tubular pentru încărcare de tip PROTECTIC 530 1 – Capătul de prindere – cod culoare 2 – Inveliş 3 – Miez pulverulent 4 – Vergea tubulară din oţel 5 – Capătul de amorsare

1

2

3

4

5



69

Capătul de prindere are în general lungimea de 20-25 mm. Electrozii cu diametre mai mari de 6,0 mm, sunt prevăzuţi cu un dispozitiv universal de prindere(la diametrul de 6,0 mm). Pe capătul de prinderese face marcarea electrodului conform unui cod de culori; Învelişul electrodului este subţire şi aplicat prin imersionare; Miezul pulverulent conţine elemente de aliere; Vergeaua tubulară este din oţel şi asigură etanşeitatea miezului pulverulent; Capătul de amorsare este grafitat (prin imersionare)şi asigură o amorsare rapidă a arcului electric.

Profilul de închidere al tubului. La fabricarea electrozilor tubulari pot fi utilizate tuburi cu următoarele profile de închidere, prezentate în fig.2.18

-tub cu profil de închidere simplu cap la cap (a); - tub cu profil de închidere simplu cu marginile suprapuse (b); - tub cu profil de închidere simplu cap la cap sudat, pe generatoare (c).

a b c Fig.2.18 Tipuri de profile de închidere pentru electrozi tubulari

Caracteristicile benzii.

Tuburile sunt realizate din bandă de oţel prin deformare cu ajutorul unui set de role profilate. Principalele dimensiuni ale benzii, lăţime şi grosime, sunt prezentate în următorul tabel: Tabelul 2.12

Diametru electrod [mm]

Lăţime [mm] Grosime [mm]

3,2-12,0 10-40 0,35-1,0

Compoziţia chimică şi caracteristicile mecanice ale unor benzi de oţel laminate la rece utilizate la fabricarea electrozilor tubulari, este prezentată în următorul tabel: Tabelul 2.13 Compoziţia chimică [%] Caracteristici mecanice C Mn Si P S Al Rm[N/mm2] Rpo,2[N/mm2] A80[%] IE 27 0,5 0,29 0,02 0,015 0,02 0,04 322 202,5 40,3 10,5



70

Banda din care se realizează tubul este echivalentă cu banda de oţel laminată la rece fabricată în ţară la Galfinband Galaţi conform S.F.558/1995-tipul A3.

Coeficientul de umplere, Ku, în [%], se determină cu următoarea formulă:

100⋅=MtotalMmiezKu [%]

unde:-Mmiez, este masa miezului pulverulent, în [g]; -Mtotal, este masa totală a tubului umplut (fără înveliş), în [g]. Valorile coeficienţilor de umplere, Ku, pentru gama de electrozi tubulari fabricaţi pe plan mondial, sunt cuprinse între 40-80%.

Miezul pulverulent al electrozilor tubulari conţine elementele de aliere introduse sub formă de

feroaliaje sau pulberi metalice. Pentru electrozii tubulari pe bază de carbură de crom granulaţia materialelor pulverulente din

miez este cuprinsă între 0,08-0,315mm, iar pentru electrozii tubulari pe bază de carbură de wolfram granulaţia ajunge până la 1,0 mm.

Aceste granulaţii sunt uzuale pentru materiile prime (ex. feroaliaje şi pulberi metalici) utilizate la fabricarea electrozilor pentru încărcare.

Învelişul La majoritatea electrozilor tubulari învelişul este de tip grafitic sau grafitic bazic şi este aplicat

prin imersionare. Aceştia se pot utiliza atât în curent continuu (cc+) cât şi în curent alternativ (ca). Grosimea învelişului este cuprinsă între 0,4-1,0 mm şi se încadrează în categoria de învelişuri subţiri.

2.2.6.4. Tehnici de încărcare cu electrozi tubulari.

Cele mai uzuale moduri de realizare a depunerilor cu electrozi tubulari sunt prezentate în figura 2.19. Stratul depus poate fi realizat ca o suprafaţă continuă (a), rânduri alăturate sau cu caroiaj (b) şi sub formă de puncte (c).

Tipul de depunere ales depinde de natura piesei ce urmează a fi încărcată, de tipul de uzare dominant şi de condiţiile de exploatare. Toate acestea în final se reflectă în costuri.

Acolo unde se cere suprafaţă contină, se va avea grijă ca rândurile să fie realizate cu suprapunere; pentru abraziune fină sau eroziune se va avea grijă ca sudura să fie perpendiculară pe direcţia de mişcare a materialului abraziv. La aplicaţiile unde există piese cu mari neregularităţi datorită materialului abraziv, care sunt specifice pentru cariere, încărcarea unor piese ca dinţi şi cupe se va realiza în rânduri unul lângă altul în aşa fel ca să fie paralele cu direcţia materialului abraziv.

Pentru uzare abrazivă cu materiale fine ca nisip şi sticlă se cere realizarea unor rânduri perpendiculare pe direcţia de curgere a materialului abraziv.

Există unele aplicaţii în care se fac dislocări de pământ unde este nevoie de combinarea a două condiţii şi cea mai bună încărcare este obţinută prin realizarea unor rânduri în cruce (caroiaj).

Suprafeţele unde se cere o mai puţină protecţie la uzare se încarcă prin puncte de sudare care permit materialului captat între puncte atenuarea impactului şi un contact de alunecare.

În cazul componentelor uzate foarte puternic, acestea se vor readuce la o formă apropiată de cea iniţială prin încărcare cu electrozi compatibili cu materialul de bază şi ultimele straturi se încarcă cu electrozi ce asigură rezistenţa la uzare.



71

a.

b.

c.

Fig.2.19 Moduri de realizare a depunerilor cu electrozi tubulari.

2.2.6.5. Electrozi tubulari pentru încărcare fabricaţi pe plan mondial

Numărul producătorilor de electrozi tubulari pentru încărcare pe plan mondial este destul de redus în raport cu totalul producătorilor de materiale pentru sudare. Există totuşi căteva firme mari (TRITEN Corporation, CABOT Corporation, WOKA GmbH), specializate în protecţia împotriva uzării, care au dezvoltat fabricaţia electrozilor tubulari, datorită avantajelor reale pe care le au faţă de electrozii convenţionali (cu vergea plină).

Caracteristicile lor principale- compoziţia chimică, granulaţia carburilor, tipul de structură, duritatea- şi aplicaţiile tipice ale electrozilor şi vergelelor tubulare realizate pe plan mondial sunt prezentate în tabelele 2.14 şi 2.15. Electrozii tubulari au fost grupaţi pe producători şi pe tipuri de aliaje, respectiv aliaje pe bază de carburi de crom (tabelul 2.14) şi aliaje pe bază de carburi de wolfram (tabelul 2.15).



72

Tabelul 2.14. Aliaje pe bază de carburi de crom

Nr. Crt.

Marca electrod

Compoziţia chimică a metalului depus (MD) [%] Structura MD Duritatea pe MD[HRC]

Aplicaţii tipice

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 TRITEN Corporation 1 Armalloy

16 4,5 - - 10 2,0 - - - Carburi complexe de

Cr şi Mo într-o matrice martensitică (fontă) dură

58-62 Şuruburi de conveioare, lame de mixere, piese de concasoare, echipamente de măcinat ciment şi cărbune

2 Vidalloy 20

3,8 1,9 - 20 9,2 5,5 1,0 - Carburi complexe de Cr, Mo şi Nb într-o matrice austenitică dură.

1 strat: 58-62

multistrat: 60-62

Rotoare de pompe, palete şi de lame amestecătoare.

3 Vidalloy 23

5,0 - - 22,0 6,0 6,0 1,0 W=1,8 Carburi complexe de Cr, Mo, W, Nb şi V într-o matrice austenitică dură.

1 strat: 58-60

multistrat: 62-64

Clopote şi pâlnii de alimentare furnale, fălci de concasoare.

4 Vidalloy 37

4,0 1,5 0,8 26,5 0,9 7,9 0,4 - Carburi complexe de Cr şi Nb într-o matrice austenitică dură.

1 strat: 50-524

multistrat: 55-59

Ciocane pentru mori, dinţi de cupe pentru excavator

5 Vidalloy 34

3,5 - 1,0 28,0 2,5 - 1,0 B=3,5 Carburi de Cr şi carburi de Bo într-o matrice martensitică foarte dură.

58-62 Palete de ventilatoare, căptuşeli pentru mori.

6 Vidalloy 30

5,0 - 3,5 35,0 - - - - Carburi de crom într-o matrice austenitică dură.

52-58 Bare zdrobitoare, ciocane pentru mori, concasoare pentru rocă.



73

Nr. Crt.

Marca electrod


Aplicaţii tipice

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 7 Vidalloy

33 5,5 - 1,5 40,0 - - - - Carburi de Cr într-o

matrice austenitică dură.

1 strat: 50-55

multistrat: 55-60

Căptuşeli şi manta-le, bare zdrobitoare, dinţi de cupe.

8 Vidalloy 35

4,0 - 4,0 27,0 4,0 - 1,0 B=0,5 Carburi de Cr, Mo şi Bo într-o matrice austenitică dură

1 strat: 50-60

multistrat: 58-62

Maşini pentru brichetare, concasoare, cupe excavatoare.

9 Vidalloy 100

0,8 - 14 0,8 - - - B=3,5 Oţel manganos cu adaos de Ni şi puţin Cr într-o matrice austenitică moale.

1 strat: 18-20

multistrat: 48-50 după

ecruisare

Concasoare pentru rocă de granit.

10 Vidalloy 108

0,4 0,8 14,5 15 - - 1,0 - Oţel manganos cu Mn, Cr şi adaos de V într-o matrice austenitică moale.

1 strat: 15-20


ecruisare.

Bare zdrobitoare, ciocane pentru mori, concasoare.

Australian & Overseas Alloys (AOA) 11

Antiwear Grade 1220

X X X X - - - Ni Oţel manganos aliat cu Ni într-o matrice austenitică tenace

1 strat: 25-30


ecruisare.

Inimi de încrucişare, macaze, ciocane.

12 Antiwear Grade 2355

X X X X - - - - Carburi de crom într-o matrice austenitică dură

1 strat: 55-57

multistrat: 56-60

Bandaje pietre de mori, ciocane, buze cupe pentru excavaţii.



74

Nr. Crt.

Marca electrod


Aplicaţii tipice

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 Antiwear

Grade 2460

X - - X X X X - Carburi complexe de Cr, Mo, Nb şi V într-o matrice austenitică dură.

58-61 Ciocane, concasoare, dinţi cupă dragă, ghidaje din oţel.

14 Antiwear Grade 2465

X - - X X X X W Carburi complexe de Cr, Mo, Nb, şi V într-o matrice austenitică dură

60-68 Role concasoare din oţelării, clopote şi pâlnii alimentare furnale.

Messer Griesheim 15 Gridur 9 3,5 - 35,0 - - - - - Carburi de Cr într-o

matrice austenitică dură

62-65 Suflante pentru furnale, fălci de concasoare, dinţi de cupe pentru excavator, lame de screpere şi de buldozere etc.



75

Tabelul 2.15 Aliaje pe bază de carburi de wolfram

Duritatea MD Granulaţia carburilor Nr. Crt Marcă electrod Compoziţia chimică a MD

[%]

Structura MD Pe carbură Pe matrice [mm] [mesh]

Aplicaţii tipice

0 1 2 3 4 5 6 7 8 TRITEN Corporation 1 Armalloy 10&11 WC+W2C:52

Cr:12 Carburi de wolfram şi carbură de Fe-Cr-W într-o matrice martensitică de Fe-Cr-W

1800 HV 65-70 HRC Fină şi grosieră

-

2 Armalloy 12 WC+W2C:40 Cr:12

Carburi de wolfram şi carbură de Fe-Cr-W într-o matrice martensitică de Fe-Cr-W

1800 HV 65-70 HRC Fină şi grosieră

-

Dispozitive pentru manipulare particule cu granulaţie fină şi medie: jgheaburi pentru nisip şi cărbune, lame de screpere, bare pentru concasoare, sape de foraj, şnecuri etc.

3 Vidalloy 10&11 WC+W2C:52 Carburi de wolfram într-o matrice de oţel.

1800 HV - Fină şi grosieră

- Sape şi racorduri prăjini de foraj, lame de screpere, şnecuri, dinţi de cupe, burghie pentru rocă etc

4 Vidalloy 12 WC+W2C:40 Carburi de wolfram într-o matrice de oţel.

1800 HV - Fină şi grosieră

- Similar cu Vidalloy 10&11 dar pentru abraziune mai uşoară.



76

CABOT Corporation 5 Haystellite No 38* WC+W2C:40 Carburi de

wolfram într-o matrice de oţel.

91 HRA - Fină-0,5 Fină-30 Burghie din ind. Petrolieră, minieră şi construcţii.

6 Haystellite No 50* WC+W2C:50 Carburi de wolfram într-o matrice de oţel.

91 HRA - Fină-0,5

Fină-30 Scule cu margini tăietoare, burghie pentru rocă.

7 Haystellite No 60* WC+W2C:60 Carburi de wolfram într-o matrice de oţel.

91 HRA - 0,5-0,841 0,354-0,5

30-20 40-30

Piese ce lucrează în medii ca: pământ, nisip, pietriş. Ex: lame de screper, sfredele, sape etc.

8 Horseshoe alloy** WC+W2C:60 Carburi de wolfram într-o matrice de oţel.

91 HRA - 1,68-2,38 10-8 Potcoave pentru cai.

9 Tungfine alloy* WC+W2C:61 Carburi de wolfram într-o matrice de oţel.

91 HRA - 0,074-0,149

250-100 Ciocane pentru mori, muchii tăietoare pentru unelte agricole.

10 Tungfine alloy** WC+W2C:62 Carburi de wolfram într-o matrice de oţel.

91 HRA - Fină-0,354

Fină-40 Piese unde se cer straturi dure subţiri. Ex. Palete de ventilatoare, palete de turbine etc.



77

2.2.6.6 Tendinţe pe plan mondial.

Pentru perioada 2000-2010 tendinţa pe plan mondial în domeniul construcţiilor de maşini şi a materialelor pentru sudare şi încărcare este de creştere în medie, în termeni reali, cu 3,8-4,5%, iar volumul fizic de peste 2,5 ori.

Piaţa principalelor grupe de produse cuprinde pe primul loc automobilele, urmate de mijloacele de transport feroviare şi construcţiile navale. Se estimează o revigorare a pieţei pentru următoarele grupe de produse, care este prezentată în tabelul 2.16.

Tabelul 2.16

Prognoza pentru fabricaţia materialelor pentru sudare şi încărcare, pe baza cererii şi ofertei

pentru producţia de maşini şi utilaje noi, precum şi pentru întreţinerea şi repararea parcului existent, indică următoarele priorităţi de dezvoltare şi fabricaţie:

- materiale de adaos pentru sudarea oţelurilor slab aliate; - materiale de adaos pentru sudarea oţelurilor aliate şi inoxidabile; - materiale de adaos pentru încărcarea prin sudare şi recondiţionare. În domeniul materialelor pentru încărcare se are în vedere elaborarea şi promovarea unor

materiale performante economic aliate, precum şi materiale superaliate. Un loc important se acordă fabricării electrozilor tubulari pentru încărcare pe bază de carburi de crom, electrozilor tubulari şi vergelelor tubulare pe bază de carbură de wolfram şi a sârmelor flexibile cu carbură de wolfram şi inimă de nichel.

Din punct de vedere al procedeelor de sudare tendinţa este de creştere a utilizării procedeelor mecanizate, automatizate şi robotizate.

Nr. Crt

Grupa de produse Creştere rapidă Creştere moderată

1 Automobile X - 2 Mijloace de transport X - 3 Construcţii navale - X 4 Utilaj nuclearo- electric X -



78

2.3. ÎNCĂRCAREA PRIN SUDARE SUB STRAT DE FLUX 2.3.1.Principii de bază

Sudarea sub strat de flux, cunoscută ca un procedeu de sudare foarte productiv se aplică la sudarea cap la cap şi de colţ a tablelor şi profilelor de grosimi şi lungimi considerabile, cu preponderenţă în regim automat. Particularităţile procedeului de sudare sub flux îi permit să fie utilizat cu succes în foate multe situaţii la operaţii de încărcare.

La încărcarea prin sudare sub flux se produce topirea materialului de adaos, antrenat continuu sub forma unui electrod sârmă (bandă) în arcul electric format între vârful acestuia şi metalul de bază (de încărcat). Topirea şi solidificarea metalului de adaos se realizează sub un strat de flux(pentru sudare sau special) care în general îndeplineşte rolul învelişului electrozilor pentru sudarea manuală cu arc electric cu electrozi înveliţi. Fluxul este adus dintr-un rezervor(buncăr) în jurul arcului de sudare pe care îl acoperă complet şi îl protejeză de acţiunea aerului şi influenţeză procesul de sudare. Arcul electric topeşte materialul de adaos şi o parte din materialul de bază (de încărcat) precum şi o parte din fluxul din jurul său realizând un strat de flux topit care se dispune deasupra băii de metal lichid modificându-se deodată cu aceasta, realizând o crustă protectoare deasupra cordonului depus, restul de flux netopit rămânând deasupra acesteia putând fi recuperat printr-un sistem de absorbţie.

Fig. 2.20. Principiul încărcării prin sudare sub strat de flux



79

Materialul de adaos pentru încărcare este derulat de pe o bobină specială şi este împins de către un mecanism de avans special spre locul de încărcare. De regulă tot ansamblul este dispus într-un dispozitiv special numit cap sau tractor de sudare care se deplasează cu viteza de încărcare dorită (vînc). În unele situaţii capul de încărcare sub flux este menţinut fix şi se deplasează piesa cu viteza dorită de încărcare (vînc). Alimentarea cu curent de sudare (Is) a sârmei electrod se realizează prin intermediul unor contacte glisante alimentate de la o sursă specializată pentru sudare. Comanda sursei precum şi dispozitivului de avans se relizează printr-un panou de comandă care de regulă controlează şi programeză întregul proces de încărcare. Prin corelarea vitezei de încărcare vînc, (sudare) cu viteza de avans a sârmei electrod pentru încărcare se realizeză depunerea propriuzisă formată dintr-un cordon de sudură care se aseamănă cu un cordon se sudură cu deosebirea că acesta realizând o depunere (nu o îmbinare), pătrunde mai puţin în metalul de bază (de încărcat) şi are o lăţime (b) şi o supraînălţare (h) mai mare decât în cazul sudurii sub flux, (fig. 2.21), unde sunt prezentate elementele geometrice specifice depunerii prin sudare sub flux.

Fig.2.21. Elementele geometrice ale încărcării sub strat de flux

Secţiunea depunerii A este formată din însumarea secţiunii (A1) datorită metalului de adaos MA (electrod sârmă, bandă+flux), şi secţiunii (A0) aparţinând metalului de bază (de încărcare). La operaţiile de încărcare sub flux participările materialului de bază (MB) precum şi a materialului de adaos (MA) la formarea depunerii au o semnificaţie aparte specifică scopului urmărit.

Dacă la sudarea sub flux se urmăreşte o participare sensibil egală a MA şi MB la formarea cusăturii (îmbinării) şi de regulă există o compatibilitate aproape perfectă dintre caracteristicile fizico mecanice şi metalurgice ale celor doi participanţi, la acoperirile de încărcare sub flux lucrurile sunt schimbate în funcţie de caracteristicile dorite ale stratului depus.

Ca la orice operaţie de încărcare se urmăreşte şi la acest procedeu depunerea unor straturi cu caracteristici superiore metalului de bază (de încărcat), care să reziste diverselor solicitări su medii în care funcţionează.

Se urmăreşte astfel ca participrea MB la formarea depunerii, cunoscută uzual sub denumirea de DILUŢIE, să fie cât mai mică, calculându-se cu relaţia cunoscută:

01

00

AAA

AAa

+==

În schimb participarea materialelor de adaos (MA) la formarea depunerii, calculată cu relaţia:

01

11

AAA

AAb

+== a+b=1



80

să fie cât mai substanţială întrucât acestea definesc caracteristicile suprafeţei încărcate. 2.3.2. Alierea în stratul depus la încărcarea prin sudare sub flux

La acest procedeu de încărcare fluxul care acoperă şi protejează arcul electric are un rol importnt influenţând procesul de aliere. În primul rând influenţează procesul de sudare din punct de vedere fizic, prin aceea că el protejează contra atmosferei coloana arcului electric, baia de sudare şi zgură formată, iar în al doilea rând contribuie la formare rândului de metal depus şi împiedică o răcire prea rapidă a acestuia. Pe de altă parte, fluxul pentru sudare (încărcare) intră în reacţii metalurgice de schimb cu metalul topit, în sensul că el cauzeză, împiedică sau compensează pierderile produse prin arderea unor componente importante de aliere, respectiv provoacă un adaos (suplimentar) de elemente de aliere. Asupra comportării metalurgice şi asupra compoziţiei chimice a metalului depus au o influenţă majoră compoziţia chimică a metalului de adaos (sârmă, bandă, etc.), metalului de bază(de încărcat) precum şi prin coeficientul de activitate a fluxului.

Alierea metalului depus se poate deci realiza prin mai multe modalităţi (reliefate în fig.2.22), alegerea uneia sau a alteia din vriante depinzând de posibilităţile de realizare ale materialului de adaos (sârmă-bandă-platbandă) de regulă aliate(sau chiar superaliate), iar în unele situaţii compensarea de unele elemente dinamice (de exemplu carburi dure) se face prin introducerea acestor în flux sau în pulberea sârmelor tubulare. Acest lucru prezintă şi avantajul obţinerii unor superaliaje prin aliere suplimentară prin fluxul special pentru operaţii de încărcare.



81

Fig. 2.22. Variante de aliere sub strat de flux



82

2.3.3.Variante de încărcare prin sudare sub strat de flux

Aplicarea procedeului de sudare sub flux la operaţii de încărcare a condus la utilizarea unor varinte care derivă din procedeul de bază dar diferă atât prin modul operatoriu propriuzis cât şi prin numărul de electrozi sârmă(bandă) utilizate. Aceste variante se împart în două domenii ţinând cont de numărul electrozilor utilizaţi:

-încărcarea sub flux cu un electrod (sârmă, placă, bandă). -încărcarea prin sudare cu mai mulţi electrozi.

2.3.3.1. Procedeele de încărcare sub flux cu un electrod.

Aceste procedee au la bază un singur electrod care realizează arcul electric formând baia metalică de bază în care se pot introduce suplimentar diverse materiale de adaos care pot contribui la alierea suplimentară (prin MA sau flux), lăţimea depunerii putând fi dată sensul depunerii, volumul de material de adaos sau de forma acestuia (de exemplu electrod bandă). Se disting următoarele variante de procedee de încărcare sub flux cu un electrod (fig. 2.23 ). a b c d e

Fig.2.23. Variante de încărcare sub flux cu un electrod a) electrod sârmă; b) electrod- sârmă şi material de adaos suplimentar sârmă rece (caldă); c) cu depunere prealabilă de pulbere de oţel;

d) cu placă electrod culcată; e) cu electrod bandă.



83

• Încărcarea prin sudare sub flux cu electrod-sârmă. Arcul electric arde între electrodul-sârmă, antrenat în mod continuu şi piesa de încărcat. Prin

oscilarea sau pendularea capului de sudare poate fi micşorată adâncimea de pătrundere iar prin aceasta şi diluţia, respectiv se poate mări lăţimea rândului (cordonului )depus.

Încărcarea este executată de regulă în poziţie orizontală sau într-o poziţie care se abate numai puţin de la cea orizontală(până la aproximativ 100 înclinaţie) deoarece altfel nu poate fi menţinută înălţimea necesară a stratului de flux, putându-se produce curgerea înainte sau acumularea băii de încărcare. În principal se utilizeză capete de sudare montate pe un tractor de sudare cu posibilităţi de oscilare sau pendulare a sârmei electrod în timpul deplasării tractorului cu viteza de încărcare.

Se pot realiza depuneri strat lângă strat sau parţial suprapuse pe suprafeţe plane sau suprafeţe curbe. Se pot utiliza şi capete de sudare montate staţionar, piesa de încărcat urmând să se deplaseze prin intermediul unui dispozitiv specializat.

• Încărcarea prin sudare sub flux cu electrod-sârmă şi material de adaos suplimentar sârmă rece(caldă).

Sârma care nu conduce curent este antrenatăt sub un unghi cuprins între 150 şi 450 faţă de orizontală, cu ajutorul unui dispozitiv de antrenare propriu şi este introdusă în arcul electric care se formează între electrodul-sârmă şi piesă, unde se topeşte. De regulă, ambele sârme sunt ordonate una după alta(în tandem) prima fiind alimentată de la sursa de sudare. Aportul de material suplimentar măreşte volumul de metal topit (deci productivitatea de depunere) influenţând şi adâncimea de pătrundere şi prin aceasta şi diluţia. Prin oscilarea sau pendularea capului de sudare lăţimea cordonului depus se poate mări iar diluţia redusă. Viteza de avans a sârmei suplimentare este funcţie de viteza de avans a sârmei electrod. În practică se utilizează material de adaos suplimentar sârmă rece de aceeaşi dimensiuni sau calitate sau nu cu a sârmei electrod, iar mai recent, sârma „caldă”, (aceasta încălzindu-se prin efect Joule-Lenz prin intermediul unor contacte electrice alunecătoare, reglabile), până la o temperatură de 6000-8000C la intrarea în arcul electric.

• Încărcarea prin sudare sub flux cu depunere prealabilă de pulbere de oţel Arcul electric arde între sârma electrod şi piesă topind şi pulberea (granulele) de oţel aflate pe

suprafaţa piesei. Pulberea poate fi aliată sau nealiată, aceasta putându-se depune pe suprafaţa piesei fie manual, înainte de sudare, fie printr-o instalaţie de dozare în timpul încărcării.

Pendularea şi oscilarea capului de sudare se practică şi la această variantă. • Încărcarea prin sudare sub flux cu electrod placă culcat. Procedeul este aplicat numai orizontal. Plăcile sunt aşezate pe un strat de flux izolator din punct

de vedere electric, apoi sunt acoperite cu flux pentru sudare, iar pe urmă se face amorsarea cu un electrod de cărbune de la unul din capete. Uniformitatea stratului depus depinde în mod esenţial de constanta distanţei dintre electrodul-placă şi piesă.

• Încărcarea prin sudare sub flux cu electrod bandă. Electrodul sub formă de bandă este antrenat spre zona de încărcat prin intermediul unei perechi

de role,contactul electric realizându-se prin intermediul unor contacte glisante conectate la sursa de sudare. Fluxul de sudare este dus în zona încărcării dintr-un buncăr rezervor prin două conducte în faţă şi în spatele benzii (raportat la direcţia de încărcare).

Între suprafaţa frontală a platbenzii şi suprafaţa de încărcat se realizează unul din sau mai multe arce care pendulează cu o anumită frecvenţă de la un capăt la altul al benzii, realizând o topire continuă a acesteia şi o depunere cu o lăţime corespunzătore lăţimii benzii. De remarcat că la această variantă curenţii de încărcare sunt mai mici (densităţi de curent mai mici decât la încărcarea cu sârmă)iar pătrunderile şi diluţiile deasemenea mai mici, care permit în mule cazuri realizarea caracteristicilor prescrise într-un strat. Încărcările realizate cunoscute sub denumirea de „placări” se efectuează de regulă în regim automat cu tractoare de sudură specializate. Placările se pot realiza doar în poziţie orizontală pe suprafeţe plane, cilindrice cu rază de curbură mare. Se plachează mai ales oţeluri nealiate cu puţin carbon sau slab aliate, cu benzi din oţeluri inoxidabile sau cu benzi pe bază de aliaj de cobalt. Benzile cele mai uzuale sunt de dimensiunile de 30x0,5mm până la 60x0,5mm.



84

Pentru mărirea lăţimii depunerii (mai mari cu până 1,5 ori depunerea benzii) se aplică în practică pendularea transversală a benzii faţă de direcţia de încărcare. Acest lucru este posibil prin formarea unei băi metalice continue pe toată lăţimea de pendulare. În fig.(2.24) sunt prezentate schematic variante de pendulare a benzii, banda putând avea următoarele poziţii, raportate la direcţia şi sensul de încărcare:

-perpendicular pe direcţia de încărcare (cazul a ) -paralel cu direcţia de încărcare (cazul b şi d ) -înclinată cu panta negativă faţă de sensul de încărcare (cazul e) - înclinată cu panta pozitivă faţă de sensul de încărcare (cazul e şi f) Amplitudinea de pendulare este determinată de dimensiunile benzilor şi de lăţimea dorită a

depunerii. În cazul aplicării variantei a) se pot obţine cusături cu lăţimi mai mari decât în cazul variantei b).

Fig. 2.24. Variante de pendulare a benzii Avantajele procedeului:

-obţinerea unui MD cu lăţimi semnifictive mai mari decât lăţimea benzii, -reduce acţiunea câmpurilor termice în MB şi în consecinţă scade diluţia,

-se reduc numărul tipodimensiunilor de benzi şi se pot utiliza surse de sudare de putere normală.



85

Dezavantajele procedeului: -dotarea echipamentului de încărcare cu dispozitiv de pendulare a benzii de fapt care

limitează domeniul de aplicare al procedeului, -se aplică cu succes în cazul încărcării suprfeţelor plane cu aliaje rezistente la uzare şi

durităţi ridicate ale MD. Performanţele procedeului:

-utilizând benzi cu miez pulverulent se pot realiza cusături cu lăţimi de până la 300mm, -încărcarea cu benzi laminate la rece de dimensiuni 30x0,5mm şi 60x0,5mm se face cu

parametrii tehnologici cuprinşi între limitele: -Is=400-1000A -Ua=32-35 V -Vs=8-40 cm/min -Viteza de pendulare a benzii este de 24-132 cm/min utilizându-se curent continuu cu

polaritate inversă. Pentru mărirea performnţelor procedeului şi pentru a realiza depuneri în diferite nivele de

aliere, de pătrundere şi diluţie se aplică în practică. • Încărcarea prin sudare sub flux cu o bandă pe strat de pulbere metalic.

Schema de principiu a procedeului este prezentată în fig. 2.25.

Fig.2.25. Schema de principiu a procedeului de încărcare sub flux cu o bandă pe strat de pulbere metalică;1-rolă bandă; 2-electrod bandă; 3-contacte electrice; 4-metal de bază; 5-pulbere

metalică; 6-buncăr pulbere (dozator); 7-buncăr alimentare şi absorbţie flux; 8-flux.

Sub acţiunea căldurii dezvoltată de arcele electrice formate între MB(4) şi banda (1) aceasta împreună cu pulberea metalică (5) şi fluxul (3) se topesc formând o baie comună. Pulberea metalică curge în faţa capului de încărcare dintr-un dozator (6) montat pe echipamentul de încărcare. Cu ajutorul acestui dozator se poate regla înălţimea şi lăţimea staratului de pulbere. Pulberea contribuie pe de o parte la mărirea înălţimii cusăturilor, iar pe de altă parte, reduce pătrunderea în MB şi diluţia deorece o parte din energia arcelor este utilizată la topirea pulberii.



86

Avantajele procedeului: -utilizând pulberi aliate şi benzi laminate la rece din oţel carbon sau slab aliate, se pot obţine

cusături cu diferite nivele de aliere, de pătrundere sau de diluţie, -încărcarea este mai economică decât încărcarea cu benzi cu miez pulverulent deoarece se

elimină cheltuielile de fabricaţie ale benzilor, cusăturile fiind similare din punct de vedere calitativ. Dezavantajele procedeului: -structură neomogenă a MD, -montarea dozatorului de pulbere pe echipamentul de încărcare îi măreşte şi îi limitează

domeniul de aplicaţie, -încărcarea se pote executa numai pe suprafeţele plane în vederea obţinerii unor cusături

rezistente la uzare. Performanţele procedeului: -se pot obţine cusături la care înălţimea unui rând poate ajunge până la 8 mm, -încărcarea se face în curent continuu cu polaritate directă. Pentru bandă laminată la rece de

dimensiuni 40x0,5mm se recomandă următorii parametrii: Is=600-700A Ua=28-30V Vs=15 cm/min. Cu aceşti parametri şi cu bandă din oţel slab aliată se obţine un MD înalt aliat cu crom,

având duritatea de 50-52 HRC.

2.3.3.2.Procedeele de încărcare prin sudare sub flux cu mai mulţi electrozi. Utilizarea a 2-3 electrozi (sârmă sau bandă) la operaţii de încărcare realizează în primul rând

o creştere a ratei depunerii de până la de două ori faţă de încărcarea cu o sârmă, creşte înălţimea stratului depus, iar în al doilea rând scade diluţia semnificativ. Principalele modalităţi de încărcare în cazul utilizării mai multor electrozi sârmă sunt prezentate în fig 2.26

a b c

d e Fig.2.26. Variante de încărcare prin sudarea sub strat de flux cu mai mulţi electrozi. a) cu doi

electrozi în baie comună; b) cu doi electrozi legaţi în serie c) cu doi electrozi cu alimentare în arc electric trifazat; d) cu două capete de sudură; e) cu trei capete de sudură



87

► Încărcarea prin sudare sub flux cu mai mulţi electrozi-sârmă. a) Încărcarea prin sudare sub flux cu doi electrozi-sârmă

Două sârme electrozi sunt conduse cu aceeaşi viteză de avans(există numai un motor de avans) spre aceeaşi piesă de contact, iar acolo sunt alimentate de către una şi aceeaşi sursă de curent de sudare. Curentul de sudare total se împarte astfel în două pe cele două sârme-electrozi. Arcul electric comun este format între cele două sârme-electrozi şi piesă. Abia de la o anumită valoare în sus a curentului total de sudare ard ambele arce, unul lângă altul, foarte aproape. În funcţie de direcţia de sudare sunt posibile două modalităţi de amplasare a sârmelor electrozi: una după alta sau una lângă alta. În cazul în care sunt dispuse una lângă alta (în tandem), viteza de sudare este mai mare, iar în cazul amplasării una lângă alta (în paralel) a sârmelor-electrozi lăţimea rândului de sudură este mai mare.

b) Încărcarea prin sudare sub flux cu electrozi legaţi în serie Două sârme-electrod sunt antrenate concomitent cu ajutorul unor dispozitive de avans

separate, sub un unghi de cca.450C. Cele două borne (cei doi poli) ai sursei de curent sunt conectate la câte o duză de contact de curent, astfel încât arcul electric este format între cei doi electrozi-sârmă.

Deoarece metalul de bază este încălzit numai de radiaţia termică a arcului electric, distanţa dintre arcul electric, respectiv punctul de întretăiere a sârmelor electrod şi suprafaţa piesei este hotărâtor pentru adâncimea de pătrundere. Este necesar ca distanţa optimă din punctul de vedere al adâncimii de pătrundere să fie menţinută constantă în timpul sudării. De aceea trebuie ca piesa să fie aşezată corespunzător, suprafaţa să fie netedă sau trebuie să fie utilizată o instalaţie de comandă suplimentară, de tipul mecanic sau electromecanic, la capetele de sudare, care să asigure o distanţă constantă faţă de piesă.

c) Încărcarea prin sudare sub flux cu doi electrozi, cu alimentare în curent alternativ trifazat

Arcul electric arde între cele două sârme-electrod şi sârmele electrod şi piesă, deoarece câte o fază a unui generator de curent trifazat este legată de electrozi şi la piesă.

Electrozii sunt antrenaţi de către dispozitive de antrenare reglabile, separate, sub un unghi unul faţă de altul. Esenţială pentru adâncimea de pătrundere şi pentru productivitatea de topire este intensitatea curentului de sudare.

d) Încărcarea prin sudare sub flux cu două capete. La acest procedeu sunt amplasate două capete de sudare unul lângă altul, după direcţia de

sudare, astfel încât sârmele-electrod care se topesc să formeze o baie de sudare comună, respectiv un rând de sudură comun. Fiecare sârmă este antrenată de către o instalaţie de avans proprie şi de asemenea este alimentată de către o sursă de curent proprie. Arcele electrice ard între sârmă şi piesă. Prin modificarea distanţei dintre cei doi electrozi-sârme, lăţimea rândului de sudare poate fi variată. La o distanţă prea mare se formează din nou rânduri de sudură separate.

e) Încărcarea prin sudarea sub flux cu trei capete Sârmele-electrozi care se topesc, provin de la trei capete de sudare (instalaţii de avans

separate şi curse de sudare separate), formează un rând de sudare comun, care la utilizarea unor sârme-electrod cu un diametru de 3mm poate avea lăţimea până la 100mm. Sârma-electrod din mijloc stă vertical, iar cele două exterioare formează un unghi de circa 150 faţă de verticală. Prin topirea comună a acestora sunt obţinute productivităţi de depunere până la 30Kg/oră.

Pentru productivitatea de topire, intensitatea curentului de sudare este determinată, la toate procedeele. Se poate suda atât în curent continuu, cât şi în curent alternativ.



88

Şi în cazul operaţiilor de placare cu electrozi - bandă în scopul măririi ratei depunerii şi a obţinerii unor alieri supimentare se aplică diferite variante de placare cu mai multe benzi după cum urmează.

• Încărcarea prin sudare sub flux cu două benzi verticale paralele şi descărcare în arc prin contactele electrice alunecătoare

Fig. 2.27. Principiul încărcării prin sudare sub strat de flux cu două benzi verticale paralele. 1- suprafaţa de încărcat; 2-contacte alunecătoare; 3-buncăre cu flux; 4-role de antrenare; 5-bobine

platbandă; 6-strat depus; 7-zgură solidificată; 8-zgură topită; 9-flux pentru încărcare.

Cele două benzi legate prin contactele electrice alunecătoare (2) în circuitul electric al aceleiaşi surse de sudare sunt antrenate simultan spre materialul de încărcat (placat)(1) prin intermediul rolelor de antrenare (4).

La ieşirea din contactele alunecătoare benzile sunt dispuse paralel la o distanţă de 5-10 mm şi înconjurate din ambele părţi (faţă-spate- raportat la sensul de încărcare) cu flux provenit din cele două buncăre (3). În spaţiul dintre cele 2 benzi ajunge o cantitate mică de flux şi ca urmare temperatura şi fluiditatea zgurii sunt mai ridicate decât a restului zgurii peste care se scurge în permanenţă flux proaspăt. Datorită acestui fapt, zgura supraîncălzită dintre benzi şuntează curentul care trece prin ele, favorizând topirea benzilor, contribuind astfel la creşterea productivităţii procedeului. Participarea efectului Joule în procesul de topire duce la scăderea energiei disponibile pentru topirea superficială a suprafeţei de încărcat, scade pătrunderea concomitent cu creşterea cantităţii de metal topit din benzi. Acest lucru poate duce fie la creşterea înălţimii cusăturilor, fie la creşterea vitezei de încărcare.

Avantajele procedeului: -viteze de încărcare ridicate 20-30cm/mm în comparaţie cu încărcarea cu o bandă (60×0,5

mm) la care vs=12-16cm/min -diluţii de 7-12% mai scăzute decât la încărcarea cu o bandă la care sunt cuprinse între

8-15%.



89

Dezavantajele procedeului: -grosimea componentelor ce se încarcă este limitată inferior la valori mai mari comparativ cu

încărcarea cu o bandă. -sursele de sudare sunt puternic solicitate la amorsarea arcului -uzarea unor componente ale capului de încărcare (piesa distanţieră, contacte etc.)

influenţează nefavorabil procesul de încărcare. Performanţele procedeului: -se încarcă mai ales oţeluri nealiate, cu puţin carbon, şi puţin aliate, -se pot realiza într-unul sau mai multe straturi aliaje rezistente la coroziune, cavitaţie, uzare

şi combinaţii ale acestora. • Încărcarea prin sudare sub flux cu două benzi şi descărcare în arc dintre care

una este culcată pe suprafaţa de încărcat. Schema de principiu a procedeului este prezentată în fig.2.28

Fig.2.28.Schema de principiu a încărcării prin sudare sub flux cu două benzi-una culcată pe suprafaţa de încărcat-cealaltă realizând descărcarea în arc.

1-suprafaţa de încărcat;2-bandă verticală;3-role antrenare bandă;4-contacte electrice alunecătoare;5-bandă culcată;6-rolă de antrenare;7-flux pentru încărcare;8-flux topit;9-flux

netopit;10-flux solidificat(crustă);11-depunere (placaj);

Banda verticală (2) este legată în circuitul electric de sudare prin contactele alunecătoare (4) este antrenată spre suprafaţa de încărcat (1) prin intermediul rolelor de antrenare (3), realizând descărcarea în arc (ca şi la procedeul de sudare sub flux cu electrod bandă clasic) realizând baia metalică topită şi fluxul topit la suprafaţa acestuia. Banda culcată (5), nelegată la circuitul de sudare este dirijată cu o viteză corespuntătoare spre zona descărcărilor în arc a benzii active şi se topeşte având ca efect creşterea cantităţii de metal de adaos topit. Acest lucru necesită o mărire a cantităţii



90

de căldură produsă de descărcarea în arc (fapt realizabil prin creşterea parametrilor principali de sudare, în primul rând Is) majoritatea acesteia fiind necesară pentru topirea benzii (benzilor) cât şi a fluxului realizând în acelaşi timp şi o mică legătură cu suprafaţa de încărcat.

Avantajele procedeului: -creşterea înălţimilor cusăturilor concomitent cu reducerea diluţiei datorită benzii calculate

care poate să participe la formarea cusăturilor în proporţie de până la 35%. Folosind benzi culcate de diferite grosimi înălţimea unui rând poate ajunge până la 8mm diluţie de sub 10%,

-productivitatea procedeului creşte considerabil dacă se utilizează benzi culcate sinterizate, în plus se oferă multiple posibilităţi de aliere a MD.

-realizarea compoziţiei chimice prescrise a MD din primul strat, prin utilizarea unor benzi verticale şi culcate de diferite compoziţii chimice,

-economii importante de materiale, manoperă şi energie la componentele la care înălţimea impusă a MD se realizează într-un strat, faţă de 2 straturi prin procedeul de încărcare cu o bandă.

Dezavantajele procedeului: -pericolul apariţiei defectelor la suprapunerea rândurilor în special când se lucrează cu benzi

culcate şi verticale de aceeaşi lăţime. -nu se poate aplica convenabil la încărcarea suprafeţelor circulare. Performanţele procedeului: -se pot încărca suprafeţele plane, cilindrice interioare în special cu benzi laminate la rece,

obţinându-se un MD rezistent la coroziune, uzare şi combinaţii ale acestora. • Încărcarea cu două benzi şi descărcare în arc antrenată oblic în arcul electric.

Banda verticală (2) este antrenată de rolele (3) fiind legată în circuitul electric al unei surse de sudare de curent continuu prin contactele alunecătoare (7). Banda (4) legată la acelaşi post al sursei de sudare prin intermediul contactelor alunecătoare (7) este antrenată oblic cu un unghi α =15-300 de către rolele (5). Se formează iniţial arce independente, aparţinând fiecărei benzi producând topirea acestora şi formarea unui volum mare de metal topit şi flux topit mai ales în porţiunea cuprinsă între benzi. La anumiţi parametrii de sudare procesul de sudare poate deveni instabil arcele întrerupându-se, topirea benzilor continuând datorită temperaturilor ridicate a fluxului topit (zgură topită). Volumul de metal de adaos topit depinde în mare măsură de viteza de avans a benzii oblice. Schema de principiu a procedeului este prezentată în fig.2.29.

Avantajele procedeului se datoresc posibilităţilor de variaţie în limite foarte largi a vitezei de avans a benzii oblice (16cm/min-87cm/min). În funcţie de aceste viteze se obţin:

-înălţimi ale MD într-un strat mai mare decât la toate procedeele de încărcare, -productivitatea cea mai ridicată iar lăţimea unui rând este semnificativ mai mare decât

lăţimea benzilor, -posibilitatea apariţiei defectelor la suprapunerea rândurilor este mai mică decât la încărcarea

cu două benzi dintre care una este culcată pe MB. Dezavantajele procedeului: -dotarea capului de antrenare cu un sistem suplimentar, fapt ce măreşte gabaritul acestuia

precum şi numărul parametrilor ce trebuie controlaţi, -necesitatea fabricării a noi tipuri de materiale de adaos (benzi+fluxuri) exclusiv pentru acest

procedeu. Performanţele procedeului: -se pot încărca suprafeţe plane, cilindrice cu benzi laminate la rece şi sinterizate, obţinându-

se MD, rezistenţa la coroziune, uzare şi combinaţii ale acestora.



91

Fig.2.29 Schema de principiu a încărcării sub flux cu două benzi şi descărcare în arc-una este antrenată oblic.

1-suprafaţa de încărcat(placat);2-bandă verticală;3-role antrenare bandă;4-bandă înclinată;5-role antrenare;6-buncăre cu flux pentru încărcare;7-contacte electrice alunecătoare;8-

depunere(placaj);9-flux topit(crustă);10-flux netopit.

• Încărcarea prin sudare sub flux cu mai multe benzi

Principiul procedeului constă în aşezarea benzilor în aşa manieră(în linie decalate cele mai înguste aţă de cele mai late) astfel încât să formeze o baie comună. Schema de principiu pentru încărcarea cu benzi (4+3) este prezentată în fig.2.30

Fiecare bandă are un sistem de avans propriu sincronizate pe dimensiuni de benzi funcţie de parametrii de încărcare, acestea fiind decalate în trepte, dar deplasându-se cu aceiaşi viteză de placare. Stratul de flux acoperă toate benzile în zona arcelor atât în faţă cât şi în spatele benzilor ţinând cont de sensul de placare. Este preferabil ca benzile mai late să fie legate la polul negativ al sursei de sudare, iar benzile mai înguste la polul pozitiv. Procedeul nu este răspândit în practică datorită gabaritului şi complexităţii instalaţiei.



92

Fig.2.30 Schema de principiu a încărcării sub flux cu mai multe benzi. 1-suprafaţa de placat;2-metal depus prin placare;3-role de antrenare;4-electrozi bandă;5-flux

pentru încărcare. 2.3.4. Fluxuri pentru sudare şi încărcare 2.3.4.1. Tipuri de fluxuri

►Fluxurile topite sunt materiale de adaos pentru sudare şi încărcare sub formă pulverulentă (granule de max. 3.o mm), obţinute prin topirea unui amestec ce conţine în principal:bioxid de siliciu, minereu de mangan, carbonat de calciu, fluorură de calciu şi/ sau magneziu, alumină, bioxid de titan.

O particularizare a acestor fluxuri este faptul că în timpul topirii, materiile prime reacţionează între ele astfel că după topire ele nu mai sunt la fel de active şi numai o parte neînsemnată din unele elemente (Mn, Si) trec în metalul depus.

Adaosul de feroaliaje, datorită oxidăriilor în timpul topirii, influenţează semnificativ asupra alierii băii metalice. Ele pot influenţa doar alte caracteristici ale fluxului din care cauză fluxul topit nu poate avea rol de dezoxidant. Fluxurile topite se împart în:

- fluxuri cu conţinut ridicat de MnO şi SiO2; - fluxuri cu conţinut mai scăzut de MnO şi SiO2.



93

Fluxurile topite, din cauza procesului tehnologic, nu pot fi obţinute cu o bazicitate prea ridicată. În funcţie de temperatura de topire şi de modul de granulare se pot obţine fluxuri silicioase şi fluxuri spongioase (mai puţin răspândite).

►Fluxurile ceramice (aglomerate) sunt constituite dintr-un amestec intim de materiale pulverulente, fin măcinate ca: minerale, minereuri şi diferite feroaliaje legate între ele printr-un liant (silicat de sodiu sau de potasiu). Amestecul umed se usucă (calcinează) în cuptoare şi se separă pe fracţii granulometrice. Granulele sunt higroscopice, ceea ce constituie un dezavantaj faţă de fluxurile topite.

Întrucât în aceste fluxuri se pot introduce dezoxidanţi, diferite elemente de aliere, se poate obţine un metal depus cu o puritate dorită şi aliată corespunzător cerinţelor; procesul tehnologic permite obţinerea unor fluxuri cu bazicitate ridicată.

►Fluxurile sinterizate se obţin prin acelaşi procedeu ca şi fluxurile ceramice şi au o compoziţie chimică asemănătoare. Temperatura de uscare (calcinare) este mai ridicată decât la fluxurile aglomerate. Datorită acestui fapt granulele fluxurilor sinterizate sunt mai puţin higroscopice şi mai rezistente la fărâmiţare decât granulele fluxurilor aglomerate (ceramice).

Fluxurile amestecate constau dintr-un amestec mecanic de fluxuri topite sau fluxuri aglomerate cu indici de bazicitate diferiţi. Amestecul se face cu scopul activării proceselor fizico-chimice în baia topită şi conduc la îmbunătăţirea caracteristicilor mecanice ale sudurii, în special a tenacităţii la temperaturi joase.

2.3.4.2. Caracteristicile fluxurilor

Însuşirile unui flux sunt determinate de caracteristicile sale metalurgice, chimice, fizice şi de structură. În vederea stabilirii influenţei pe care o exercită unele din aceste caracteristici asupra calităţii metalului depus şi/sau îmbinării sudate ele vor fi prezentate diferenţiat.

►Activitatea metalurgică

Acţiunea fluxului asupra modificării coeficienţilor de trecere a elementelor însoţitoare permanent (C,Mn, Si) în baia metalică a fost clasificată de Institutul Internaţional de Sudură pe baza unor indicii. Această acţiune a fluxului este cunoscută sub denumirea de activitate metalurgică.

Astfel nivelul de activitate a trecerii acestor elemente s-a codificat prin indici de simbolizare de la 1 la 9.

În cazul îmbogăţirii metaluli depus (MD) se utilizează indicii de la 6 la 9, diferenţiate progresiv în funcţie de ponderea trecerii elementului. La indicele de valoarea 5 nu se evidenţiază nimic, iar pentru indicii de la 5 la 1 se evidenţiază pierderile (sărăcirea MD). În vederea facilitării alegerii fluxului în funcţie de îmbogăţirea sau pierdrea unui element din MD se dau următoarele indicaţii: - pierderea în Mn creşte sensibil cu viteza de sudare, iar conţinutul de Si scade; - la fluxurile topite, pentru o tensiune a arcului mai mare se diminuează pierderea în Mn şi creşte câştigul în Si; influenţa tensiunii arcului are o importanţă mai mică decât cea a vitezei de sudare la fluxurile aglomerate, unde aceste influenţe pot fi inversate; - creşterea intensităţii curentului de sudare nu evidenţiază efecte sensibile asupra Si, dar produce o creştere a pirderilor în Mn. - la un conţinut mărit de Mn şi o bazicitate mare a fluxului, conţinutul de Mn în MD creşte, deşi conţinutul de Si scade; - la un conţinut ridicat de MnO în flux, pierderile de Mn în MD sunt reduse şi în final se transformă în adaosuri.



94

►Bazicitatea Bazicitatea are o influenţă semificativă în special asupra tenacităţii structurii sudate.

Influenţa ei depinde şi de conţinutul unor elemente de aliere, de oxigenul din metalul de bază şi de metalul depus.

Deşi există mai multe metode de calcul a indicelui de bazicitate a fluxului, în prezent formula cea mai frecvent folosită este:

( )

( )2322

222

%%%21%

%%21%%%%%%

ZrOTiOOAlSiO

FeOMnOCaFOKONaBaOMgOCaB

+++

+++++++=

În funcţie de valoarea raportului B, se apreciază caracterul fluxului: - pentru valori ale lui B<1,1: flux acid (A) - pentru valori ale lui B=1,1-2,0: flux bazic (B) - pentru valori ale lui B>2: flux cu bazicitate ridicată (BB).

► Compoziţia chimică În funcţie de diferite sisteme de zgurifiere au fost elaborate numeroase mărci de fluxuri cu

compoziţie chimică diferită. În tabelul 2.17 sunt prezentate modul de simbolizare, tipul şi proprietăţile fluxurilor conform

IIS: Tabelul 2.17

Simbol Tipul şi caracteristicile fluxului CS CaO+MgO+SiO2>50%-silicat de calciu

a) Fluxuri cu conţinut ridicat de SiO2 Is max= 2500 A. Necesită MA cu mult Mn (S3...S6) şi MB curative (sensibilitate la impurităţi). Nepotrivite la suduri prin mai multe treceri. Permit Vsud medie=0,8 m/min. b) Fluxuri cu conţinut scăzut de SiO2 Ts max, lungimea zgurii şi sensibilitatea la impurităţi scad; permite sudarea prin mai multe treceri.

MS MnO+SiO2>50%-silicat de mangan MA se alege în funcţie de conţinutul de Mn dorit în MD (S1,S2,S2Mo). Aplicabile la oţeluri cu Rm<520N/mm; Is max≈1100 A; zgură cu lungime medie. Tendinţa la fisurare scade cu creşterea conţinutului de Mn. Permit sudarea cu viteze mari. Puţin sensibile la umezeală.

AR Al2O3+TiO2>50%-alumină-rutil Ismax=900A. Posbilă sudarea cu Vsud mari. Puţin sensibile la umezeală. MA potrivite: S1 (pentru sudarea cu două treceri ) sau S2 şi S3 pentru fluxuri cu tendinţă de variaţie mică a conţinutului de Mn şi Si.

AB Al2O3 + CaO+ MgO>45 % (Al2O3 – 20%)-Bazice cu alumină. Posibil un mare aport de Mn. Caracteristici mecanice bune ale MD. Pot fi folosite la sudarea oţelurilor cu granulaţie fină. MA potrivite S1, S2. S2Mo. Is max ≈ 100 A. Zgură scurtă, sensibilitate la impurităţi.

BF CaO+MgO+MnO+CaF2>50% (SiO2)-bazice cu fluorură. Pot sau nu conţine Mn. Alicabilitate universală, chiar la oţelurile cu rezistenţă la cald. Is max ≈800A. Sensibilitate la umezeală.



95

În fluxurile uzuale se regăsesc mai frecvent următorii oxizi: MnO, SiO2, CaO, MgO, Al2O3,

CaF2, Na2O şi Na3AlF6. În fluxurile sinterizate sau aglomerate se mai dozează diferiţi dezoxidanţi şi elemente de

aliere, sub formă de feroaliaje şi pulberi metalice. Din punct de vedere fizico-metalurgic aceşti oxizi au o acţiune complexă, însă se pot caracteriza

prin unele efecte specifice şi anume: • SiO2 este un bun zgurifiant, conduce la creşterea vâscozităţii fluxului şi a posibilităţilor de

sudare la curenţi mari; • CaO influenţează pozitiv stabilitatea arcului, în anumite combinaţii conduce la reducerea

vâscozităţii zgurii. Datorită caracterului bazic puternic intervine activ în procesul metalurgic cu efecte pozitive asupra proprietăţilor de tenacitate a metalului depus. Pe de altă parte creşte sensibilitatea fluxului la umiditate;

• MgO are efect similar ca şi CaO însă nu atât de puternic; • MnO favorizează creşterea vitezei de sudare şi pătrunderea, micşorează sensibilitatea la

apariţia porilor, dar limitează sudarea cu intensităţi mari de curent; • CaF2 fluidifică zgura, favorizează trecerea elementelor nemetalice în zgură.

2.3.5.Parametrii tehnologici la încărcarea prin sudare sub flux

Alegerea parametrilor tehnologici este determinată de următorii factori: -natura MB şi a MA, -solicitările MD, -forma şi dimensiunile componentelor care se încarcă.

2.3.5.1.Parametrii tehnologici primari la încărcarea sub flux cu bandă. Parametrii tehnologici primari (PT1) sunt: curentul de încărcare (Is), tensiunea arcului (Ua) şi viteza de încărcare (vs).

• Curentul de încărcare.

Curentul de încărcare Is s-a definit drept curentul electric ce trece prin arce în timpul încărcării. Is acţionează asupra pătrunderii şi implicit asupra diluţiei a în sensul că odată cu creşterea lui Is cresc p şi a. Aceste creşteri ale lui p şi a la mărirea curentului se datorează interacţiunii mecanice şi termice mai intense a arcului (arcelor) cu baia de metal topit. Creşterea pătrunderii şi a lăţimii MD, duce la lărgirea suprafeţei topite a MB şi ca urmare creşte diluţia a. Deşi la încărcarea cu bandă sub flux densitatea de curent este mai mică ca la încărcarea sub flux cu sârmă, cantitatea de metal topit în unitatea de timp este semnificativ mai mare deoarece la încărcarea prin sudare cu bandă arcul electric se deplasează pe secţiunea capătului liber al benzii evitându-se încălzirea locală şi puternică a MB şi surplusul de energie este folosit pentru topirea benzii.

Creşterea curentului de încărcare duce la creşterea înălţimii MD şi în anumite limite la creşterea lăţimii lui. Depăşind curentul optim se înrăutăţeşte forma şi geometria MD.în cazul când curentul scade sub valoarea optimă MD se îngustează, uneori marginile sunt formate numai din picăturile izolate.

Variaţia diluţiei a şi a pătrunderii p în funcţie de Is este arătată în fig.2.31.



96

Fig. 2.31. Variaţia diluţiei a şi a pătrunderii p în funcţie de curentul de sudare Is.

Influenţa curentului de încărcare Is asupra geometriei MD este arătată în fig. 2.32.Mărirea curentului are ca efect creşterea înălţimii h, a pătrunderii p,a lăţimii b a MD şi a ratei depunerii AD. Dependenţa AD=f(Is) pentru bandă sinterizată dreapta (1) şi bandă laminată la rece din oţel carbon (2) la polaritate inversă este dată în fig.2.33.

Fig.2.32.Influenţa curentului Is asupra geometriei depunerii.

Fig.2.33.Influenţa curentului Is asupra ratei depunerii AD



97

• Tensiunea arcului.

Este definită drept tensiunea electrică a arcelor în timpul încărcării. Tensiunea arcului Ua la încărcarea sub flux cu o bandă influenţează în primul rând aspectul

MD, iar în măsură mai mică productivitatea topirii benzii. Tensiunea arcului se alege în uncţie de tipul benzii.

În general, variaţiile admise la ale tensiunii arcului la încărcări prin sudare cu benzi din oţel inoxidabil trebuie menţinute în limitele ± 1 V.

În cazul fluxurilor de aliere, tensiunile prea mici duc la formarea crestăturilor marginale. La tensiuni de peste 32 V consumul de flux creşte, iar crestătura devine mai lată şi mai aplatizată. O creştere în continuare a băii poate duce la străpungerea băii.

O tensiune prea mică duce la depuneri de cusături cu margini abrupte şi încrestări marginale pronunţate. O tensiune prea mare are ca efect creşterea cantităţii de zgură care duce la aplatizarea cusăturilor.

• Viteza de încărcare. Este definită drept viteză de deplasare a arcelor în lungul componentelor ce se încarcă Alegerea unei viteze de încărcare corespunzătoare are ca efect obţinerea unor cusături cu

suprafeţe netede cere de obicei nu necesită o prelucrare ulterioară. O viteză de încărcare prea mică (la Is=constant) poate duce la apariţia defectelor de legătură

între MD şi MB, iar la o viteză vs de încărcare prea mare duce la formarea unor cusături cu aspect neregulat.

Viteza de încărcare Vs acţionează asupra lăţimii b a MD şi a înălţimii h. Dependenţa b=f(vs) la diferiţi curenţi de încărcare este prezentată în figura 2.34

Fig.2.34.Influenţa vitezei de încărcare prin sudare asupra lăţimii b a MD.

Semnificaţia notaţiilor din figură este următoarea: 1- bandă cu b=30mm şi Is=400A 2- bandă cu b=30mm şi Is=800A 3- bandă cu b=60mm şi Is=800A Diagramele arată că micşorarea lui vs are ca efect creşterea lăţimii b a cusăturilor. La acelaşi bs,

b creşte cu mărirea lui Is, nedepinzând de grosimea benzii. Inluenţa vitezei de încărcare vs asupra pătrunderii p şi a diluţiei a este dată în figura 2.35.



98

Fig.2.35.Variaţia diluţiei a şi a pătrunderii p în funcţie de Vs

Mărirea vitezei de încărcare Vs are ca efect creşterea pătrunderii p şi a diluţiei a. Influenţa Vs

asupra geometriei MD este ilustrată în figura 2.36.

Fig.2.36 Inluenţa vitezei de încărcare vs asupra geometriei MD

Creşterea vitezei de încărcare are ca efect micşorarea lăţimii b a înălţimii h şi creşterii pătrunderii p. Corelaţia dintre vs, poziţia componentelor faţă de planul orizontal şi elementele geometrice ale MD este evidenţiată în diagramele din figura 2.37.

Fig.2.37.Corelaţia dintre Vs şi poziţia componentelor faţă de planul orizontal



99

Analiza diagramelor pentru vs=16 cm/min arată următoarele: -pătrunderea p mai mică se realizează dacă componentele se înclină în pantă pozitivă, -înălţimea h cea mai mică se obţine dacă componentele se înclină în pantă negativă, -lăţimea b cea mai mare se realizează dacă componentele se înclină în pantă pozitivă.

2.3.5.2. Parametrii tehnologici secundari la încărcarea sub flux cu bandă

• Natura şi polaritatea curentului. La sudarea sub flux se poate utiliza atât curentul continuu cu ambele polarităţi: directă (cc-)

şi inversă (cc+) cât şi curentul alternativ. Curentul maxim de sudare caracterizează capacitatea electroconducătoare a fluxului şi se notează Is max-

Valoarea curentului maxim de sudare se indică prin cifre care multiplicate cu 100 dau valoarea intensităţii maxime în A pentru care fluxul se utilizează la sudare cu un arc. Exemplu: Is max=1200 A se indică prin cifra "12".

Natura curetului de sudare şi curentul maxim de sudare depind de tipul fluxului şi sunt indicaţi de producătorii de fluxuri.

Tensiunea de mers în gol a sursei de sudare influenţează atât atmosfera cât şi topirea uniformă a anumitor fluxuri în care elementele ionizante se găsesc într-o cantitate mai mică. În tabelul 2.18 se arată modul de simbolizare a parametrilor şi a surselor de sudare.

Tabelul 2.18

< 2 m/ min Fără simbol Viteza de sudare > 2 m/ min r (flux rapid)

Curent maxim de sudare Imax [A] 100 Fără simbol Curent continuu(ambele polarităţi) şi curent alternativ

a

Curent continuu b

Tipul curentului de sudare

Curent continuu cu polaritate inversă

c

Sursă de curent continuu Fără simbol Uo< 65 V X Uo=65-80 V

Y

Sursa de sudare

Sursă de curent alternativ Uo> 80V Z

În general la încărcarea sub flux cu o bandă se lucrează în curent continuu.

Polaritatea curentului acţionează asupra diluţiei a, pătrunderii p, geometriei cusăturilor şi a productivităţii AD. La polaritate directă AD este mai mare decât la polaritatea inversă, iar diluţia şi pătrunderea sunt mai mici.

Spre exemplu diluţia la polaritate directă este aproximativ 50% din cea obţinută la polaritatea inversă.

Polaritatea directă are însă un mare dezavantaj şi anume: marginile cusăturilor sunt abrupte, fapt care face ca pericolul apariţiei defectelor de legătură între MB şi MD să fie inevitabil. Datorită acestui dezavantaj la încărcarea sub flux cu bandă este de preferat să se lucreze în curent continuu cu polaritate inversă.



100

• Lungimea liberă a benzii. Lungimea liberă Le a benzii acţionează în primul rând asupra ratei depunerii AD şi în mai

mică măsură asupra pătrunderii p şi a diluţiei. La alegerea acestui parametru trebuie să se ţină seama de conductibilitatea electrică a benzii. În general la aplicaţiile practice, lungimea liberă Lc este de aproximativ 30mm. La lungimi libere prea mici creşte pătrunderea p, iar la lungimi libere prea mari scade pătrunderea p, în schimb creşte rata depunerii AD. Arderea arcului este însă instabilă şi apare pericolul apariţiei porilor în MD. În afară de aceasta, banda îşi pierde rigiditatea datorită încălzirii, se îndoaie ducând la stingerea arcului şi la întreruperea procesului.

• Lăţimea benzii. Corelaţia dintre lăţimea benzii Be şi lăţime unui rând b de MD este prezentată în diagrama

din figura 2.38.

Fig.2.38. Corelaţia între lăţimea benzii Be şi lăţimea unui rând b

• Înălţimea fluxului.

Înălţimea fluxului H este un parametru care acţionează în primul rând asupra modului de formare a MD asupra stabilităţii procedeului şi în al doilea rând asupra ratei depunerii AD. În general se recomandă o înălţime de 30-35 mm care prin încercări se determină exact în funcţie de natura fluxului.

Dacă înălţimea stratului de flux este prea mare evacuarea gazelor din baia topită nu se face continuu, fapt care face ca suprafaţa MD să devină neregulată. Stabilitatea înălţimii stratului de flux trebuie corelată cu masa volumică a sa.

Se remarcă că prin sudare cu o bandă în baie de zgură înălţimea strtului de flux trebuie riguros respectată la dimensiunea stabilită pentru fiecare marcă de flux. Înălţimi prea mici sau prea mari duc la transformarea procesului din baie de zgură în descărcare în arc.

• Poziţia relativă dintre două componente ce se încarcă şi bandă. În funcţie de caracteristicile MD şi coniguraţia componentelor, acestea se pot înclina în plan,

în plan orizontal iar capul de sudare se poate deplasa sau înclina în plan vertical. O înclinare a componentelor cu pantă pozitivă de 150 faţă de planul orizontal provoacă o

lărgire a frontului de metal de sub arce care conduce la micşorarea pătrunderii şi a diluţiei. Pe măsură ce viteza de încărcare creşte aceste efecte se modifică ducând la scăderea înălţimii

MD şi la o creştere a pătrunderii. O înclinare a componentelor în pantă negativă re ca efect micşorare grosimii băii de metal topit de sub arc care are ca efect micşorarea creşterii pătrunderii. Acest efect se observă şi la viteze de încărcare mare fără înclinare a componentelor.



101

În cazul în care se încarcă suprafeţele interioare cu diferite raze de curbură aceeaşi pantă a băii de metal se obţine prin poziţionarea diferită a capului de încărcare faţă de axa verticală a locului(normală). Modul de poziţionare al benzii (benzilor) în funcţie de raza de curbură a componentelor este prezentată în figura 2.39.

Fig. 2.39. Modul de poziţionare al benzii în funcţie de raza de curbură a componentelor

Din figură rezultă că în cazul componentelor cu rază de curbură mică banda se poziţionează

decalată spre stânga faţă de normală. În cazul componentelor cu rază de curbură mare banda se poziţionează spre dreapta faţă de normală.

• Ciclurile termice. La încărcarea prin sudare cu arcul electric componentele se încălzesc datorită căldurii metalului topit al băii metalice şi se formează ZIT-ul. Variaţia temperaturii în orice punct al ZIT-ului decurge conform unui ciclu termic. În figura 2.40 sunt prezentate ciclurile termice pentru 3 procedee de încărcare, manual cu electrozi înveliţi, mecanizat sub flux cu sârmă, mecanizat sub flux cu bandă, la distanţa de 1 respectiv 3 mm de linia de topire.

Măsurătorile efectuate în imediata apropiere a liniei de topire şi la o anumită distanţă de ea, în MB, au arătat că la încărcarea sub flux cu o bandă vitezele de răcire sunt mai mici comparativ cu încărcarea manuală cu electrozi înveliţi sau mecanizat sub flux cu sârmă. Scăderea vitezei de răcire face ca transformările structurale din ZIT să fie mai lente deci mai apropiate de echilibru iar în consecinţă structurile fragile şi dure sunt relativ mai puţine. Rezultă o zonă influenţată termic cu duritate mai mică şi cu tendinţă de fisurare mai redusă. O viteză de răcire scăzută creează condiţii favorabile ieşirii gazelor din metalul topit şi se reduce probabilitatea apariţiei porilor.

Efectele nedorite ale câmpurilor termice în cazul unor MB sensibile la influenţa acestora se pot diminua prin preîncălzirea MB. La alegerea temperaturii de preîncălzire trebuie să se ţină seama de experienţele acumulate şi anume: la o încărcare cu bandă fără preîncălzire se obţin aceleaşi viteze de răcire ca şi la încărcarea manuală cu electrozi înveliţi şi o preîncălzire la 3000C. În general la încărcarea sub flux cu o bandă se evită utilizarea unor MB sensibile la acţiunea ciclurilor termice.



102

Fig. 2.40. Ciclurile termice la încărcarea manuală cu electrozi înveliţi sub flux cu sârmă şi bandă la distanţele de 1 şi 3 mm de linia de topire.

• Suflajul magnetic. La încărcarea prin sudare cu bandă, topirea benzii are loc datorită arderii simultane a mai multor arce pe secţiunea capătului liber. Numărul arcelor depinde în primul rând de densitatea de curent şi de dimensiunile benzii. Interacţiunea dintre curentul de sudare şi câmpurile magnetice proprii ale arcelor creează un fenomen nedorit, cunoscut sub denumirea de suflaj magnetic.

Efectul suflajului magnetic se manifestă ca o forţă perturbatoare, care acţioneză asupra arcelor locale, dirijându-le către una din marginile benzii în timpul topirii ei. Acest fapt are ca rezultat topirea mai pronunţată a benzii într-o parte, iar cusătura ce se formează are marginile abrupte şi neregulate.

Efectul nedorit al suflajului magnetic se poate anihila dacă se supune peste câmpul magnetic un câmp perturbator suplimentar de aceeaşi intensitate însă de sens opus. Influenţa suflajului magnetic la încărcarea prin sudare cu benzi la dimensiunea 60x0,5 mm este nesemnificativă.

• Particularităţi chimice şi metalurgice În urma studiului efectuat pe baza literaturii de specialitate, rezultă că pentru obţinerea unor suduri sau depuneri prin sudare de calitate trebuie ţinut seama de influenţa mai multor factori care sunt prezentaţi sintetic după cum urmează:

- bazicitatea fluxului, care rămâne în continuare un factor important, iar creşterea bazicităţii paralel cu asigurarea celorlaltor condiţii impuse fluxului contribuie la îmbunătăţirea performanţelor metalului depus:

- raportul Mn/Si în MD se recomandă să se situeze peste valoarea de 3; - conţinutul de P în MD trebuie să fie cât mai scăzut; o acţiune favorabilă asupra reducerii

oxigenului din MD o au fluxurile cu conţinut ridicat de CaO, BaO, oxizi alcalini cu o acţiune mai eficace decât MgO.

În concluzie se poate preciza că pe lângă faptul că trebuie utilizat un flux corespunzător, trebuie respectate strict prescripţiile la sudare sau încărcare specifice fiecărei aplicaţii.



103

2.3.6.Recomandări tehnologice privind parametrii utilizaţi la încărcarea sub flux cu electrod bandă Compoziţia chimică a unor fluxuri este evidenţiată în tabelul 2.19 Tabelul 2.19 Simbolizare Mod de

prelucrare Compoziţia chimică SiO2 Al2O3 FeO TiO2 CaO Na2O CaF2

122 450

Aglomerat (ceramic) topit

8,61

9,29

24,91

24,86

0,24

0,42

0,10

0,19

0,50

2,32

2,43 -

63,43

63,18 Date comparative privind viteza de încărcare şi diluţia la încărcarea cu o bandă şi descărcarea cu arc şi cu o bandă în baie de zgură. Tabelul 2.20 Procedeul Flux de sudare Viteza de sudare

cm/min Diluţia %

Sudare sub flux(700A) Sudare sub baie de zgură(1000A) Sudare în baie de zgură(1250A) Sudare în baie de zgură(1000A) Sudare în baie de zgură(1250A)

410

122

122

450

450

10,80

18,00

23,30

51,10

21,00

14,50

15,50

17,50

16,50

22,00

Înălţimea metalului depus (MD) şi diluţia la diferite lăţimi ale benzii Tabelul 2.21 Dimens. benzii mm

Curentul de sudare A

Fluxul de sudare

Înălţimea MD Mm

Diluţia %

60x0,5 1250 122 6,00 11 60x0,5 1250 450 5,50 14 90x0,5 1875 122 5,80 10 90x0,5 1875 450 5,30 12 120x0,5 2500 122 4,70 11 120x0,5 2500 450 4,50 15 180x0,5 3000 122 3,50 13 180x0,5 3000 450 3,40 14



104

Rata depunerii şi consumul de flux în funcţie de lăţimea benzii Tabelul 2.22 Fluxul de sudare

Dimens. Benzii mm

Curentul de sudare A

Productivitatea Încărcării kg/h

Productivitatea specifică de încărcare

Consumul de flux de sudare

122 60x0,5 1250 23,70 19,00 0,47 122 90x0,5 1875 34,80 18,60 0,43 122 120x0,5 2500 42,20 16,90 0,35 122 180x0,5 3000 44,50 14,80 0,35 450 60x0,5 1250 21,20 17,00 0,59 450 90x0,5 1875 31,00 16,50 0,46 450 120x0,5 2500 39,50 15,80 0,41 450 180x0,5 3000 39,00 13 0,42 2.4.ÎNCĂRCAREA PRIN SUDARE CU ARC ELECTRIC ÎN MEDIU DE GAZE PROTECTOARE. 2.4.1.Principii generale

Sudarea cu arc electric în mediu de gaze protectoare, prin toate variantele cunoscute îşi găseşte o aplicaţie extinsă în domeniul particular al operaţiilor de încărcare întrucât sigură în primul rând o protecţie a arcului electric şi a băii metalice faţă de acţiunea mediului înconjurător în mod special a aerului prin componentele sale cele mai periculoase: oxigenul, hidrogenul, azotul etc. Procedeele de sudare care fac parte din această categorie sunt prezentate sintetic în fig.2.41.

SAEMGP-sudarea cu arc electric în mediu de gaze protectoare.

SAEENF-sudarea cu arc electric cu electrod nefuzibil.

SAEEF-sudarea cu arc electric cu electrod fuzibil.

SHA-sudarea cu hidrogen atomic (arc-atom).

SGI-sudarea în gaze inerte. SGI-MIG-sudarea în gaze

inerte-metal activ gaz. SGA-MAG-sudarea în gaze

active-metal activ gaz. SAGIA-sudarea în medii de

gaze inerte şi active.

Fig.2.41. Clasificarea procedeelor de sudare în mediu de gaze protectoare:

SAEMGP

SAEENF

SAEEF

S.H.A

S.G.I.

S.G.I.-MIG

SGA-MAG

S.A.G.I.A

W.I.G

T.I.G.

ArgonHeliuCo2

in H2

in N2



105

Gazele inerte protejează baia de metal topit, nu intră în combinaţii chimice cu alte elemente şi nu rămân în cordonul depus.

Gazele active se dizolvă şi formează cu metalul lichid compuşi chimici, ele influenţând procesele metalurgice din spaţiul arcului.

Electrodul nefuzibil are rolul de a forma arcul electric cu suprafaţa de încărcare, el neconsumându-se fiind confecţionat de regulă din Wolfram sau thoriu, materialul de adaos introducându-se din exterior în baia metalică, fiind formaţi din sârme, baghete, vergele tubulare etc.

Electrozii fuzibili formează arcul electric şi se consumă constituind aportul de material de adaos.

2.4.2.Încărcarea prin sudare cu hidrogen atomic (arc-atom).

La acest procedeu (fig.2.42.) se utilizează căldura rezultată prin recombinarea hidrogenului atomic care rezultă din disocierea hidrogenului molecular în arcul electric format între doi electrozi nefuzibili din wolfram (1) legaţi în secundarul unui transformator de sudare. Prin ajutajele (2) se insuflă un curent(jet) de hidrogen care sub acţiunea termică a arcului electric o parte se disociază în zona (4) cu absorbţia de căldură după reacţia:

H2―> H+H–421.000 [J/mol] Deoarece în stare atomică hidrogenul este foarte instabil în zona (5)-aflată deasupra pieei de

încărcat se recombină cu cedare de căldură după relaţia: 2H―> H2+387.000 [J/mol]

degajând o temperatură până la 40000C suficientă pentru a topi suprafaţa de încărcat. În această zonă se introduce intermitent materialul de adaos (3) sub formă de vergea, putându-se astfel regla atât pătrunderea (implicit diluţia) cât şi volumul de material de adaos.

incV

H2 H2

Fig. 2.42. Schema de principiu a încărcării cu hidrogen atomic.1- electrozi nefuzibili (wolfram); 2-ajutaje; 3- material de adaos; 4-zona de disociere a arcului electric; 5-zona de recombinare;

6-cordon depus.

De menţionat că operaţia de încărcare se efectuează manual, cei doi electrozi din wolfram fiind montaţi într-un portelectrod special (cu cablu de alimentare la transformator, şi cu posibilităţi de reglare a unghiului dintre cei doi electrozi precum şi a debitului de hidrogen(provenit de la o butelie cu hidrogen). Arcul electric arde independent, apropierea sau îndepărtarea zonei utile (de recombinare) faţă de suprafaţa de încărcat fiind la îndemâna operatorului sudor care urmăreşte în permanenţă volumul de metal topit introducând periodic vergeaua de material de adaos (asemănător cu sudarea cu flacără oxiacetilenică).

2H



106

Electrozii din wolfram (sau wolfram thoriat) au diametrul d= 1...6 mm şi se aleg funcţie de grosimea pieselor de încărcat.

Curentul de sudare se reglează astfel încât să se menţină un arc electric stabil (funcţie de unghiul α, distanţa între vârfuri şi diametrul electrozilor din wolfram).

Debitul de gaz Qg=800+15Is exprimat în l/h în funcţie de natura materialelor de încărcat. Materialul de adaos la acest procedeu poate să se prezinte sub formă de sârmă aliată (lmax-

400 mm), baghete cu secţiuni diverse-turnate sau trase sau folii (plăci) de anumite dimensiuni în concordanţă cu suprafaţa de încărcat.

Procedeul se aplică la diferite operaţii de încărcare cum ar fi ştanţe, matriţe, scule aşchietoare, roţi dinţate, arbori cotiţi, instrumente medicale, arcuri de automobile, etc din toată gama de oţeluri şi materiale neferoase (cu excepţia cuprului şi a aliajelor acestuia datorită solubilităţii mari a hidrogenului în acestea).

2.4.3.Încărcarea prin procedeul de sudare WIG.

Sudarea WIG este un procedeu de sudare manual, sau poate fi mecaniat mai ales la operaţii de încărcare.

Arcul electric se amorsează între un electrod nefuzibil (1) din W aliat cu Th, Zr, Ce, La şi piesa de încărcat, ambele fiind conectate la un transformator (sursă) de sudare. Contactul electric la electrodul de W se face printr-o piesă de contact din cupru montată în corpul pistoletului de sudare dând posibilitatea să se deplaseze electrodul pe măsura consumării acestuia în timp. Concentric cu electrodul gazul de protecţie (Ar, He) este adus da la butelie la duza (2) care asigură un debit constant de gaz protector necesar pentru protecţia arcului de sudare şi zona de sudare.

Fig. 2.43. Schema de principiu a încărcării prin procedeul de sudare W.I.G: 1-electrod de wolfram;2-duză insuflare argon; 3-vergea material de adaos; 4-arc electric; 5-depunere.

Se formează astfel o baie metalică provenită din topirea superficială a suprafeţei de încărcat

şi care se completează cu materialul de adaos provenit din vergeaua (3) introdusă în baia metalică (4) şi menţinut permanent în jetul de gaz protector de către operator. Acesta urmăreşte (prin masca de sudură) şi reglează în permanenţă volumul de material de adaos necesar mai ales la operaţii de încărcare, precum şi adâncimea de pătrundere, implicit diluţia.

Electrodul din W este răcit cu jetul de gaz sau apă, pentru a evita supraîncălzirea sau deteriorarea sa.



107

Arcul se poatealimenta în c.a şi c.c. în curent continuu există două modalităţi de alimentare: -polaritate directă c.c-, electrodul la catod şi piesa la anod -polaritate inversă c.c.+, electrodul la anod şi piesa la catod.

La operaţiile de încărcare prin procedeul WIG se lucrează de obicei cu c.c.+, unde bilanţul termic pe piesă e mai redus; ca rezultat baia metalică este largă şi mai puţin adâncă.

Electrodul fiind bombardat de electroni, care-i cedează energia, se încălzeşte puternic motiv pentru care se utilizează diametre mai mari ale electrodului de W sau obligatoriu răcirea cu apă a acestuia. Ionii de Ar, fiind grei la impactul lor cu piesa, ei sparg pelicula de oxizi de pe suprafaţa piesei, iar jetul de gaz o înlătură, producându-se o sablare electrică a piesei, fenomen deosebit de favorabil la piese acoperite cu oxizi greu fuzibili (Al, Hg).

Alimentarea în c.a. (utilizată mai ales la piese din Al) favorizează o situaţie intermediară, fenomenele se ameliorează în condiţiile de curăţire superficială a suprafeţelor.

Se mai utilizează şi curent pulsat, în polaritate directă, situaţie în care deformaţiile sunt reduse.

Materialele pentru sudare constau din: – electrodul de W aliat cu 2%Th, Zr, Ce, pentru îmbunătăţirea condiţiilor de emisie, amorsare

mai uşoară a arcului, stabilitate mai bună a acestuia, încărcare mai mare de curent. Are lw=175 mm şi dw=0,8;1,2;1,6;2;3;4;5;6 mm.

– gazul de protecţie poate fi argonul sau heliul. Este preferat argonul(puritate 99,9%, umiditate ≤ 0,03%) datorită avantajelor pe care le

prezintă: ardere mai limitată a arcului; amorsare mai uşoară, tensiune de ionizare mai scăzută la aceiaşi lungime a arcului şi curent de sudare, curăţire mai eficientă a oxizilor din cauza greutăţii mai mari a ionilor; preţ de cost mai scăzut mai accesibil. – materialele de adaos sunt constituite de cele mai multe ori din vergele metalice de lungime

1000 mm, diametre 0,8; 1,2; 1,6; 2; 2,5;3,2;4mm din aliaje metalice funcţie de caracteristicile urmărite ale suprafeţelor de încărcat.

Se utilizează pentru operaţii speciale de încărcare vergele tubulare, benzi striate sau paste conţinând elementele de aliere necesare depunerii. Alierea în acest caz se face cu preponderenţă din fluxul (pulberea) conţinută în vergele (de regulă carburi de W, Co, feroaliaje-vezi cap. 2-sârme tubulare). Alierea este posibilă şi din materialul metalic a vergelei (benzii). În aceste cazuri operaţia de sudare WIG fiind un procedeu manual (oarecum similar cu sudarea cu flacără de gaze), arcul şi baia metalică sunt vizibile sudorul are posibilitatea controlului procesului de încărcare. Se practică o pendularea electrodului de W, pentru obţinerea unor depuneri mai late.

Procedeul poate fi automatizat în cazul unor operaţii speciale de încărcare, utilizându-se materiale de adaos sub formă de sârmă rece sau caldă introdusă direct în spaţiul arcului-baia metalică, urmând traiectoria pistoletului de sudare WIG.

În aceste situaţii capul de sudare (pistoletul) WIG se poziţionează într-un dispozitiv specializat care asigură deplasarea mecanizată (robotizată) a acestuia, concomitent cu alimentarea cu materiale de adaos-sârmă (rece sau caldă), piesa de încărcat fiind fixă sau deplasându-se şi aceasta într-un sistem sincronizat cu pistoletul.

Forma, dimensiunile şi configuraţiile geometrice ale pieselor (subansamblelor) care se pot încărca (recondiţiona) prin procedeul WIG sunt foarte diversificate. Începând de la piese din domeniul mecanicii fine (aparatură medicală), scule aşchietoare, scule pentru prelucrări la cald(ştanţe, matriţe, poansoane, etc), supape, vane, până la piese de dimensiuni considerabile procedeul este folosit cu mare succes.

În unele situaţii procedeul WIG de sudare este folosit pentru realizarea straturilor tampon (de legătură) în combinaţie cu încărcarea prin sudare cu electrozi înveliţi sau alte procedee.



108

2.4.4.Încărcarea prin procedeul de sudare MIG-MAG

Stabilirea tehnologiei de încărcare prin procedeul MIG- MAG urmăreşte două aspecte şi anume:

- aspectul calitativ, asigurarea calităţii impuse încărcării la cel mai înalt grad; - aspectul economic, preţul de cost cât mai redus; Aceasta presupune cunoaşterea în primul rând a comportării materialului de bază la

încărcare, cunoaşterea performanţelor procedeului de încărcare utilizat, a parametrilor tehnologici şi recomandărilor tehnologice specifice, cunoşterea performanţelor echipamentelor de sudare (încărcare) şi exploatarea acestora.

Schema de principiu a procedeului de încărcare MIG- MAG este prezentată în figura 2.44.

Fig.2.44. Principiul instalaţiei de sudare MIG.-MAG.

1 – pistoletul pentru încărcare; 2 – dispozitivul de avans al sârmei; 3 – rola de sârmă; 4 – butelia pentru gazul de protecţi; 5 – piesa; 6 – sursa; 7 – contactor; 8 – dispozitivul de control pentru: avansul sârmei, curentul de sudare, gazul de protecţie şi lichidul de răcire al pistoletului. Forma şi dimensiunile picăturii de metal topit cât şi tipul transferului, este determinat de o serie

de factori: - tipul curentului de sudare - densitatea curentului de sudare - compoziţia chimică a sârmei electrod - lungimea liberă a sârmei electrod - gazul d protecţie - caracteristicile sursei de sudare



109

Variaţia volumului şi a ratei de transfer a picăturii în funcţie de curentul de sudare este ilustrată în fig.2.45

Fig.2.45. Variaţia volumului şi a ratei de transfer a picăturii în funcţie de curentul de sudare. Diagramele următoare prezintă relaţiile de legătură dintre tensiune, intensitatea curentului de sudare şi tipul de transfer.

Fig.2.46. Variaţia tensiunii cu intensitatea curentului pentru sârma electrod 360F de 1,2 mm, având

ca gaz de protecţie Ar + 2 % O.



110

Fig.2.47. Variaţia tensiunii cu intensitatea curentului pentru sârma electrod 360F de 1,2 mm, având ca gaz de protecţie CO2

Eficienţa maximă a încălzirii suplimentare a sârmelor de sudără, se obţine în cazul sudării cu

sârme inoxidabile. Principiul de funcţionare al pistoletului pentru încărcareMIG-MAG :

- pistoletul este prevăzut cu un tub electric de contact ce are rolul de a transmite curentul de sudare la sârma electrod. - de asemenea asigură direcţionarea gazului de protecţie prin intermediul conductei de gaz şi a duzei - la acţionarea butonului de comandă se acţionează curentul de sudare, sârma electrod şi gazul de protecţie asigurând astfel o productivitate mai ridicată.

Schema de principiu a pistoletului de încărcare cu arc dublu este prezentat în fig.2.48



111

Fig.2 48. Pistoletul pentru încărcare MIG cu arc dublu.

Procedeul pezintă o productivitate ridicată, o bună stabilitate a arcului electric şi o participare

redusă a metalului de bază la sudură. Elaborarea tehnologiei de încărcare presupune parcurgerea unor etape cum ar fi:

• Stabilirea cuplului sârmă – gaz de protecţie pe baza criteriilor de alegere a sârmei, respectiv a gazului de protecţie. Se precizează marca sârmei electrod şi a gazului de protecţie utilizate.

• Stabilirea diametrului sârmei electrod. Diametru sârmei electrod poate fi dS = 0,6; 0,8;1,0; 1,2; 1,6;2;(2,4) mm. Alegerea diametrului se face în fucţie de grosimea metalului de bază, valoarea curentului de sudare, poziţia de încărcare, forma rostului. Diametrul de sârmă cel mai utilizat şi care acoperă o plajă mare de necesităţi tehnologice la încărcare este 1,2 mm.

• Stabilirea numărului de treceri. Depinde în principal de natura materialului de bază (sensibil sau insensibil la supraîncălzire), de poziţia de încărcare. Pe baza acestor factori se stabileşte aria trecerilor care poate lua valori cuprinse în domeniul 5 … 40 mm2. nt = At/Atu unde:

At – aria trecerii; Atu – aria trecerilor de umplere ale rostului; nt – numărul de treceri;

►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 trecerea acesteia prin coloana arcului împotriva interacţiunii cu gazele din atmosferă, oxigen, hidrogen, azot, etc. În acelaşi timp însă gazul de



112

protecţie are o mare influenţă asupra desfăşurării procesului de sudare în ansamblul lui, acţionând supra stabilităţii arcului, parametrilor tehnologici de sudare, transferul 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, stropilor, 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 efecte pe care acestea le au în procesul de sudare.

Folosirea amestecului de Ar şi CO2 la încărcarea oţelurilor slab aliate este condiţionată de realizarea unui gaz protector care combină însuşirile individuale ale celor două gaze şi este motivată de reducerea preţului de cost a îmbinărilor sudate executate în medii protectoare scumpe: Ar, He etc.

Protejarea metalului topit, în mediu de gaz protector, se realizeaza cu doua feluri de gaze: - gaze de protecţie inerte (argon, heliu); - gaze de protecţie active (H2, O2, CO2, amestecuri). Comportarea gazelor in timpul procesului de sudare se explică prin gradul lor de activitate

chimică. În funcţie de aceasta, gazele se pot clasifica astfel: • Gaze inerte la temperatură înaltă. Gazele cele mai utilizate sunt argonul şi heliul.

Au mai fost utilizate gaze inerte ca şi kriptonul, xenonul si neonul, dar slaba lor productivitate duce la preţuri ridicate.

Argonul şi heliul sunt gaze monoatomice şi nu reactionează cu nici un alt corp în plasma arcului de sudură, de aceea se numesc gaze inerte. Această proprietate le permite să protejeze electrodul şi metalul topit contra gazelor din aer. Datorită potenţialelor diferite de ionizare argonul şi heliul se comportă diferit la sudarea prin procedeul MIG. Argonul pur nu asigur un transfer corect în arc al picăturilor la sudarea oţelurilor şi din acest motiv se adaugă în anumite proporţii oxigen sau CO2.

• Gaze reducătoare. Hidrogenul este folosit în amestec, fie cu argon, fie cu azot. • Gaze oxidante. Prin gazele de protecţie a arcului şi a băii metalice împotriva gazelor

din aer poate fi oxigenul, în procente reduse şi bine dozat, în amestec cu alte gaze. În cazul sudării MAG a oţelurilor carbon, prezenţa oxigenului în proporţii reduse are ca efect fluidizarea băii de metal topit.

Bioxidul de carbon este un gaz oxidant, care la temperatura arcului se disociază în CO şi O. Oxigenul ce se degajă este foarte activ, formând cu carbonul din oţel oxidul de carbon şi

dacă nu s-ar lua măsuri ca sârma electrod să conţină elmente dezoxidante ca Mn şi Si, s-ar putea produce decarburarea oţelului.

Argonul se obţine prin distilarea fracţionară a aerului lichid sau prin separarea din gazele reziduale de al fabricarea amoniacului. Argonul se găseşte în atmosferă în proporţie de 0.94%.

Gazele inerte şi cele reducătoare se folosec la sudarea prin procedeele MAG şi MIG , iar cele oxidante pentru sudarea în amestec de CO2 şi O2 (MAG) putând fi folosite în acest scop până la o puritate de 99.95%.

Impurităţile ce deranjează la încărcare sunt azotul, umiditatea şi oxigenul. Prezenţa unei cantităţi mai mari de apă este foarte nocivă, deoarece H2 ce ia naştere la descompunerea acestuia se dizolvă uşor în sudură. Influenţa oxigenului este diminuată prin adăugarea în electrod a elementelor dezoxidante.

Din punct de vedere al caracteristicilor fizico-(chimice)-mecanice ale îmbinărilor sudate, la folosirea amestecului protector de Ar+CO2, metalul cusăturii are o rezistenţă mai mare şi în acelaşi timp o plasticitate mai bună.

Particularităţile procedeului de încărcare folosind amestecul de gaze Ar+CO2: a) se îmbunătăţeşte stabilirea arcului. Fenomenul se expică datorită faptului că prin creşterea conţinutului de O2 în zona arcului se înmulţesc numărul reacţiilor de disociere şi oxidare;



113

b) se reduce pierderea prin stropi; c) se măreşte adâncimea de pătrundere.

Principalele proprietăţi termo-fizice şi chimice ale gazelor de protecţie utilizate la încărcarea MIG/MAG sunt :

- potenţialul de ionizare; - energia de disociere – recombinare; - conductibilitatea termică; - densitatea,puritatea - activitatea chimică;

Tabelul 2.23. Gaze de protecţie

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 * 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 24 (1) 60 10 30 CRONIGON * 2 M 12 97,5 2,5 30 CRONIGON * He 50 M 12 (2) 48 2 50 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 70 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



114

►Stabilirea principalilor parametrii pentru realizarea operaţiei de

încărcare a) diametrul sârmei electrod b) calculul Is c) calculul Ua d) felul şi polaritatea curentului e) energia liniară f) alegerea gazului de protecţie

a) Diametrul sârmei electrod (de). Diametrul electrodului se stabileşte în funcţie de scopul urmărit, de grosimea depunerii şi de

accesibilitatea în zona de încărcat. La sudarea în mediu de gaze protectoare MIG – MAG diametrele standardizate sunt:

0,8 ; 1 ; 1,2 ; 1,4 ; 1,6 . Ţinând cont de configuraţia depunerii se poate folosi pentru MIG o sârmă cu de = 1,2 mm. Sârmele trebuie să aibă suprafaţa netedă şi curată, fără ţunder, rugină şi ulei. Pentru o mai bună

conservare ea se acoperă cu un strat de cupru lucios. b)Calculul Is.

Ismin = 200 [A] Ismax = 400 [A] de =1,2 mm c)Calculul Ua.

[ ]VIsUa 2930005,01405,014 =⋅+=⋅+= d)Felul şi polaritatea curentului. Se va folosi sudarea în curent continuu, polaritatea directă (polul negativ la electrod) cc-. e)Energia liniară.

[ ]cmkjVs

IsUaEl /202510003002960

100060 =

⋅⋅⋅=

⋅⋅⋅=

f) Alegerea gazului de protecţie Se alege din tabele sau din recomandările producătorilor de gaze protectoare.

2.5. ÎNCĂRCAREA PRIN SUDARE ÎN BAIE DE ZGURĂ 2.5.1.Principii generale

Procedeul de sudare în baie de zgură se bazează pe dezvoltarea căldurii datorită trecerii curentului electric prin zgura topită. Rolul băii de zgură este transformarea energiei electrice în energie termică şi protecţia metalului topit împotriva acţiunii vătămătoare a mediului ambiant. Zgura provine din topirea fluxului granular (asemănător cu cel utilizat la sudarea sub flux ) care acoperă zona de sudare (încărcare). Căldura degajată Q, prin trecerea curentului electric de intensitate Is (sute de amperi), prin zgura topită de rezistenţă Rz, se poate calcula cu relaţia: Q= 0,24·Rz·Is·t [J]

în care t este timpul de trecere a curentului electric.



115

Operaţia se poate executa numai în poziţie verticală, astfel încât baia metalică topită se solidifică ascensional.

Căldura băii de zgură topită este suficient de mare pentru a topi materialul de adaos care se introduce în aceasta, formând o baie de sudare care, prin solidificare, produce cusătura (depunerea). Pentru ca baia de zgură topită şi cea de metal topit să nu se scurgă, întregul proces se desfăşoară într-un spaţiu susţinut de un sistem de patine din cupru (prevăzute cu un sistem de răcire cu apă ), care se deplasează vertical ascendent, dirijând întregul proces de formare continuă a cusăturii (depunerii).

La operaţii de sudare, procedeul este folosit la sudarea cap la cap a tablelor (pieselor) de grosimi considerabile (g= 40÷1500 mm) patinele de răcire dispunându-se de o parte şi alta a rostului tablelor, deplasându-se ascensional şi lăsând în partea inferioară cusătura realizată a cărei lungime poate fi de ordinul metrilor (limitată din considerente constructive).

Procedeul este folosit şi la operaţii de încărcare sau reparare (recondiţionare) a unor piese masive (batiuri, axe, arbori, suprafeţe mari supuse la uzări etc.).

Principala problemă care se pune este dirijarea depunerii, respectiv poziţionarea patinelor şi deplasarea acestora astfel încât să permită desfăşurarea în bune condiţii a operaţiei de încărcare.

Schema de principiu a procedeului de încărcare în baie de zgură este prezentată în fig. 2.49. Piesa (1) se pregăteşte corespunzător pe porţiunea de încărcat (suprafaţă plană) şi se

încadrează zona cu o patină(2) care să prefigureze dimensiunile atât în lăţime cât şi în grosime ale metalului depus. Patinele sunt confecţionate din cupru, răcite în interior intens cu apă şi se deplasează prin glisare pe verticală, cu viteza de încărcare Vînc printr-un mecanism adecvat adaptat situaţiei de încărcat.

Procedeul de încărcare începe la bază, cu patinele din cupru aşezate pe placa de susţinere(8) din oţel (g>15 mm). În spaţiul de încărcare se introduce fluxul pentru sudare(7) şi se amorsează procesul de sudare prin realizarea arcului (arcelor) între sârma metal de adaos (3) şi placa de bază (ca şi la procedeul de încărcare sub flux).

Fig.2.49. Schema de principiu a încărcării în baia de zgură.1-piesa de încărcat; 2-patine de răcire; 3-material de adaos; 4-suprafaţa încărcată; 5-metal de adaos topit; 6-zgură topită; 7-flux(zgură)

netopit; 8-placă de susţinere.



116

Arcul electric topeşte fluxul din jurul acestuia şi formează o baie de zgură (6) care se

comportă ca o rezistenţă formând o baie consistentă care îneacă arcul (arcele) electric.Arcul se stinge, dar curentul trece în continuare prin baia de zgură topită (6) şi baia de metal topit (5) care dezvoltă în continuare o cantitate de căldură considerabilă, topind sârma electrod (3) care avansează cu o viteză corespunzătoare.Metalul şi zgura topită sunt încadrate (susţinute lateral) de pereţii patinei răcite cu apă care exercită un efect de solidificare rapidă de la exterior spre interior, topind parţial zona de contact cu piesa de încărcat formând practic sudarea de acesta. Patinele de cupru răcite cu apă fiind glisante încep să se deplaseze pe verticală cu viteza de încărcare Vînc, realizând formarea depunerii începând de la bază şi continuând ascensional, procesele de topire (zgură-metal de adaos) şi solidificarea decurgând continuu până la finalizarea încărcării în partea superioară. Periodic se completează cantitatea de flux. Numărul sârmelor electrod este variabil în funcţie de grosimea pieselor de încărcat, uneori putând efectua şi o mişcare de pendulare. În locul sârmelor electrod se pot folosi electrozi tubulari, benzi stratificate sau plăci turnate.

Procedeul prezintă o serie de avantaje: § are o productivitate foarte mare (se pot depune până la 300 Kg metal/oră, faţă de 2 Kg la

sudarea manuală) § procedeul este mecanizat § nu necesită pregătiri îngrijite ale marginilor (suprafeţelor ) pieselor de încărcat. § se pot încărca (suda) piese oricât de mari utilizând mai multe sârme sau benzi. § încărcarea se realizează dintr-o singură trecere, permiţând obţinerea unor structuri cu

proprietăţi mecanice foarte bune, datorită masei relativ mari de metal topit şi răciri dirijate, mult mai bună în comparaţie cu celelalte procedee de sudare.

§ realizarea unor depuneri de super-aliaje prin "elaborarea" acestora în baia metalică formată realizând alieri prin metalul de adaos, flux sau feroaliaje speciale introduse în amestec cu fluxul.

§ gradul de folosire al materialului de adaos este aproape 100%. Procedeul prezintă următoarele dezavantaje: § se pot efectua încărcări (sudări) doar în poziţie verticală; § pregătirile sunt de durată; § accesoriile pentru încărcare sunt costisitoare şi adaptabile fiecărei situaţii de încărcare. Spre exemplificare, în figura 2.50 se prezintă un montaj simplificat utilizat pentru realizarea

unor depuneri( încărcări) pe suprafaţa frontală verticală a unei piese de dimensiuni considerabile( de exemplu batiu de presă, coloana de foraj, etc) care a fost rupt sau cu defecte de turnare din fabricaţie mult sub cotele funcţionale şi care necesită o "completare" (încărcare) de o grosime consistentă (peste 30mm) şi înălţime mare (peste 500mm).



117

Fig.2.50. Montaj simplificat pentru încărcarea în baia de zgură.1-piesă; 2-sârmă electrod;

3-patină; 4-placă pentru începerea cusăturii;5-plăcuţă tehnologică de închidere a cusăturii; 6-dispozitiv pentru poziţionarea şi deplasarea patinei; 7-sursă de sudare; 8-dispozitiv de avans

sârmă electrod; 9-suprafaţa încărcată .

Poziţionarea şi deplasarea patinei (3) trebuie să se realizeze cu un sistem uşor de controlat şi reglat-de exemplu consolă cu acţionare cu mecanism şurub-piuliţă (6) acţionat electric asigurând viteza de ridicare a patinei (Vînc). Sârmele electrod (2) sunt alimentate de la distanţă prin intermediul unor ajutaje flexibile care pot efectua la nevoie şi deplasări oscilante-pendulatorii. Sursa de sudare(7) de mare putere asigură alimentarea cu curentul necesar a sârmelor electrod.

Tehnica încărcării trebuie să asigure o uniformitate a cusăturii (depunerii) pe toată lungimea sa, o începere şi o terminare a cusăturii în aşa fel ca să se evite apariţia defectelor de tipul incluziunilor de zgură, nepătrunderilor, fisurilor, retasurilor şi craterelor.

Procesul tehnologic presupune realizarea următoarelor etape: -aşezarea patinelor din cupru şi modificarea modului de deplasare astfel încât să prefigureze

dimensional stratul depus. -aşezarea corectă a pieselor de susţinere pentru începerea cusăturii şi a plăcuţelor tehnologice

de capăt pentru terminarea cusăturii. -poziţionarea corectă a materialelor de adaos asigurându-se viteza de avans corespunzătoare

şi eventual mişcările de pendulare. -începerea depunerii pe placa de susţinere. -realizarea depunerii propriuzise în regim automat prin urmărirea continuă a parametrilor de

lucru şi a celor tehnologici. -închiderea cordonului de sudură pe placa tehnologică de capăt (sudată pe partea superioară a

piesei). -îndepărtarea prin mijloace adecvate (plasmă, flacără, etc) a porţiunilor de început şi de

finalizare a cusăturii (depunerii) şi remedierea eventualelor defecte. Ciclul termic care determină structura şi proprietăţile ZITM este caracterizat prin viteza de

încălzire şi răcire relativ mică şi menţinerea îndelungată la temperatură ridicată. În această situaţie se poate constata o structură Widmanstatten, care reduce valorile

rezilienţei de 2-3 ori faţă de metalul de bază. Pentru a înlătura această structură se folosesc tratamente termice sau vibraţiile ultrasonice pentru a obţine o structură fină cu proprietăţi deosebite.



118

La operaţiile de încărcare acest lucru nu este la fel de periculos ca la sudarea în baie de zgură, întrucât se urmăreşte de regulă obţinerea unor suprafeţe cu duritate ridicată, rezistente la diversele tipuri de uzuri.

Din acest punct de vedere, la acest procedeu de încărcare patinele din cupru exercită un efect de răcire-călire foarte accentuat fapt care conduce la obţinerea unor durităţi ridicate la suprafaţă.

Fluxul topit influenţează direct calitatea depunerii el trebuind să îndeplinească următoarele caracteristici:

-să aibă conductibilitate şi rezistenţă electrică astfel reglate prin compoziţie încât să genereze prin efect Joulu-Lentz temperatura necesară topirii materialului de adaos.

-la 1600-17000C să aibă vâscozitate potrivită, care să permită formarea corectă a depunerii şi desfăşurarea normală a procesului.

-să permită o reglare rapidă şi uşoară a proceselor de topire şi aliere şi menţinerea stabilă a acestora la variaţiile largi ale parametrilor electrici.

- să aibă o densitate considerabil mai mică decât a metalelor care se sudează. La operaţiile de încărcare fluxul reprezintă unul din factorii principali care contribuie la

procesul de aliere în baia metalică (în corelare strânsă cu materialul de adaos). În unele situaţii se utilizează flux obişnuit pentru sudare (ca la sudarea sub flux) alierea depunerii realizându-se prin materialul de adaos, fluxul având în acest caz rol de agent termic şi protecţie a metalului topit în curs de solidificare.

Această situaţie este utilizată în cazurile în care se efectuează operaţii de reparare respectiv de redare a formei sau dimensiunilor unor piese de dimensiuni corespunzătoare. În asfel de cazuri proprietăţile straturilor depuse sunt apropiate de cea a pieselor de încărcat.

În cazul când se urmăreşte obţinerea unor suprafeţe cu proprietăţi de rezistenţă la agenţii corozivi, uzură, solicitări severe se utilizează un flux special, aliat care conţine o serie de elemente de aliere care nu pot fi introduse prin materialul de adaos, indiferent de tipul acestuia. Este cazul fluxurilor care conţin pe lângă componentele obişnuite şi feroaliaje şi carburi metalice putându-se obţine prin rafinare în baie de zgură super aliaje.

În acest caz se foloseşte şi un flux care se depune la amorsarea procesului pe placa de bază, acestea având rolul de a forma baia (topitura) de flux care să permită continuarea procesului de topire.

Alegerea materialului de adaos trebuie făcută în raport cu particularităţile metalurgice ale procesului, compoziţia chimică a metalului de bază, tipul de flux şi de caracteristicile urmărite ale stratului depus. Materialele de adaos utilizate sunt sârme pline sau tubulare, benzi simple sau stratificate, plăci turnate, ajutaje fuzibile din ţeavă sau chiar pulberi aliate.

Parametrii regimului de încărcare trebuie aleşi în concordanţă cu grosimea pieselor de încărcat, natura acestora, tipul de material de adaos, natura fluxului folosit, caracteristicile urmărite ale stratului depus, productivitatea procesului etc.



119

2.5.2.Parametrii încărcării prin sudare în baie de zgură.

►Diametrul sârmei electrod, se alege în funcţie de grosimea pieselor de încărcat. Uzual se folosesc sârme cu diametrul între 3,25÷5 mm. Benzile utilizate sunt de aceleaşi dimensiuni ca cele utilizate la încărcarea sub flux cu electrod bandă. Ajutajele fuzibile sau plăcile sunt confecţionate dimensional în funcţie de volumul depunerilor.

►Numărul sârmelor electrod este funcţie de secţiunea depunerii şi de volumul total al acesteia. Se pot folosi 2-12 sârme (cu ajutaje fuzibile), folosindu-se frecvent pendularea acestora în plan orizontal pentru a obţine o grosime uniformă a băii metalice.

►Intensitatea curentului de încărcare pe un electrod conduce direct la dezvoltarea căldurii necesară topirii fluxului şi a materialelor de bază şi de adaos. Se alege ţinând cont de natura materialelor de bază de încărcat şi a fluxului şi se corelează cu viteza de avans a sârmei electrod. Valorile uzuale pentru Is sunt între 500-1400A.

►Tensiunea de sudare Ua, influenţează direct stabilirea procesului. Dacă tensiunea aleasă este prea mică, poate conduce la scurtcircuitarea sursei de sudare, iar dacă este prea mare, apare un arc electric între sârma electrod şi baia de zgură perturbând stabilitatea procesului. Valorile optime ale tensiunii sunt între 30÷50 V.

►Viteza de avans a sârmei electrod Vas, se corelează cu diametrul electrozilor şi puterea sursei de sudare, valorile uzuale fiind între 1,5÷8 m/min.

►Lungimea liberă a sârmei electrod Ls (de la bucşa de contact la baia de zgură) se ia în mod uzual între 60-80mm iar în condiţii normale poate ajunge până la 200 mm.

►Viteza de sudare depinde de viteza de formare şi deplasare a băii de metal topit (viteza de formare a depunerii) adică de viteza de avans a sârmei electrod şi secţiunea transversală a depunerii.

►Adâncimea băii de zgură este grosimea stratului de zgură provenit din topirea fluxului. Valorile optime sunt cuprinse între 30-70mm.

►Caracterul curentului depinde de sursa de curent folosită, de cele mai multe ori surse de curent alternativ cu tensiunea de mers în gol mai redusă. 2.6. ÎNCĂRCAREA PRIN SUDARE CU PLASMĂ. 2.6.1.Principii generale

Sudarea cu plasmă este o variantă a procedeului WIG caracterizată prin aceea că arcul electric este constrâns, ceea ce determină creşterea temperaturii sale. Procedeul este considerat cu sursă concentrată de energie rezultată ca urmare a strangulării (constrângerii) arcului electric obligat să treacă printr-un ajutaj cu diametru mic, răcit cu apă, care determină creşterea temperaturii arcului electric la valori peste 10.000oC. Concomitent prin ajutaj trece şi un circuit de gaz plasmagen (de regulă Ar) care sub acţiunea temperaturii ridicate a arcului se ionizează (divizarea atomilor în electroni şi ioni pozitivi) transformându-se în plasmă dezvoltând temperaturi de 10.000-50.000oC, arcul electric purtând denumirea de arc de plasmă. Constrângerea arcului electric se face atât printr-o strangulare mecanică (trecerea prin ajutajul cu diametru mai mic) cât şi printr-o strangulare electromagnetică şi cu efect termodinamic. Generarea plasmei se face cu ajutorul unor generatoare de plasmă.

În funcţie de tipul generatoarelor de plasmă acestea se pot utiliza pentru operaţii de sudare, tăiere şi acoperiri (încărcări). Astfel, generatoarele cu jet de plasmă sunt utilizate cu preponderenţă



120

la operaţii de tăiere, cel cu arc de plasmă la operaţii de sudare şi încărcare cu material de adaos sârmă, iar generatoarele cu arc dublu se folosesc mai ales pentru operaţii de încărcare cu material de adaos-pulbere. Variantele sunt utilizate mai ales pentru oţeluri aliate, aliaje şi metale neferoase, metale active şi refractare.

Avantajele procedeului sunt: productivitate foarte mare la operaţii de sudare şi tăiere, stabilitate foarte bună a arcului electric putându-se suda şi cu curenţi foarte mici (la sudarea cu microplasmă, Is<1 A), ZIT-ul cu dimensiuni reduse, calitate foarte bună a îmbinărilor sudate, insensibilitate la fluctuaţii ale distanţei dintre duză şi suprafaţă etc.

Dezavantajele procedeului constau în faptul că generatoarele de plasmă sunt complicate şi grele, cu întreţinere pretenţioasă, etc.

În aplicaţiile de practică industrială, procedeele de sudare cu arc de palsmă îşi găsesc aplicabilitate extinsă şi în domeniul operaţiilor de încărcare. Încărcările constau în depunerea unor straturi din aliaje metalice, rezistente la coroziune, uzură sau la temperaturi ridicate. 2.6.2. Variante de încărcare prin sudare cu plasmă

Principalele variante de încărcare prin sudare cu plasmă sunt: • încărcare de sudare cu plasmă şi material de adaos-sârmă; • încărcarea MIG- plasmă cu două sârme. • încărcarea cu plasmă şi pulberi • încărcarea cu microplasmă.

►Încărcarea prin sudare cu plasmă şi material de adaos-sârmă. Schema de principiu a procedeului este prezentată în fig.2.51 Alimentarea generatorului de plasmă se face de la o sursă de sudare (SS) cu caracteristică

externă brusc coborâtoare, care se leagă la electrodul central din W şi la piesa de încărcat (MB), realizând arcul de plasmă propriuzis, acesta fiind constrâns să treacă prin ajutajul (duza) răcită cu apă prin care trece simultan şi gazul plasnagen (Gpl) .Concomitent se realizează şi arcul pilot între electrodul de W şi duză. Acesta este alimentat de la sursa de sudare (SS), iar pentru amorsare se foloseşte un oscilator de înaltă frecvenţă (OSC). Alimentarea cu gaz plasmagen (Gpl) şi cu gaz protector (Gpr) se realizează de la două butelii separate. Duzele generatorului (confecţionate din aliaj de Cu) sunt răcite intens prin circuite speciale, cu apă, de asemenea şi electrodul din W.

Aşadar arcul de plasmă este îndreptat dinspre generatorul de plasmă spre suprafaţa de încărcat, lungimea arcului şi puterea sa depinzând de parametrii de lucru:

-curentul de sudare (Is între 0,1-400A), -tensiunea arcului de plasmă (Ua între 20-40V), -diametrul ajutajului duzei plasmagene (Ф între 0,8-2,2 mm) -debitul de gaz plasmagen (Dgpl=0,1-3 l/min) şi

-debitul de gaz protector (Dgpr= 3-20 l/min).



121

Fig.2.51. Schema de principiu (a) şi de detaliu (b) a încărcării prin sudare cu plasmă şi material

de adaos sârmă. Arcul de plasmă realizează o topire superficială (reglabilă) a suprafeţei de încărcat, putându-

se deplasa cu viteza de încărcare dorită (de regulă în regim automat-programabil). În arcul de plasmă se introduce material de adaos (MA) sub formă de sârmă aceasta fiind alimentată de la un dispozitiv de avans propriu cu o viteză (Vas) corespunzătoare cu volumul de material de adaos topit dorit să se depună pe suprafaţa de încărcat. De regulă, generatorul de plasmă (pistoletul) formează un sistem rigid cu ajutajul de alimentare a metalului de avans permiţând şi pendularea sau oscilarea acestuia, astfel încât lăţimea cordonului depus putând fi între 8-40mm.

Alierea în arcul de plasmă se realizează cu preponderenţă prin materialul de adaos (sârmă) introdusă în arc, respectiv în baia metalică topită realizată pe suprafaţa de încărcat.



122

Diluţia este în funcţie de intensitatea (puterea ) arcului de plasmă şi de viteza de deplasare. Materialele de adaos- sârmă utilizate la această variantă pot fi sârme pline (omoloage celor

folosite la procedeele MIG/MAG) sau sârme tubulare pentru încărcare. Se pot utiliza cu succes şi benzi stratificate, plăci turnate sau pulberi sinterizate presate dispuse culcat pe suprafaţa şi zona de încărcat. Încărcarea se poate realiza în regim automat, în orice poziţie de sudare, şi la toate metalele (mai rar fonta).

►Încărcarea prin sudare în arc de plasmă cu două sârme calde. Procdeul se deosebeşte de precedentul prin faptul că în zona arcului de plasmă se introduc

două sârme "calde", încălzite prin conducţie până la o temperatură de 850-1.0000C (la intrarea în arc) de la o sursă independentă (Tr).

Se utilizează un generator de plasmă simplu (fig.2.52.), cu arc transferat, controlat cu rigurozitate care reglează pătrunderea, diluţia şi înălţimea stratului depus în funcţie de volumul de material de adaos introdus prin sârmele calde. Distanţa dintre generatorul de plasmă şi suprafaţa de încărcat, trebuie menţinută constantă.

Fig. 2.52. Schema de principiu a încărcării prin sudare în arc de plasmă cu două sârme calde.

Avantajul procedeului constă în faptul că pătrunderea şi înălţimea stratului depus poate fi reglată independent la o viteză de încărcare şi pendulare date, pătrunderea este determinată de curentul plasmagen, pe când înălţimea stratului depus depinde de cantitatea de sârmă introdusă în baie.

Alierea se realizează cu preponderenţă prin cele două sârme care pot fi de acelaşi fel sau diferite. Se pot utiliza sârme pline aliate sau nealiate (pentru realizarea stratului tampon) şi sârme (benzi ) tubulare cu aliere suplimentară prin fluxul din înveliş.

►Încărcarea prin sudare în arc de plasmă, cu două sârme, prin procedeul GPMA (Gaz-Plasmă-Metal-Arc).

Procedeul este o combinaţie dintre procedeul de încărcare prin procedeul MIG (Metal Inert Gaz) şi un arc de plasmă (Plasmă Arc). Schema de principiu este prezentată în fig.2.53.



123

Fig.2.53. Schema de principiu a procedeului GPMA

Generatorul de plasmă de construcţie clasică (cu arc transferat) este prevăzut cu electrodul central din W, ajutajul cu insuflare de gaz plasmagen (Gpl) şi o duză suplimentară pentru gazul de protecţie(Gpr).

Cele două sârme- material de adaos sunt introduse în imediata apropiere a ajutajului generatorului, cu ajutorul unui sistem de antrenare cu role. Sursa de curent (SS) legată între electrodul de W şi piesă, debitează un curent I1 pentru alimentarea arcului de plasmă transferat.

Sursa de curent (SS) alimentează, prin intermediul oscilatorului de înaltă frecvenţă (OSC) şi sârmele- material de adaos cu ajutorul unor contacte alunecătoare. Curentul I2 debitat de această sursă asigură alimentarea arcelor MIG care se formează între electrodul de W şi capătul liber al celor două sârme.

Arcul de plasmă transferat, topeşte suprafaţa de încărcat iar metalul de adaos provenit din cele două sârme este topit de către cele două arce MIG. Transferul metalului spre baia de metal topit aparţinând suprafeţei de încărcat se realizează sub formă de picături fine fiind preluate de arcul principal transferat, protecţia împotriva mediului realizându-se prin perdeaua de gaz protector care se evacuează prin duza exterioară.

Printr-o reglare corespunzătoare şi control al tuturor parametrilor care intervin, toate procesele de topire, transfer şi depunere a metalului de adaos în baia topită sunt uniforme şi stabile.

La acest procedeu pătrunderea este determinată de curentul I1 al arcului de plasmă, iar cantitatea de material depus depinde de curentul I2 împărţit pe cele două arce MIG. Astfel cantitatea de material depus este funcţie de vitaza de avans a sârmelor şi de tensiunea sursei.

Lăţimea depunerilor poate fi controlată printr-un sistem de pendulare (oscilare) a capului (generatorului ) de plasmă şi sârmelor material de adaos.

Alierea se realizează în acest caz prin materialul de adaos (cele două sârme) introduse în arcul de plasmă şi prin aceasta transmisă spre baia de metal topit realizată pe suprafaţa de încărcat.

Materialele de adaos, sârmele-pot fi sârme pline (omoloage celor folosite la procedeul MIG/MAG) sau sârme tubulare pentru încărcare. În funcţie de sensul de încărcare se pot folosi sârme diferite sau identice.



124

►Încărcarea prin sudare în arc de plasmă cu pulbere. În ultimii ani acest procedeu a câştigat o importanţă din ce în ce mai mare datorită simpităţii

echipamentului şi faptului că încărcarea se poate efectua şi manual. Procedeul este cunoscut în practică sub denumirea de PTA-Plasmă Tungsten (Wolfram) Arc. Schema de principiu şi de detaliu este prezentată în fig.2.54.

Fig. 2.54. Schema de principiu(a) şi de detaliu (b) a procedeului PTA.

Generatorul de plasmă este clasic, de tipul cu arc transferat şi arc pilot (netransferat). Între duza centrală (pentru arcul pilot) şi cea exterioară se insuflă un gaz protector (Gpr) care transportă pulberea spre zona arcului de plasmă.

Datorită presiunii exercitate de arcul de plasmă şi de curentul de gaz, pulberea estet topită şi transferată spre suprafaţa piesei.



125

Prin acest procedeu se poate realiza o cotă de amestecare care se situează sub 5%, putându-se depune pe oră peste 1,5 Kg de pulbere. Straturile obţinute cu această tehnologie sunt compacte, au grosimea cuprinsă între 2 şi 3 mm şi prezintă o protecţie excelentă împotriva uzării.

Procedeul în varianta complet mecanizată, respectiv automatizată se aplică la realizarea unor straturi rezistente la coroziune şi uzură de exemplu: ventilele sau scaunele de la motoarele autovehiculelor, la fabricarea tăişurilor cu suprafaţă mare a cupelor de excavatoare, etc.

Procedeu prezintă şi o variantă manuală conţinând un generator de plasmă, cu dimensiuni corespunzătoare cu cele folosite la sudarea WIG. Acestea pot fi legate şi la surse de sudare cu invertoare pentru instalaţii WIG, folosind curenţi până la 130 A, completate cu sisteme de comandă integrate, destinate dozării fluxului şi reglarea debitului de gaz pentru sudare. Un sistem de răcire special al generatorului de plasmă permite încărcarea lui cu un curent de până la 120A. Duzele pentru pulbere şi pentru plasmă sunt răcite prin circuite separate. Alimentarea cu pulbere se realizează independent de funcţionarea generatorului de plasmă, permiţând încălzirea prealabilă a zonei de depunere (curenţi plasmageni de max. 50A) şi apoi introducerea pulberii concomitent cu creşterea curentului plasmagen.

Pulberea pentru placare este formată din aliaje dure fier-crom-cobalt sau aliaje pe bază de cobalt.

La solicitările extreme de uzură se utilizează aliaje dure de nichel (pentru stratul tampon- matricea de bază) cu un material de până la 60% carbură de W.

Procedeul mobil de încărcare cu plasmă, PTA, completează de fapt celelalte procedee prezentate anterior. El trebuie considerat nu ca o posibilitate de înlocuire a acestora ci ca unul care contribuie la îmbunătăţirea paletei procedeelor aplicate la realizarea depunerii straturilor.

Se aplică acolo unde există piese cu forme geometrice complexe, greu accesibile şi care trebuie protejate contra uzurii prin durificare, sau trebuie supuse recondiţionării. 2.7. ÎNCĂRCAREA PRIN SUDARE CU FLACĂRĂ DE GAZE. 2.7.1. Consideraţii generale privind încărcarea prin sudare cu flacără de gaze.

Sudarea cu flacără de gaze este folosită frecvent şi la operaţii de încărcare, sursa termică –flacăra de gaze combustibile fiind folosită cu preponderenţă pentru topirea materialelor de adaos (MA) şi mai puţin a suprafeţei de încărcat (MB).

Procedeul se aplică în general în trei situaţii: -refacerea geometriei iniţiale a piesei, caz în care metalul depus este practic acelaşi cu

metalul de bază; -refacerea geometriei iniţiale a piesei concomitent cu mărirea rezistenţei faţă de solicitările

din exploatare, caz în care metalul depus este diferit de metalul de bază; -producerea de piese noi în care miezul se face dintr-un metal de bază mai ieftin , care să

reziste la solicitări interioare, iar suprafeţele exterioare se încarcă cu MA corespunzător solicitărilor exterioare.

În acest caz MA este total diferit de MB atât din punct de vedere al compoziţiei chimice cât şi al caracteristicilor mecanice.

Din punct de vedere al utilajului, încărcarea prin sudare nu ridică probleme esenţiale, deoarece se folosesc aceleaşi utilaje şi instalaţii, ca la sudarea cu flacără, cu adaptări corespunzătoare.



126

Încărcarea prin sudare ridică două probleme importante: -alegerea materialelor de adaos astfel încât MD să corespundă cât mai bine la solicitări; -folosirea unei tehnologii care să asigure o bună legătură între MD şi MB, respectiv o

geometrie şi o structură potrivită a cusăturilor. Avantajele aplicării acestui procedeu de încărcare constau în: -posibilitatea reglării temperaturii în funcţie de piesa de încărcat; -folosirea ca material de adaos a sârmei fără strat acoperitor; -reglarea flăcării la diferite regimuri de încărcare prin sudare în funcţie de gazele folosite şi

de unghiul de înclinare a arzătorului. Dezavantajele procedeului constau în: -ZIT mare, până la adâncimi de (20...30) mm; -productivitate scăzută.

2.7.2. Recondiţionarea prin sudare cu flacără de gaze a pieselor din oţel carbon.

Recondiţionarea se aplică la piesele cu pereţi subţiri (sub 3 mm), iar în lipsa utilajului pentru încărcarea cu arc electric şi la cele cu pereţi mai groşi.

Piesele din oţel cu pereţi subţiri având un conţinut scăzut sau mediu de carbon, se încarcă prin sudare fără preîncălzire, utilizând o flacără neutră, fără a fi necesar fluxul, deoarece dezoxidarea băii topite se execută cu ajutorul flăcării.

Pentru piesele din oţel cu un conţinut ridicat de carbon, se aplică preîncălzirea în domeniul (600-650)0C utilizând o flacără neutră sau uşor carburantă, sârmă cu conţinut de carbon sub 0,3% şi flux (carbonat de sodiu şi bicarbonat de sodiu în părţi egale). Piesele recondiţionate se vor supune unui tratament termic de recoacere la temperatura de (750-800)0C.

La piesele din oţeluri aliate nu se recomandă încărcarea prin sudare cu flacără de gaze, preferându-se încărcarea prin sudare cu arc electric.

2.7.3. Recondiţionarea prin sudare cu flacără de gaze a pieselor din fontă.

Pentru recondiţionarea pieselor din fontă de mici dimensiuni, supuse la solicitări mecanice reduse sau la care nu se solicită o bună etanşare, se aplică încărcarea prin sudare cu flacără de gaze la rece.

Încărcarea cu preîncălzire este utilizată la recondiţionarea pieselor cu grosimi mari, puternic solicitate. Preîncălzirea poate fi realizată local sau în totalitate în intervalul (500-650)0C.

După sudare, piesa recondiţionată se răceşte lent în cuptor sau se acoperă cu azbest. Dacă se sudează fisuri sau crăpături, atunci la capetele acestora, la cel puţin 15mm de

extremitatea fisurii se execută orificii de (3...5)mm pentru a împiedica fisurarea în continuare, marginile prelucrându-se pe toată lungimea defectului plus (15...25)mm în V, α=(90...120)0 prin dăltuire, polizare sau frezare.

Se recomandă utilizarea unei flăcări uşor carburante pentru a se compensa arderea carbonului şi pentru a acoperi în întregime baia de sudură.

Vergelele având diametrul de (4...20) mm iar lungimea de (400...600)mm vor avea următoarea compoziţie chimică: (3...3,4)%C; (4...4,5)%Si; (0,2...0,4)%P; (0,6...0,8)%Mn şi maxim 0,66%S.

Fluxurile utilizate vor fi boraxul (Na2B4O7) sau 50% Na2B7+47%NaHCO3+3%SiO2. Rezultate bune la recondiţionarea pieselor prin sudare cu flacără de gaze se obţin când

procesul se execută în termostate. Termostatul este o manta termoizolantă, complet închisă, în care are loc preîncălzirea piesei (termostat staţionar), răcirea ei lentă şi sudarea propriu-zisă (termostat de banc).



127

Termostatul staţionar se racordează la un cuptor de la care primeşte gazele calde, destinate preîncălzirii piesei.

Piesa se încălzeşte odată cu cuptorul cu o viteză de 500C/h, până la temperatura de 1000C, după care se introduce în cuptor, unde se încălzeşte forţat, timp de 30 min, cu viteza de 10000C/h.

După încălzire, piesa se scoate din cuptor şi se introduce în termostatul de banc, unde se execută sudarea. Termostatul de banc este construit din două mantale de tablă, suprapuse, între care se introduce un strat de azbest cu grosimea de (20-25)mm.

În pereţii termostatului se execută mai multe ferestre (care se pot închide), prin care operatorul execută operaţiile de sudare. După sudare, piesa se reintroduce în termostatul staţionar, unde se răceşte odată cu cuptorul cu o viteză de 400 C/h. Dacă timpul de sudare este mai mare de 1,5 h, piesa se reîncălzeşte în cuptor, pentru uniformizarea temperaturii, după care se continuă sudarea în termostatul de banc.

2.7.4. Recondiţionarea prin sudare cu flacără de gaze a pieselor din aluminiu.

Aluminiul şi aliajele sale se oxidează puternic datorită marii afinităţi faţă de oxigen cu formarea oxidului de aluminiu (Al2O3) greu fuzibil, care împiedică formarea unei băi comune necesare realizării cusăturii.

Flacăra oxiacetilenică va fi carburantă cu un exces de acetilenă şi în plus, pentru dizolvarea oxizilor formaţi, se vor folosi fluxuri pe bază de amestecuri de cloruri şi floruri.

Se va aplica o preîncălzire în domeniul (200…250)0C, după sudare executându-se un tratament termic de recoacere în domeniul (300-350)0C urmat de o răcire lentă.

2.7.5. Încărcarea prin sudare cu flacără de gaze cu materiale de adaos dure pe bază de fier, cobalt şi nichel.

Procedeul utilizează vergele din aliaje pe bază de cobalt şi nichel folosindu-se de regulă la piese complexe dar cu dimensiuni reduse.

Metalul depus este uniform, cu diluţie minimă cu MB, astfel că se obţine o duritate maximă şi o rezistenţă la coroziune bună.

Mărimea duzei arzătorului se alege în funcţie de geometria piesei astfel încât să se asigure un debit de 35l/oră pentru 1 mm grosime a MB.

Diametrul vergelei se alege conform următorului tabel.

Tabelul 2.24 Corelaţii între capacitatea duzei şi diametrul vergelei. Capacitatea duzei, [l/oră] Diametrul vergelei, [mm] Max.225 3,2(1/8”) Max. 350 4,8(3/16”) Max.500 6,4(1/4”) Max.760 8,0(5/16”)

La încărcarea oţelurilor cu materiale dure se foloseşte o variantă a sudării cu flacără

oxiacetilenică cunoscută sub numele de sudobrazare. La sudobrazare se utilizează o flacără slabă cu exces de acetilenă, care se obţine alegând o

duză mai mare decât la sudarea oţelului şi mărind debitul acetilenei astfel ca lungimea zonei mijlocii a flăcării, să fie în general de 3 ori lungimea nucleului. Când această flacără este aplicată pe oţel, se



128

absoarbe o cantitate mică de carbon, reducându-se astfel punctul de topire, iar suprafaţa oţelului se umezeşte, fenomenul numindu-se exudare. Introducând vergeaua în flacără, la prima picătură topită pe suprafaţa de exudare, aceasta se răspândeşte repede şi uniform, cu condiţia ca nucleul flăcării să fie ţinut departe de piesă.

Dacă încărcarea se efectuează pe un oţel inoxidabil austenitic, zona mijlocie a flăcării trebuie redusă la maximum 2 ori lungimea nucleului.

Aplicarea metalului de adaos se face prin tehnici asemănătoare cu cele folosite la lipirea tare cu preîncălzire, astfel ca suprafaţa MB să fie redusă la roşu.

Metalele de adaos pe bază de nichel pot fi aplicate la fonte, oţel turnat şi aliaje de nichel. La încărcarea oţelurilor cu conţinut ridicat de crom, fluiditatea este îmbunătăţită prin

folosirea unei flăcări mai reducătoare, cu o zonă mijlocie aproximativ egală cu lungimea nucleului. La oţelurile cu conţinut ridicat de carbon, este necesară preîncălzirea şi tratamentul termic

ulterior. 2.8. DEFECTELE DEPUNERILOR

Prin defect se înţelege, în general, orice abatere de la prescripţiile de calitate ale documentaţiei tehnice de execuţie a unui produs.

Acestea pot fii: defecte de formă, dimensiuni, aspect, structură, continuitate etc. Defectele de formă, dimensiune sau aspect pot influenţa în mare măsură rezistenţa la uzare a

pieselor încărcate deoarece conduc la abateri de la forma constructivă (fig.2.55.).

Fig.2.55. Defecte de formă, dimensiune sau aspect: 1-crestătura marginală; 2-stropi; 3-îngroşare excesivă; 4-retasură; 5-defect de poziţionare; MD-metal depus; MB-metal de bază.

În unele situaţii pot să producă şi modificări ale structurii materialului depus. Defectele de formă, aspect sau dimensiune, apar în general din două cauze: -erori de poziţionare la încărcare; -abateri faţă de parametrii tehnologici prescrişi pentru încărcare. Defectele din această categorie se evidenţiază prin control vizual. Defectele structurale sunt cele mai periculoase deoarece influenţează în mare măsură

rezistenţa la uzare. Acestea pot apărea ca urmare a modificării caracteristicilor fizico-chimice ale materialului de bază şi /sau de adaos, a unor abateri de la forma şi dimensiunile piesei de încărcat sau încărcate prin sudare, sau a unor abateri de la tehnologia de sudare prescrisă etc.

Defectele de structură pot fi decelate prin analiză metalografică. Informaţii orientative privind prezenţa defectelor de structură se pot obţine şi prin încercări sclerometrice.



129

Defectele de continuitate /goluri, incluziuni de zgură, lipsă de topire, fisuri etc.) pot

constitui amorse ale proceselor de uzare. Golurile (fig.2.56) sunt cauzate în general de excesul de umiditate în materialele de

încărcare sau din atmosfera în care se sudează, de impurităţile de pe suprafeţele de încărcat, de parametrii operatori şi de sudare aleşi necorespunzător, de viteze de răcire prea mari, de conţinuturi excesive în sulf sau alte elemente dăunătoare în materale de bază sau de adaos etc.

Fig.2.56. Goluri (sufluri): 1-sufluri grupate; 2-sufluri de suprafaţă;3-sufluri aliniate; MD-metal depus; MB-metal de bază.

Defectele din această categorie se evidenţiază prin control cu radiaţii penetrante sau cu ultrasunete. În cazul golurilor de suprafaţă controlul se face vizual.

Incluziunile de zgură (fig2.57) rezultă în procesul reacţiilor în baia metalică, prin separarea produselor de reacţie în timpul solidificării.

Fig.2.57.Incluziuni de zgură: 1-incluziuni; MD-metal depus; MB-metal de bază.

Fig. 2.58 . Lipsa de topire : 1 lipsă de topire laterală ; 2 – lipsa de topire între straturi ; MD – metal depus ; MB – metal de bază

Principalele cauze care determină apariţia incluziunilor de zgură în depuneri sunt:

vâscozitatea ridicată a materialului de adaos, temperatura scăzută a băii de sudare, acces necorespunzător şi poziţie defectuoasă a electrodului, sudarea la temperaturi joase etc. Evidenţierea incluziunilor de zgură se face prin control cu radiaţii penetrante sau cu ultrasunete.



130

Lipsa de topire (fig.2.58.) este rezultatul amestecului necorespunzător dintre metalul topit şi cel de bază datorită fuziunii incomplete a acestuia din urmă; ca urmare, în locul unei legături metalice se realizează de fapt o suprapunere separată printr-un spaţiu gazos.

Printre principalele cauze în producerea lipsei de topire se menţionează: folosirea unui curent prea mic de sudare sau a unei viteze de avans prea ridicate, geometria necorespunzătoare a suprafeţei de încărcat şi mai ales un unghi insuficient, precum şi accesul limitat la suprafaţa de încărcat şi poziţia necorespunzătoare de sudare şi manipulare a electrodului. Defectul se poate produce de asemenea şi în cazul existenţei unor straturi de materiale nefuzibile, aderente la suprafaţa de încărcat.

Depistarea defectelor de tipul lipsei de topire se face prin control cu radiaţii penetrante sau ultrasunete.

Fisura se poate produce fie în timpul solidificării, datorită tensiunilor de întindere din depunere, în condiţiile unor caracteristici scăzute de plasticitate, proprii matalului la temperatură ridicată, prezentând două faze: lichid şi cristale solide în formare şi dezvoltare (fig.2.59), fie după răcire sub acţiunea tensiunilor reziduale, datorită pierderii locale a plasticităţii ca urmare a fragilităţii materialului în special prin constituenţii structurali sau prin hidrogenare (fig.2.60).

Fig.2.59.Fisură la cald: 1-fisură; 2-metal depus;3-dendrite;4-metal de bază. Fig.2.60. Fisură la rece: 1-fisură longitudinală;2-fisură transversală;3-fisură ramificată; MD-metal

depus;MB-metal de bază Tendinţa de fisurare la cald a depunerilor este influenţată de compoziţia chimică a metalului

depus, de intensitatea tensiunilor de întindere, forma băii de metal topit, care determină modul de apariţie şi dezvoltare a centrelor de cristalizare, dimensiunile cristalelor etc. Compoziţia chimică a metalului depus constituie elementul principal în apariţia fisurii la cald. Elementele care reduc rezistenţa la fisurare la cald sunt: sulful, carbonul, fosforul şi siliciul.



131

Fisurile la rece prezintă o complexitate de cauze şi apar în procesul de răcire de obicei sub 2000C sau în primele ore după răcire. Ele se pot localiza în depunere, în zona influenţată termic sau în metalul de bază. Tendinţa spre fisurare la rece se poate reduce prin măsuri tehnologice sau structural-constructive. Fisurile localizate în depunere se întâlnesc la o mare grupă de piese încărcate, iar acestea nu constituie defecte de sudare.

Evidenţierea fisurilor se poate face prin control cu radiaţii penetrante şi ultrasunete dacă acestea sunt interioare, sau vizual, cu lichide penetrante şi pulberi magnetici, dacă acestea sunt de suprafaţă.

Defectele de sudare sunt acceptate, în general, în anumite limite, în funcţie de situaţiile concrete de încărcare sau recondiţionare a fiecărei piese în parte. 2.9.METODE PENTRU DETEMINAREA CARACTERISTICILOR FIZICO- CHIMICE ALE DEPUNERILOR.

Programele de încărcare, testare şi determinare a caracteristicilor fizico-chimice ale depunerilor sunt, în general, jalonate de dorinţa fabricanţilor de a stabili comportarea produselor faţă de procesele fundamentale de uzare (adeziune, abraziune, coroziune, oboseală) sau faţă de unele combinaţii ale acestora. Scopul urmărit este cel al determinării nivelului calitativ al pieselor încărcate şi a stabilirii performanţelor ce se obţin în exploatere.

Caracteristicile depunerilor se apreciază pe baza rezultatelor obţinute prin încercări pe probe sudate în condiţii similare cu piesele încărcate şi/sau pe metal în stare pură.

Încercările pe metal depus sunt în mod obişnuit cele standardizate. Dintre acestea amintim: -determinarea compoziţiei chimice, -analiza structurală, -încercările sclerometrice, -încercările pentru determinarea rezistenţei la uzare. În fig.2.61, 2.62, 2.63 sunt prezentate, sintetic, metodele de evaluare a unora dintre

caracteristicile de rezistenţă la uzare. Încercările menţionate mai înainte se pot face şi pe probe extrase din piese încărcate. În acest

caz, pe lângă caracteristicile de bază se poate aprecia şi viteza de uzare sau intervalul de variaţie a acesteia în funcţie de poziţia suprafeţelor de uzură.

Fig.2.61. Principiul de determinare a rezistenţei la adeziune prin rotaţii alternative la 1200C: 1,2-epruvete de încărcat; F-sarcina de

apăsare a epruvetei cilindrice (1) pe cea dreptunghiulară (2); n-turaţia mişcării

alternative de rotaţie.

Fig.2.62. Principiul de determinare a rezistenţei la frecare metal pe metal. F-sarcina de apăsare a epruvetei dreptunghiulare pe epruveta cilindrică;

n-turaţia mişcării de rotaţie a epruvetei cilindrice; 1-epruveta dreptunghiulară;

2-epruveta cilindrică;3-suport.



132

Fig.2.63. Principiul de determinare a rezistenţei la abraziune.

n-turaţia tamburului de cauciuc; F-sarcina de apăsare a epruvetei 2 pe tamburul de cauciuc; 1-rezervorul cu nisip; 2-epruvete de încercat; 3-tamburul rotativ din cauciuc.

În fig.2.64 se prezintă un exemplu de variaţie a uzurii relative Ur, în funcţie de poziţia S a

suprafeţelor de uzură. Uzura relativă s-a definit prin relaţia:

Ur=VUi/VUMB

în care: VUi-viteza de uzare a probelor încărcate cu sudură; VUMB-viteza de uzare a metalului de bază utilizat ca suport. VUi şi VUMB s-au determinat la încercarea de uzare prin abraziune sub presiune scăzută.

Fig.2.64. Curba de variaţie a uzurii relative a straturilor încărcate.



133

Încercările s-au efectuat pe epruvete prelevate dintr-o probă încărcată cu electrozi înveliţi ce depun prin sudare un aliaj pe bază de fier cu adaosuri de 30% Cr şi 3,5%C. Ca suport s-a utilizat un oţel slab aliat cu 1,5% Mn. 2.9.1. Determinarea compoziţiei chimice.

Compoziţia chimică a metalului depus prin sudare sau a depunerilor se poate determina pe cale umedă, pe aşchii, sau pe cale spectrală, pe probe sudate.

Compoziţia chimică a metalului depus se determină în mod obişnuit la recepţia materialelor de încărcare pe probe executate în condiţii standard. Situaţia este diferită în cazul depunerilor deoarece avem de cele mai multe ori o compoziţie chimică variabilă pe primele trei straturi.

Pentru a avea o imagine clară asupra conţinutului în elemente chimice a unei anumite zone şi a modului de variaţie a acesteia se utilizează pentru experimentări o probă adaptată scopului urmărit şi anume proba în trepte (fig.2.65).

Fig.2.65. Proba în trepte pentru determinarea compoziţiei chimice a metalului depus: MD-depunere; MB-metal de bază.

Această probă se realizează în aşa fel încât să reproduă condiţiile de fabricaţie a piesei încărcate; procedeul de sudare, condiţiile de încălzire-răcire şi parametrii tehnologici sunt identici cu cei prescrişi procesului de producţie.

2.9.2. Analiza metalografică

Studiul metalografic se execută conform STAS 10952-77, în zonele caracteristice prezentate

în fig.2.66

Fig.2.66. Proba pentru examinarea structurală a depunerilor: MD-metal depus; ZTMD-zona

de trecere în MD; MB-metal de bază; ZTMB -zona de trecere în MB.



134

Examinarea macrostructurală se execută la măriri de până la 10 ori. Epruvetele prelevate din proba de examinat sunt cercetate atât la nivelul depunerii cât şi la cel al metalului de bază. În afară de aspectul general şi forma depunerii se reţine şi prezenţa unor defecte (fisuri, goluri, incluziuni etc) şi adâncimea de pătrundere şi uniformitatea ei. Pe metalul de bază se evidenţiază extinderea zonei influenţate termic şi apariţia eventualelor defecte.

Examinarea microstructurală se execută la măriri de la 100 până la 500 ori, evidenţiind natura, mărimea, distribuţia şi raportul constituenţilor structurali, cât şi eventualele defecte din depunere şi metalul de bază. În cazul unor fenomene complexe cum ar fi cel al precipitărilor secundare se impune şi examinarea la măriri mai mari, eventual cu microscopul electronic. Dacă se studiază materiale inoxidabile sau combinaţii ale acestora cu oţeluri carbon sau slab aliate, atunci structura se poate stabili şi teoretic pe baza compoziţiilor chimice ale materialelor utilizate. În acest scop se foloseşte diagrama Schaeffler.

Participarea (diluţia) componentelor se apreciază în funcţie de procedeul de sudare utilizat şi de configuraţia constructivă a piesei de încărcat.

Cercetarea fenomenelor ce au loc la nivelul interfeţei metal topit-metal de bază poate va contribui la clarificarea unor aspecte ale compatibilităţii la încărcare printr-un anumit procedeu a materialelor de bază cu cele de adaos. 2.9.3. Încercări sclerometrice.

Cercetarea prin încercări sclerometrice are ca scop, în cazul pieselor încărcate, cel puţin două

obiective: -caracterizarea din punctul de vedere al durităţii globale a suprafeţelor de uzură; -investigarea zonelor caracteristice ale ansamblului piesă (probă) încărcată. Duritatea suprafeţelor de uzură se determină după metoda Rockwel sau Brinell, pe proba

în trepte. Investigarea zonelor caracteristice ale piesei încărcate, în secţiune transversală, se face în

mod curent după metoda Vickers, pe proba macroscopică. Suprafeţele de încercat trebuie să fie netede, plane şi lipsite de defecte sau porţiuni oxidate. Detalii privind executarea încercărilor sunt prezentate în standardele de metodă pentru

investigare.

2.9.4. Încercarea la uzare prin abraziune pe disc rotativ cu hâtrie de şlefuit. Încercarea se execută pe o maşină cu două discuri de şlefuit (asemănătoare maşinilor pentru

lustruirea probelor pentru analiza metalografică) pe probe standard cu diametrul de 10 mm şi lungimea de 30 mm.

Încercarea se desfăşoară pe ambele discuri, expunând abraziunii concomitent epruveta de examinat şi epruveta de referinţă pe câte unul din discuri. După efectuarea semilungimii parcursului de uzare epruvetele de examinat şi de referinţă se transferă de pe un disc pe celălalt pentru a se compensa diferenţele calitative inerente ale hârtiei de şlefuit.

Înaite de încercare, fiecare epruvetă se expune unei rodări pe maşina de încercat în regimul adoptat pentru încercare. În mod obişnuit se folosesc următorii parametrii:

-disc rotativ cu diametrul 300 mm; -turaţia discului 2550 rot/min; -avansul radial al epruvetei pe disc, 0,5 mm; -presiunea de apăsare a epruvetei, 0,4 N/mm; -parcursul de uzare, 70 m pentru fiecare epruvetă. Rodarea se consideră încheiată după ce s-a constatat şlefuirea întregii suprafeţe frontale a

epruvetei.



135

Rezultatele încercărilor se exprimă prin raportul dintre uzurile masice ale epruvetei de referinţă din OLC 60 (Ur) şi ale epruvetei de examinat (U). Pentru a se releva direct competitivitatea antiabrazivă a metalului examinat se recurge la indicarea durabilităţii relative a acestuia, (Ur/U), care exprimă gradul de uzare între metalul de referinţă şi metalul de exeminat, expus aceluiaşi regim abraziv.

În acest capitol s-au prezentat unele încercări efectuate uzual în procesele de producţie şi control ale pieselor încărcate. Programele de testare elaborate în vederea omologării şi avizării tehnologiilor de fabricaţie a pieselor încărcate pot să prevadă şi alte încercări care se stabilesc, de la caz la caz, în funcţie de condiţiile concrete de exploatare şi de cerinţele calitative impuse produselor.

2.10. ASPECTE ECOLOGICE PRIVIND ELEMENTELE DE ALIERE FRECVENT UTILIZATE ÎN ALIAJELE METALICE ►Manganul

Proprietăţi fizico- chimice. Manganul (Mn) este foarte răspândit în natură, mai ales în rocile silicoase, însoţind fierul; formează 0,08% din învelişul Pământului şi 0,1% din greutatea scoarţei.

Minereurile de mangan cele mai importante sunt oxizii: (piroluzita-MnO2, braunita-Mn2O3, hausmanita-Mn2O4, manganita şi psilomelanele); carbonaţii (rodoprozit-MnCO3); silicaţii (rodonitul-MnSiO şi tefroitul-Mn2SiO4).

Un produs important este permanganatul de potasiu (MnO4K). Manganul este un metal alb-murdar, de culoare asemănătoare fierului, relativ sfărâmicios. În

contact cu aerul se oxidează, pierzându-şi luciul; are greutatea moleculară de 7,5; punctul de topire 12500C; punct de fierbere 19000C; are valenţe multiple. Manganul pur poate fi obţinut din oxizi de mangan, prin procedee aluminotermice sau prin electroliză.

Manganul descompune apa la temperatura obişnuită, este uşor atacat de acizii diluaţi. Întrebuinţări industriale. Utilizarea principală a manganului este în siderurgie, la formarea

de aliaje fero-manganice pentru oţeluri cu duritate mare şi rezistenţă la şoc. Se mai utilizează în industria electrotehnică pentru rezistenţe electrice; în industria chimică, la fabricarea bateriilor uscate, ca depolarizant, ca oxidant într-o serie de sinteze organice, ca agent de desulfurare în siderurgie şi industria chimică la fabricarea depozitelor de protecţie contra oxidului de carbon, în industria farmaceutică. La sudura electrică, ca element component al glazurii electrolizelor de sudură. În industria sticlei, textilă şi ceramicii, unii compuşi se utilizează ca şi coloranţi.

Exploatările miniere constituie în present sursa cea mai importantă a degajărilor de mangan. Abatajele, transportul de minereu, cuptoarele şi staţiile de îmbogăţire, morile de mangan sunt în locuri de muncă generatoare de pulberi şi vapori de mangan. Acţiunea asupra organismului.Ca microelement, manganul este un constituent indispensabil al ţesuturilor, participând la o serie de procese fermentative şi în sinteza şi metabolismul unor vitamine (B1,C şi E).

În concentraţii mari, însă, manganul prezintă o toxicitate marcantă în special pentru sistemul vascular şi nervos, determinând o patologie complexă şi uneori deosebit de gravă.

►Cobaltul Proprietăţi fizico-chimice. Cobaltul pur este un metal de culoare albă-argintie, cu o nuanţă

albăstruie; are proprietăţi magnetice, iar la 11150 C trece într-o formă nemagnetică. Este foarte maleabil. Are greutatea atomică de 58,94, greutatea specifică de 8,83, temperatura de topire 14950C, iar temperatura de fierbere 29000C. Cobaltul este inalterabil în aerul rece, dar se oxidează spre 300 grade.



136

Întrebuinţări industriale. Cobaltul este folosit în primul rând pentru obţinerea de oţeluri speciale, de exemplu la fabricarea stelitei (un aliaj dur cu cobalt 35-70%, crom 15-40%, wolfram 10-25%, molibden 0-10% şi fier 0-5%).

Acţiune asupra organismului. Cobaltul este un oligoelement care în doze mici stimulează eritropoieza, dar în doze mari o inhibă; el pare necesar sintezei vitaminei B12 (care conţine cobalt).

►Cromul Proprietăţi fizico-chimice. Cromul este un metel de culoare alb-cenuşie, bi-, tri-, şi hexavalent.

În industrie se folosesc compuşi trivalenţi (acidul cromic şi sulfatul cromic) şi hexavalenţi (cromaţi), aceştia din urmă având cea mai mare importanţă industrială şi cea mai mare toxicitate. Greutatea sa atomică este de 52,01, greutatea specifică de 7,19, temperatura de topire 18600 şi temperatura de fierbere 22000. Cromul metalic nu se oxidează în aer la temperatura obişnuită.

Întrebuinţări industriale. Riscul intoxicaţiei cu crom se întâlneşte în aproape toate locurile de muncă unde se lucrează cu acest metal: la extragerea sa din minereu, la producerea de aliaje (cu fier, nichel, vanadiu, molibden, niobiu, cobalt) pentru a obţine oţel rezistent la coroziune, discuri de ferită sau stelită. De asemenea prin electroliză se pot acoperi diferite metale cu crom; în timpul electrocromajului se degajă bule de oxigen şi hidrogen, care antrenează cu ele particulele de electrolit. Cromul este folosit şi pentru fabricarea unor unelte de tăiere, ca un constituent al vopselelor anticorozive la avioane, ca agent tanant, ca prezervant al lemnului, ca sensibilizator în industria fotografică, ca mordant şi fixativ în industria lânei şi a blănurilor, ca pigment în cerneluri, vopsele, ceramică şi pentru prepararea cromaţilor, în industria mobilelor, în cea a explozivilor.

Acţiune asupra organismului. Prin efectele cele mai frecvente şi mai bine cercetate sunt cele asupra pielii. Dermatita se întâlneşte îndeosebi la muncitorii din fabricile de cromaţi şi la manipularea lor, vopsirea cu vopsele de crom, mai rar în minerit, niciodată în metalurgie.

►Fierul Proprietăţi fizico –chimice. Metal, de culoare alb- cenuşie, ductil şi maleabil, cu greutatea

atomică de 55,85, densitatea de 7,90, temperatura de topire 15270C şi temperatura de fierbere 32350C. Fierul se poate combina direct cu toţi metaloizii cu excepţia azotului. În aerul umed se transformă lent în rugină.

Proprietăţile sale fizice sunt modificate foarte mult când este amestecat cu cantităţi foarte mici de alte substanţe, în special carbon.

Preparare şi întrebuinţări industriale. Metalurgia fierului se bazează pe reducerea oxizilor de fier prin oxidul de carbon.

Este întrebuinţat în primul rând pentru obţinerea oţelurilor, fontelor şi diferitelor aliaje cu o largă utilizare industrială.

Acţiune asupra organismului. Nu se cunosc cazuri de intoxicaţie cronică datorită pătrunderii fierului per os.

►Nichelul Proprietăţi fizico-chimice. Este un metal alb argintiu cu o strălucire caracteristică. Greutatea sa

atomică este de 58,69, greutatea specifică de 8,88, temperatura de topire 14550C, temperatura de fierbere 29000C.

Dintre compuşii nichelului trebuie menţionat pentru importanţa sa în tehnologia industrială, nichelcarbonul (Ni (CO)4), un lichid greu, incolor, instabil, cu miros de funingine, care se descompune rapid la temperatura corpului şi care sub acţiunea agenţilor oxidanţi, eliberează monoxid de carbon, formând sarea corespunzătoare a metalului. Greutatea sa specifică este de 1,38, temperatura de fierbere 430C.

Acţiune asupra organismului. Nichelul metalic şi sărurile sale solubile au produs rareori efecte toxice generale la om, din punc de vedere industrial sunt importante dermatitele pe care le provoacă. ►Vanadiul

Proprietăţi fizico-chimice. Este un metal de culoare albă, asemănător cu stibiul, având greutatea atomică 50,95; greutatea specifică 5,8; temperatura de topire 17150 C şi de fierbere 30000C. La temperatura ordinară nu este atacat de aer sau apă, însă se combină energic cu oxigenul şi azotul dacă este încălzit.



137

Acţiune asupra organismului. În industrie, efectele toxice ale vanadiului apar de obicei în urma inhalării, mai rar în urma ingestiei de pentoxid, sulfat sau praf mixt.

Expunerile se întâlnesc de obicei în timpul curăţirii arzătoarelor cu petrol sau turbinelor cu gaz, ca şi în extragerea vanadiului din minereuri. ►Ceriul

Starea naturală. Ceriul se găseşte în stare naturală cu toriul, în nisipuri cu monazite ( fosfat de ceriu care conţine şi toriu).

Proprietăţi fizico-chimice. Metal de culoare cenuşie şi consistenţă moale, uşor de tăiat cu cuţitul, având greutatea atomică 140,13, greutatea specifică 6,92, temperatura de topire 6000C, iar cea de fierbere 14000C. Întrebuinţări industriale. Se foloseşte la fabricarea sitelor pentru lămpi cu gaz ( împreună cu toriul), pentru fabricarea pietrelor de brichetă (aliaj de ceriu şi fier), la alcătuirea de aliaje cu Al,Mg,Mn, cu rezistenţă mărită (de exemplu, în piesele avioanelor cu reacţie), la obţinerea de Mischmetall, folosit în siderurgie ca dezoxidant, la fabricarea sticlei de topaz, ca stabilizator de arc în lămpile cu arc de cărbune, ca abraziv (oxid), şi se mai întâlneşte în industria textilă.

Acţiune asupra organismului. Nu s-au semnalat cazuri de tulburări datorită ceriului, nici ca medicament, nici în industrie ►Lantanul

Starea naturală. Lantanul apare ca oxid bazic în numeroase minerale (cerita, parisita, nisipul de monazită).

Proprietăţi fizico-chimice. Este un material alb, meleabil, neductil, care absoarbe rapid hidrogenul pentru a forma LaH3. Greutatea sa atomică 138,92, greutatea specifică 6,15, temperatura de topire 8260C, iar cea de fierbere 18000C.

Întrebuinţări industriale. Se foloseşte la fabricarea pietrelor de brichetă (aliat cu ceriu şi fier), în fabricarea sticlei optice, în lămpile cu arc de carbon, pentru tratarea cărbunelui, în manufacturarea mătăsii naturale şi artificiale.

Acţiunea asupra organismului.În industrie s-au semnalat unele tulburări care ar putea fi atribuite lantanului fără certitudine, apărute în industria litografică, unde pentru a se obţine iluminarea intensă se întrebuinţează arcuri cu cărbune şi lantan. În asemenea condiţii se găsesc în atmosferă cantităţi destul de mari de lantan şi oxid, care ar produce unele simptome nespecifice, ca cefalee şi greaţă. ►Molibdenul

Starea naturală şi proprietăţi fizico-chimice. Se găseşte în natură sub formă de molibdenită (o sulfură); de asemenea este prezent în wulfenită ( molibdat de plumb). Este un metal alb-argintiu, mat, ductil şi maleabil, cu greutatea atomică 95,95; greutatea specifică 10,2; temperatura de topire 26200C, iar cea de fierbere 37000C.

Întrebuinţări industriale. Molibdenul este folosit în industria tuburilor electronice şi în aliaje. Compuşii săi se utilizează în industria coloranţilor şi drept catalizatori la sinteza amoniacului. Se utilizează în industria sticlei şi la fertilizatori.

Acţiune asupra organismului. Industrial, sub formă metalică, este considerat foarte puţin toxic. Inhalarea prafului nu ar produce nici un efect. ►Tungstenul (Wolframul)

Starea naturală şi proprietăţi fizico-chimice. Tungstenul(wolframul) este un metal dur, care se găseşte în natură sub formă de wolframit, scheelit, etc. Greutatea atomică este 183,92, greutatea specifică 19,3, temperatura de topire 33700C.

Întrebuinţări industriale. Este folosit pentru fabricarea filamentelor becurilor electrice, ca adaos în oţelurile speciale şi sub formă de carbură de metal dur pentru armarea uneltelor aşchietoare. De asemenea se utilizează ca anticatod în tuburile de raze Roentgen, în prepararea unor pigmenţi albaştri şi verzi.

Acţiune asupra organismului. Simptomele cele mai importante sunt tusa cu expectoraţie şi dispnee de efort.



138

CAPITOLUL 3.

TEHNOLOGII DE ACOPERIRE TERMICĂ PRIN PULVERIZARE

(METALIZARE) 3.1.GENERALITĂŢI

Metalizarea prin pulverizare termică este un procedeu tehnologic de acoperire a suprafeţelor unor piese, care constă din topirea unui material de adaos (sub formă de sârmă, vergea sau pulbere) de către o sursă termică (arc electric, flacără oxigaz, jet de plasmă etc.), pulverizarea materialului topit şi proiectarea acestuia cu o viteză mare pe suprafeţele care se acoperă.

Ca procedeu de acoperire, acesta a fost inventat în Elveţia de către Ulrich Schoop, în anul 1910 când pentru prima dată acesta a realizat depuneri de metal topit în stare pulverizată folosind ca sursă termică flacăra oxigaz, având ca agent de pulverizare aerul comprimat.

Procedeul a luat naştere ca urmare a două cerinţe: -acoperirea unor piese puternic solicitate cu materiale de adaos incompatibile la sudare; -acoperirea unor piese cu pereţi subţiri sau diametru mic. Pulverizarea termică este un domeniu conex sudării care în ultimii ani pe plan mondial a

cunoscut o dezvoltare puternică. Procedeul, alternativă economică şi avantajoasă pentru realizarea straturilor subţiri este aplicabil atât la repararea şi recondiţionarea pieselor uzate cât şi la realizarea de piese noi. Prin pulverizare termică se pot realiza straturi cu proprietăţi speciale, utilizând ca materiale de adaos materiale metalice feroase şi neferoase (cunoscută sub denumirea generală de METALIZARE) sau materiale ceramice, polimeri, compozite etc.

În funcţie de materialul de adaos utilizat se pot obţine straturi rezistente la solicitări de tipul: abraziune, coroziune, şocuri termice, izolatoare electrice sau termice.

Procedeele de metalizare prezintă următoarele avantaje: -temperatura piesei în timpul procesului de metalizare rămâne la 150-2000C, fapt care nu

conduce la modificări structurale sau deformaţii ale pieselor de acoperit. -obţinerea unor straturi considerabile de metal depus luîndu-se doar măsuri pentru răcirea

piesei după depuneri prelungite; -se obţin straturi depuse cu rezistenţă mare la uzură; -posibilitatea depunerii pe suprafeţele piesei a unor metale ce nu pot fi depuse prin alte

procedee; -stratul obţinut este poros, permiţând înmagazinarea lubrifiantului, micşorând pericolul de

gripare; -productivitate ridicată; -posibilitatea încărcării pieselor executate din metale şi aliaje nesudabile; Dintre dezavantajele procedeelor de acoperire termică prin pulverizare se menţionează: -stratul metalizat are o rezistenţă redusă la încovoiere şi tracţiune; -pregătirea minuţioasă a suprafeţei ce urmează a fi metalizată; -suprafeţele metalizate nu pot fi prelucrate prin filetare, găurire şi deformare plastică; -procedeul nu este eficient pentru piese mici, deoarece se pierde mult material; Domeniile de utilizare a metalizării prin pulverizare termică sunt: -recondiţionarea organelor de maşini uzate; -protecţia împotriva coroziunii; -remedierea defectelor exterioare la piesele turnate; -încărcarea unor materiale nemetalice (lemn, sticlă, hârtie); -metalizarea în scopuri decorative.



139

Procedeele de pulverizare termică pot fi clasificate după mai multe criterii dintre care cele mai importante sunt: a)-după sursa de energie:-combustie

-electrică b)-după materialul de adaos:-pulbere

-sârmă c)-după mediul în care se efectuează pulverizarea:-presiune atmosferică -depresiune -gaz inert -medii reactive

Pulverizarea termică este separată în trei mari categorii: • -pulverizarea prin combustie -flacără: pulbere sau sârmă, -flacără de mare putere, -detonaţie

• -pulverizare cu arc electric • -pulverizare în jet de plasmă:

-la presiune atmosferică, -în vid, -în mediu controlat, -sub apă, -pulverizare cu plasmă de mare putere).

Schema generală a procedeelor de pulverizare termică în funcţie de purtătorul de energie utilizat este prezentată în fig.(3.1)

Fig.3.1. Clasificarea procedeelor de pulverizare termică după purtătorul de energie utilizat pentru

pulverizare



140

În tabelul 3.1. sunt date câteva caracteristici ale unor procedee de acoperire termică prin pulverizare

Tabelul 3.1.

- Flacără de gaze Detonaţie Jet de plasmă Arc electric Material de adaos (MA)

Metale, ceramice, materiale compozite

Oxizi, carburi, ceramice

Metale, ceramice, materiale composite

Metale

Forma MA Pulbere, sârmă Pulberi Pulberi Sârme Temperatura de lucru, [oC]

2600-3100 3100 20.000 4000-6000

Metoda de atomizare

Aer comprimat Preatomizare Preatomizare Aer comprimat

Viteza particulelor, [m/s]

90-100 [~800] 600 150-300

Rata depunerii, [kg/h]

1-10 1-3 0,5-10 1-50

3.2.PRINCIPIUL PROCEDEELOR DE METALIZARE PRIN PULVERIZARE

Toate procedeele de metalizare prin pulverizare constau din topirea materialelor de adaos (sârmă, vergea sau pulbere) de către o sursă termică (arc electric, flacără oxigaz sau jet plasmă), pulverizarea (atomizarea) metalului topit şi proiectarea picăturilor cu ajutorul unui jet de aer comprimat cu presiune ridicată (4-7 bar) către suprafaţa de acoperit asperizată (cu rugozitate cca.20 μm). La trecerea din faza de metal topit în picături pulverizate datorită aerului comprimat are loc o răcire rapidă a picăturilor şi o creştere a vitezei particulelor.

Astfel, viteza particulelor ajunge la 30-50 m/s la metalizarea cu flacără şi cu arc electric şi 250 m/s la metalizarea în jet de plasmă.

Energia cinetică cu care particulele lovesc suprafaţa piesei este funcţie de distanţa faţă de piesă şi de mărimea particulelor. Proiectarea particulelor se face în formă de con cu vârful în nucleul flăcării sau arcului electric.

Particulele care se găsesc la extremitatea conului se răcesc mai rapid şi nu mai ajung în stare plastică pe suprafaţa de acoperit, ci solidificate şi puternic oxidate, ele ricoşează de pe suprafaţă sau se regăsesc în depunere ca incluziuni fără aderenţă. Particulele plastice sunt proiectate pe piesă, impactul lor cu suprafaţa este foarte puternic datorită vitezei mari a particulelor. În contact cu suprafaţa asperizată a materialului de bază, picăturile plastice se strivesc în asperităţile suprafeţei şi se ancorează de asperităţi, realizând o legătură mecanică cu materialul de bază. Pariculele astfel depuse vor căpăta o configuraţie foarte neregulată, cu o rugozitate pronunţată, constituind o bază ideală pentru ancorarea particulelor următoare.

Picăturile de material de adaos posedând energie termică şi cinetică se ciocnesc de suprafaţa de acoperit rezultând în urma impactului o strivire cu împroşcare a picăturii lichide în urma căruia se realizează şi transferal de energie termică de la picătură la substrat, având drept rezultat solidificarea picăturii.

Considerând temperatura picăturii de peste 1.0000C şi cea a suprafeţei suportului la sub 1000C, transferul de energie termică de la picătură la suport continuă şi după solidificarea picăturii,



141

până la egalizarea temperaturilor, având ca rezultat o contracţie termică apreciabilă a materialului depus şi o dilatare termică minoră a suportului.

Stratul de material depus este constituit dintr-o multitudine de picături fine de mai mult sau mai puţin aplatizate, în funcţie de starea lor termică şi cinetică în momentul impactului.

Forţele dintre materialul de bază şi materialul depus prin pulverizare termică sunt de natură mecanic- adezivă peste care se suprapun forţele de contracţie. Într-o oarecare măsură se adaugă forţe de natură coezivă ca rezultat al difuziei ce poate apărea în cazul unor depuneri.

Structura materialului depus este stratificat lamelară cu incluziuni gazoase sau incluziuni solide rezultate în urma reacţiilor chimice secundare de oxidare sau descompunere. Fig.(3.2.)

Fig.3.2 Elemente componente ale unui strat depus prin pulverizare termică:1-substrat; 2-particule

netopite; 3-oxizi; 4-por.

În tabelul 3.2 sunt prezentate proprietăţile metalului depus prin acoperire termică prin pulverizare. Tabelul 3.2.Proprietăţile metalului depus prin acoperire termică prin pulverizare. Procedeu Caracteristici

Flacără Detonaţie Jet de plasmă Arc electric

Grad de oxidare Ridicat Foarte scăzut Mediu către scăzut

Mediu către scăzut

Porozitate[%] 5-15 0,25-5 0,5-10 3-10 Grosime[mm] 0,1-1,5 0,05-0,3 0,05-1 0,1-5+ Diluţie[%] 0,1-2 0 0-0,2 0 Forţa de aderenţă[N/mm2]

20 170 35-70 28

4

3

2

1



142

3.3. PROCEDEE DE METALIZARE PRIN PULVERIZARE TERMICĂ

Clasificarea procedeelor de pulverizare termică se poate face după diverse criterii. Se consideră esenţială clasificarea procedeelor de pulverizare termică după purtătorul de

energie, astfel fiind posibile: -pulverizare cu flacără de gaze; -pulverizare cu flacără de înaltă viteză (HVOF); -pulverizare cu arc electric; -pulverizare cu jet de plasmă; -pulverizare cu curenţi de înaltă frecvenţă; -pulverizare prin detonaţie. După starea în care se află materialul de adaos, procedeele de pulveizare termică se clasifică

în: -pulverizare termică cu material de adaos sub formă de sârmă; -pulverizare termică cu material de adaos sub formă de pulbere.

3.3.1. Pulverizarea termică cu flacără.

La pulverizarea cu flacără, ca sursă de căldură se foloseşte flacăra oxiacetilenică sau oxipropanul. Flacăra oxiacetilenică este mult mai compactă din cauza acţiunii aerului comprimat care produce un efect termic mai intens, în special în zona reducătoare care topeşte metalul de aport.

O topire optimă se produce atunci când se utilizează un raport oxigen/acetilenă egal cu 2/5. Reglarea flăcării oxiacetilenice are o importanţă deosebită şi depinde de specializarea operatorului.

În tabelul 3.3 sunt prezentate temperaturile de ardere pentru diferite gaze combustibile:

Tabelul 3.3

Amestec combustibil

Temperatura de ardere ºC

Amestec combustibil

Temperatura de ardere ºC

Oxigen-acetilenă 3100 Aer-acetilenă 2325 Oxigen-butan 3100 Aer-hidrogen 2455 Oxigen-propan 2760 Aer-gaz de cărbune 1530

Topirea cu gaze are avantajul că poate utiliza ca material de adaos atât sârme de metalizare

cât şi pulberi metalice sau ceramice, oferind posibilitatea obţinerii de structuri omogene cu porozitate şi duritate superioare metalizării cu arc electric.

Ţinând seama că tehnologia de metalizare cu flacără este destul de simplă, iar preţul utilajelor este scăzut, face ca procedeul să fie răspândit pe plan mondial.

3.3.1.1.Pulverizarea cu flacără şi sârmă

Procedeul de pulverizare termică cu flacără si sârmă este cel mai vechi şi cel mai răspândit procedeu. Principiul acestui procedeu este acela că materialul de aport este adus cu ajutorul unui mecanism de avans în nucleul unei flăcări. În flacără sârma se topeşte şi este pulverizată de un gaz sub presiune.



143

Avansul sârmei se realizează cu viteză constantă cu ajutorul unui sistem de avans acţionat cu ajutorul unei turbine sau motor pneumatic, respectiv un sistem de avans electric cu motor de curent continuu. Pistoletele cu turbină sunt utilizate pentru metalizarea manuală, iar cele cu acţiune electrică se utilizează pentru instalaţii destinate proceselor mecanizate pentru metalizare.

Fig.3.3. Principiul procedeului de pulverizare cu flacără şi sârmă. 1-sârmă material de adaos; 2- role de avans; 3-gaz combustibil; 4-aer comprimat; 5-nucleul

flăcării; 6-strat depus prin pulverizare. În figura 3.4. este prezentat un pistol pentru încărcare cu flacără şi sârmă

Fig.3.4. Pistol pentru încarcare cu flacără şi sârmă



144

O instalaţie de metalizare cu flacără şi sârmă se compune, în general, din: – sursa de gaz combustibil; – aparatura de reglare şi control a presiunii şi debitul gazelor; – suporturi de susţinere şi curăţare a materialului de adaos; – furtune pentru legătura dintre sursele de gaze; – aparatul de pulverizare şi transport a materialului de adaos.

Sursa de aer comprimat se alege în funcţie de parametrii aparatului de topire şi pulverizare, dar presiunea nu trebuie să fie mai mică de 0,5 MPa.

3.3.1.2.Pulverizarea cu flacără şi pulbere. Pulverizarea cu flacără şi pulbere constă în aducerea în nucleul unei flăcări a materialului de adaos (sub formă de pulbere) cu ajutorul unui gaz de transport sau prin cădere liberă. Pulberea se topeşte şi este proiectată de jetul de gaze pe suprafaţa materialului de bază. Dimensiunea particulelor este cuprinsă între 50-150 µm. În figura 3.5 este redat principiul metalizării cu flacără şi pulbere în gaz de transport.

O instalaţie de metalizare cu flacără şi pulbere antrenată de un gaz transportor se compune din:

- sursa de gaz combustibil, care poate fi un generator de înaltă presiune sau o butelie; - sursa de aer comprimat, inclusiv buteliile de aer şi filtrele de purificare; - sursa de oxigen; - furtunul de legătură între sursele de gaze şi aparatul de pulverizare; - aparatura de reglare şi control a presiunii şi debitul gazelor; - aparatul de pulverizare şi transport a pulberii.

Fig.3.5. Schema de principiu a procedeului de pulverizare termică cu flacără şi pulbere. 1-pulberi; 2-intrare pentru pulbere; 3-amestec gazos; 4-flacăra;5-strat depus prin pulverizare.

Cu excepţia aparatului de pulverizare şi transport a pulberii, toate celelalte accesorii ale

instalaţiei sunt asemănătoare cu cele ale instalaţiei de metalizare cu sârmă. În ultimii ani mai multe firme au realizat aparate şi dispozitive care permit depunerea unor

straturi pe interiorul pieselor cilindrice. În figura 3.6 este redat un asemenea pistol de pulverizare cu flacără şi pulbere realizat de firma Castolin.



145

Fig.3.6.Pistolet de metalizare cu material de adaos sub formă de pulbere 1 – corpul pistolului; 2 – rezervor de pulbere; 3 – capul pentru amestec şi pulverizare; 4 – robinet de reglare a debitului de

oxigen; 5 – declanşator; 6 – corp de admisie şi distribuţie; 7 – robinet mixt de pornire a gazelor.

• Metalizarea cu flacără şi pulbere la cald.

Arzătorul pentru metalizare cu flacără şi pulbere la cald constă dintr-un mâner similar cu cel de la trusa de sudare şi tăiere cu flacără oxiacetilenică, un dispozitiv de amestec şi un rezervor de pulbere. Dispozitivul de amestec este asigurat împotriva întoarcerii flăcări. La lucrări în locuri cu acumulări mari de căldură sunt utilizate duze din materiale termorezistente şi capete de pulverizare răcite cu aer sau apă. Un scut termic din metal uşor îl apără pe sudor de radiaţia termică. Fazele de lucru sunt: preîncălzirea, pulverizarea şi încărcarea prin depuneri şi topiri succesive. Suprafaţa de depunere se curăţă de luciu metalic, adică fără rugină, ţunder (oxizi), ulei, vopsea, resturi de nisip cuarţos. Stratul de oxizi care se formează la încălzirea piesei poate duce la formarea porilor în

7

6

5

4 3

2

1

a

b



146

depunere. De aceea, de îndată ce temperatura suprafeţei de depunere, atinge 300-4000C (la preîncălzire) se pulverizează un film subţire de pulbere, care împiedică o oxidare ulterioară a suprafeţei.

Flacăra de preîncălzire reglată neutru, acţionează oxidant când este introdusă pulberea, ca urmare a cantităţii mai reduse de gaz de lucru (acetilena). De aceea, înaite de încărcarea prin metalizare debitul de acetilenă se reglează la o valoare aproximativ dublă faţă de oxigen, pentru ca, la introducerea pulberii, flacăra să devină din nou neutră. Cantitatea de pulbere trebuie astfel reglată, încât să fie asigurată o topire completă a metalului depus. Este util ca să se deschidă şi să se închidă complet, alternativ, ventilul de pulbere, astfel încât să fie la dispoziţie suficient timp pentru topire.

Datorită preciziei procedeului, cu care pot fi încărcate prin metalizare, mai ales, straturi subţiri pe suprafeţe greu accesibile, inclusiv în poziţie "peste cap" de cele mai multe ori nu este necesară o prelucrare ulterioară a stratului depus. Prin încercări de îndoire se verifică buna aderenţă a metalului depus cu metalul de bază.

Temperatura flăcării oxiacetilenice este în nucleu de cca 28500C, fapt care limitează domeniul de utilizare a materialelor greu fuzibile.

Presiunile gazelor de lucru orientative sunt: -oxigen: 2-4 bar; -acetilenă: 0,3-0,5 bar; -grosimea de strat depus: 0,05-2(5) mm.

• Metalizarea cu flacără şi pulbere la rece.

Din punct de vedere al transportului pulberii în flacără sunt posibile următoarele variante: a) absorbţie dintr-un rezervor separat; b) sistem mixt de absorbţie şi cădere liberă dintr-un rezervor propriu; c) sistem mixt de absorbţie şi cădere liberă dintr-un rezervor separat; d) agitare tangenţială şi transport cu gaz comprimat. Cele patru modalităţi de transport al pulberii sunt prezentate în fig.3.8. Parametrii medii pentru depunerea aliajelor pulverulente de tip NiCrBSi sunt: -productivitatea: 0,5-2,5 kg/h; -debit de oxigen: 4-5 Nm3/h; -debit de acetilenă: 0,8 Nm3/h; -granulaţie pulbere: 50-125 microni; -grosimea stratului depus: 0,5-1,5 mm.



147

AGITARE TANGENTIALA SI TRANSPORTCU GAZ COMPRIMAT

SISTEM MIXT DE ABSORBTIE SI CADERELIBERA DINTR-UN REZERVOR SEPARAT

LIBERA DINTR-UN REZERVOR PROPRIUSISTEM MIXT DE ABSORBTIE SI CADERE

ABSORBTIE DINTR-UN REZERVOR SEPARAT

22 H2O C

22 H2O C

2O SAU AER COMPRIMAT

SCHITA DE PRINCIPIUTIPUL

2

AER COMPRIMAT SAU O

2O SAU AER COMPRIMAT

H2C 2O2

Fig.3.8.Modalităţi de transport al pulberii.



148

• Metalizarea cu flacără şi pulbere la rece cu topirea metalului depus.

Dacă în afara solicitării de uzare apare şi atacul unor acizi sau baze tari, metalizarea prin pulverizare cu sârmă sau cu pulbere la rece conferă o protecţie suficientă a suprafeţelor. Procedeul de metalizare prin pulverizare cu flacără şi pulbere la rece cu topirea metalului depus, reprezintă o legătură între metalizarea prin pulverizare şi sudare, deoarece, pe de o parte, sunt obţinute straturi având grosimea uniformă, dar care au aderenţa prin difuzie fără apariţia diluţiei cu materialul de bază.

Straturile depuse prin acest procedeu pot avea grosimea de cca 2 mm. Pentru piesele solicitate la coroziune ajunge, în general, o grosime a stratului de 0,3 mm, iar la solicitare puternică la uzare, o grosime de 0,5-0,8 mm (grosime a metalului depus finisat).

Pregătirea suprafeţei piesei pentru depunere se face ca şi pentru celelalte procedee de depunere prin pulverizare. După pulverizare stratul pulverizat şi suprafaţa de desubt a piesei trebuie aduse la temperatura domeniului plastic al aliajelor de pulverizare (cca. 1030-11000C) pentru a se obţine o difuzie la interfaţa stratului de metal depus cu materialul de bază.

Topirea trebuie executată imediat după pulverizare, deoarece piesele sunt calde, datorită pulverizării sau preîncălzirii.

Pentru încălzirea pieselor se utilizează următoarele procedee: încălzirea prin inducţie, încălzirea în cuptor cu încălzire controlată, încălzirea cu arzătorul oxiacetilenic sau încălzirea cu procedeul WIG.

Se topesc după posibilităţi, mai întâi muchiile, pentru ca să nu se desprinde de pe ele metalul depus, iar, apoi, se încălzeşte suprafaţa. La atingerea temperaturii de topire suprafaţa primeşte un aspect de oglindă.

La o conducere corectă a temperaturii pot fi topite straturi metalizate de grosimi mai mari şi pe suprafeţele care nu sunt orizontale, fără ca materialul depus să curgă sau să picure.

După topire este utilă o răcire lentă prin împachetare în materiale termoizolante sau prin acoperire cu azbest, nisip, sau alte materiale asemănătoare. Finisarea se face în mod uzual şi eficient prin polizare umedă. Unele aliaje pot fi prelucrate şi prin aşchiere cu scule din metal dur.

Suprafeţele pieselor obţinute după aplicarea acestui procedeu se disting printr-o rezistenţă ridicată la uzare, la temperaturi ridicate, rezistenţă ridicată la coroziune şi prin bune proprietăţi de alunecare.

• Pulverizarea cu flacără şi pulbere cu topire. Principiul acestui procedeu constă în faptul că metalul depus iniţial este topit cu flacără

oxigaz, electric, în cuptor sau prin inducţie. Temperatura de topire a metalului depus este cuprinsă între 1020-11400C. Peste 9000C

pulberile de B şi Si dau borosilicaţi care protejează suprafaţa metalului depus la oxidare, realizează şi decaparea metalului de bază astfel încât metalul depus difuzează în metalul de bază.

Din aceste considerente cu acest procedeu se obţin aderenţe foarte bune ale metalului depus la metalul de bază.

3.3.1.3. Pulverizarea cu flacără de înaltă viteză.

Pulverizarea cu flacără de înaltă viteză este un procedeu la care energia termică are valori reduse, respectiv energia cinetică este mult superioară procedeelor cu pulbere clasice.

Pionierul acestor instalaţii a fost JET KOTE. Terminologia internaţională adoptată pentru acest tip de procedeu este denumirea generică de HVOF (high velocity oxy-fuel).

Principiul procedeului HVOF şi modul de pulverizare sunt redate în figura 3.9, respectiv 3.10.



149

Fig. 3.9. Principiul procedeului de pulverizare termică HVOF: 1 – oxigen; 2 – gaz transportor; 1 – gaz pentru flacără; 4 – lichid de răcire; 5 – corp; 6 – pulberi antrenate în flacără; 7-jet

pulverizare; 8-strat depus prin pulverizare.

Fig.3.10. Modul de pulverizare prin procedeul HVOF Presiunea gazelor în pistol este ridicată (3-7 bar), de aceea se pot folosi ca şi gaze

combustibile gazele care suportă aceste presiuni (propan, hidrogen). Straturile depuse au o porozitate foarte scăzută, densitate ridicată, o bună aderenţă la

suprafaţa metalului de bază. Se pot depune materiale cu valori ridicate ale temperaturilor de topire (ceramice, refractare, carburi de wolfram, oxizi de crom etc.). Straturile depuse sunt foarte netede şi astfel se fac economii de manoperă la prelucrarea ulterioară.

Procedeul HVOF este uşor adaptabil şi se obţin acoperiri foarte bune pentru rezistenţă la uzură, protecţie anticorozivă, izolaţii termice şi electrice.



150

Parametrii tehnologici pot fi reglaţi în limite largi pentru obţinerea temperaturii şi vitezei optime. Rata mare a depunerii scurtează tipul de pulverizare mai ales pentru piesele mari.

3.3.2. Pulverizarea prin detonaţie.

Energia cinetică la acest procedeu de pulverizare este realizată prin detonaţia unui amestec exploziv de gaze.

Pulberea este adusă în camera de detonaţie printr-un injector şi preluată de gazul de antrenare. Amestecul exploziv este format din acetilenă şi oxigen iar aprinderea se produce prin scânteie electrică. Amestecul de pulbere şi gaze de ardere fierbinţi sunt expulzate cu mare viteză printr-o ţeavă de evacuare.

De remarcat la acest procedeu energia cinetică mare ( se ating viteze de până la 750-1000 m/s) şi temperatura ridicată (până la 33000C) pe care o poate atinge materialul depus. Energia cinetică mare şi temperatura ridicată favorizează formarea de microsuduri. Frecvenţa exploziilor este (4-8/sec), zgomotul produs este de asemenea ridicat (cca. 150 dB). Dimensiunea recomandată a particulelor de pulbere este de 5-60 µm.

Avantajele majore ale acestui procedeu în comparaţie cu alte procedee de depunere termică prin pulverizare constau în:

- densitatea stratului depus (aproximativ 98% din densitatea teoretică) - aderenţa superioară oricărui alt procedeu de pulverizare termică ce nu împlică topirea

substratului. Prin acest procedeu se pot depune o gamă largă de materiale, dar mai frecvent este aplicat la

depunerea materialelor ceramice şi compozite. Grosimea straturilor depuse cu acest procedeu variază în limitele 0,05-0,5 mm.

Schema de principiu a pulverizării termice prin detonaţie este prezentată în fig. 3.11.

Fig. 3.11. Principiul pulverizării termice prin detonaţie:1-alimentare pulbere;2-detonator; 3-alimentare gaz combustibil;4-alimentare gaz curăţire;5-jet; 6-strat depus prin pulverizare .

În figura 3.12 este prezentat un exemplu de pulverizare termică prin detonaţie.



151

Fig.3.12.Exemplu de pulverizare termică prin detonaţie.

3.3.3.Pulverizarea termică cu arc electric.

Principiul care stă la baza metalizării cu arcul electric este prezentat în figura 3.13.



152

Fig. 3.13. Schema de principiu a instalaţiei de pulverizare termică cu arc electric: 1-role avans sârmă; 2-duze de contact;3-ţeavă insuflare gaz pulverizator;4-sârmă material de

adaos;5-particole de pulverizare;6-jet; 7-strat depus prin pulverizare.

Fig.3.14. Instalaţia de pulverizare cu arc electric.

Pentru metalizarea cu arc electric se poate utiliza atât curent continuu cât şi alternativ. În cazul utilizării curentului alternativ arcul este instabil şi face mult zgomot, spre deosebire

de curentul continuu când arcul este mai stabil, metalul pulverizat este mai fin, iar productivitatea este mai ridicată.



153

Ca materiale de metalizat, sunt utilizate sârme din oţel şi neferoase. Se pot obţine caracteristicile dorite ale straturilor depuse pentru că elementele de aliere pierdute la pulverizare prin ardere, se pot compensa prin supraalierea sârmelor de metalizare.

Metalizarea cu arc electric are următoarele avantaje: - nu necesită tuburi de oxigen şi butelii de acetilenă şi din această cauză instalaţia poate fi

deplasată cu uşurinţă. - posibilitatea obţinerii pseudoaliajelor prin utilizarea a două sârme diferite: Al-OL, Al-Zn.

Principalul dezavantaj al procedeului constă în arderea elementelor de aliere. Valorile medii ale parametrilor de metalizare sunt:

• curent 100 - 350 A; • tensiune 20 - 35 V; • presiunea aerului comprimat 3 - 7 bar; • consum aer comprimat 50 - 80 Nm³/h; • productivitatea 4 - 20 kg otel/h; • distanţa de pulverizare 50 - 120 mm; • diametrele sârmelor 1,6 - 2,0 mm; • grosimea de metal depus 0,1 - 20 mm; • densitate 60 - 80%.

Tabelul 3.4.

Rezistenţa la rupere a stratului depus prin metalizare, în cazul utilizării drept combustibil

Materialul de adaos

Acetilenă Propan Hidrogen

Oţel cu 0,33%C 1630 1460 1680 Oţel cu 1,00%C 1150 1100 1210 Aluminiu 820 280 800 Zinc 530 450 820 Cupru 850 490 980 Alamă 730 580 1010 3.3.4. Pulverizarea cu ajutorul curenţilor de inducţie

Acest procedeu de metalizare prezintă, faţă de procedeele analizate mai sus, avantajul că determină o încălzire mai redusă a piesei de metalizat din cauză că nu se mai manifestă influenţa asupra piesei de metalizat a arcului electric sau a flăcării oxiacetilenice. Pe de altă parte straturile depuse prin metalizare sunt mai omogene şi au o porozitate mai redusă.

S-a constatat de asemenea o duritate mai mare a straturilor depuse, acest lucru fiind rezultatul faptului că gradul de ardere a carbonului şi a altor elemente prezente în oţelul topit este mult mai redus în cazul utilizării acestui procedeu.

În figura 3.15 este prezentată schema de principiu a instalaţiei de metalizare cu curenţi de înaltă frecvenţă

Metalul topit se pulverizează printr-un jet de aer comprimat şi este depus pe suprafaţa asperizată. La pulverizarea materialelor care se oxidează puternic în loc de aer comprimat se utilizează gaze inerte.



154

Fig. 3.15. Schema de principiu a instalaţiei de metalizare cu CIF

3.3.5. Pulverizarea termică cu jet de plasmă

Primele experimentări la noi în ţară de metalizare cu plasmă au fost efectuate la începutul anilor’80 la Institul Naţional de Motoare Termice Bucureşti. Procedeul se utilizează în cazul acoperirii suprafeţelor pieselor cu straturi din materiale dure,oxizi de Al, Cr, Mn şi materiale greu fuzibile: W, Mo,Ti.

Cel mai răspândit procedeu pentru obţinerea plasmei este utilizarea unor tipuri diferite de descărcări în gaze.

În figura 3.16 este prezentată schema pistolului de metalizare în jet de plasmă.

Fig. 3.16. Schema de principiu a pistolului de metalizare în jet de

plasmă: 1-electrod W (catod); 2-duză (anod); 3-ajutaj răcire şi contact electric; 4-pulbere; 5-arc de plasmă; 6-jet pulverizat; 7-strat depus prin pulverizare.



155

În figura 3.17 este prezentat procedeul de pulverizare în jet de plasmă

Fig. 3.17. Modul de pulverizare în jet de plasmă

Procedeul foloseşte un arc de plasmă cu temperaturi de până la 20.000°C iar ca şi gaze plasmagene argonul, heliul, hidrogenul, azotul.

Materialul de aport sub formă de pulberi este introdus în mod controlat în jetul de plasmă, care produce topirea particulelor de material şi proiectarea lor cu viteză mare asupra substratului.

Densitatea stratului depus este în limitele 85 – 95% din densitatea teoretică. Viteza particulelor poate atinge 250 – 550 m/s.

Pulberea se transmite în exteriorul duzei. Pentru pulverizare se utilizează de obicei pulbere cu granulaţie 40 – 100 μm.

Pulverizarea termică cu plasmă prezintă variantele: -pulverizare cu plasmă la presiune atmosferică; -pulverizare cu plasmă în vid (pentru materiale reactive);

Pulverizarea termică în jet de plasmă are următoarele avantaje: -temperatura ridicată a jetului de plasmă permite topirea materialelor cu puncte

ridicate de topire, practic permite topirea oricărui material solid; -temperatura de topire se poate regla prin schimbarea diametrului duzei şi a regimului

de lucru al instalaţiei; -metalul depus conţine o cantitate redusă de oxizi, datorită gazelor de lucru inerte; -metalul depus are o aderenţă bună şi o densitate ridicată.

Principalele dezavantaje ale procedeului de pulverizare termică în jet de plasmă sunt: -productivitate scăzută; -zgomot şi iradiere intensă cu radiaţii ultraviolete; -preţul ridicat al utilajului şi al cheltuielilor de exploatare.

Temperatura ridicată a jetului de plasmă permite pulverizarea oricărui material de adaos, care în procesul de încălzire şi topire nu îşi schimbă semnificativ proprietăţile.



156

3.3.6. Pulverizarea cu laser

Pulverizarea cu laser are scopul obţinerii pe cât posibil a unui metal depus cu o cât mai redusă diluţie. De regulă se aplică pe materialele de bază ieftine, materiale de adaos cu rezistenţă mare la uzură şi/sau coroziune.

Prin astfel de depunere pe materialul de bază se măreşte mult rezistenţa la uzură a particulelor de suprafaţă şi creşte durata de exploatare şi durabilitatea suprafeţelor încărcate.

Realizarea depunerilor de pulberi cu fascicul de laser se clasifică în două procedee diferenţiate prin felul alimentării cu pulbere.

• Pulverizarea cu laser în două faze. În prima fază se aplică pulberea pe suprafaţa materialului şi apoi în a doua fază are loc aderarea

la metalul de bază prin topire cu fascicul de laser. Un exemplu pentru depunerea prin procedeul de pulverizare cu laser în două faze este redat în

fig. 3.18

Fig. 3.18. Principiul depunerii cu laser în două faze:1-fascicul laser; 2-gaz pulverizator; 3-jet; 4- ajutaj introducere pulberi;5-strat depus prin pulverizare.

• Pulverizarea cu laser într-o fază

Prin acest procedeu se realizează într-o singură fază atât depunerea de material pulverizat cât şi topirea acestui strat de material cu un fascicol laser concentrat(fig.3.19).

Materialul de adaos este sub formă de pastă. Pentru obţinerea pastelor sunt utilizaţi lianţi. Se recomandă cei pe bază de nitroceluloză cu un conţinut mic de rest uscat de zaponlac, oxietilceluloză, clei de amidon. Sub acţiunea laserului lianţii ard, formând produse gazoase şi nu împiedică formarea rândurilor. Înălţimea rândurilor este de 0,5-2mm, lăţimea de 1,2-2,6 mm. Se pot suprapune noi rânduri de depunere.



157

Fig. 3.19. Principiul depunerii cu laser într-o fază: 1 – material de bază; 2 – material depus;

3 – pulbere; 4 – fascicul laser; 5 – duză de pulverizare; 6 – direcţia de deplasare.

3.4. FENOMENE CARE SE PRODUC LA INTERFATA DINTRE STRATUL PULVERIZAT (METALIZAT) SI SUBSTRAT 3.4.1. Fenomenul de aderenţă.

Aderenţa este fenomenul care are loc la aducerea în contact a două suprafeţe solide datorită forţelor de atracţie care se exercită între moleculele sau atomii celor două suprafeţe.

Cu toate că aderenţa are un caracter general ea poate fi pusă în evidenţă numai dacă unul din solidele care vin în contact este subţire sau de dimensiuni mici şi dacă suprafeţele care vin în contact sunt foarte bine curăţite. Acest lucru se explică prin faptul că oricât de bine ar fi şlefuite suprafeţele care vin în contact ele prezintă asperităţi importante. Când dimensiunile suprafeţelor care vin în contact sunt mari, punctele de contact reprezintă numai o infimă parte din suprafaţa totală, astfel că aderenţa care se produce în aceste puncte este slabă, dacă ea se raportează la întreaga suprafaţă a corpurilor. Dacă unul din corpurile care vin în contact este subţire şi flexibil sau are dimensiuni mici, el se va mula pe asperităţile celeilalte suprafeţe, astfel încât suprafeţele de contact se vor mări şi implicit aderenţa va fi mai bună. Un efect favorabil asupra aderenţei îl are plasticitatea corpurilor care vin în contact. Cu cât plasticitatea acestora este mai ridicată cu atât aderenţa va fi mai puternică.

S-a demonstrat că forţa de adeziune(aderenţa) este proporţională cu suprafaţa de contact care rezultă din deformarea plastică a asperităţilor. Cu cât prelucrarea suprafeţelor va fi mai bună, cu atât aderenţa va fi mai bună. Dacă se introduc lichide între suprafeţele corpurilor care vin în contact, aderenţa va fi mai bună. Izbirile repetate favorizează aderenţa.

Condiţii similare au loc în timpul procesului de metalizare, şi anume: -particulele au dimensiuni neglijabile în comparaţie cu substratul; -unele din particulele aflate în stare topită prezintă pe suprafaţa lor o peliculă de metal lichid; -particulele în momentul impactului au o plasticitate ridicată; -asperităţile particulelor şi ale substratului se deformează în momentul impactului; -contactul particule-substrat are loc prin izbire. Aceste condiţii particulare ale procesului de metalizare termică sunt favorabile realizării unei

bune aderenţe.

1

2

3 6

5

4



158

În metalizarea termică noţiunea de aderenţă este utilizată cu două înţelesuri: -fenomen complex care influenţează calitatea stratului depus; -caracteristica mecanică a stratului metalizat.

3.4.1.1. Mecanismul aderenţei.

Suprafeţele metalice sunt rezultatul a trei tipuri de forţe: -forţe exterioare (care generează suprafaţa);

-forţe interatomice interne; -forţe dintre atomii de la suprafaţă.

Rezultatul acestora este o suprafaţă neomogenă din punct de vedere geometric, fizic şi chimic.

Tensiuna superficială existentă la suprafaţa fiecărui corp exercită o influenţă foarte mare asupra procesului de metalizare. Tensiunea superficială variază în funcţie de temperatură după o lege de forma:

T⋅⋅−= 00 γαγγ ceea ce arată că ea scade odată cu creşterea temperaturii.

Pentru ca particulele pulverizate să se ancoreze pe suprafaţa piesei, ele trebuie să aibă o energie suficientă pentru a putea străbate bariera impusă de tensiunea superficială sau să poată micşora valoarea acesteia. Acest lucru este posibil dacă materialul de adaos are un coeficient de autodifuzie al materialului de bază.

În plus, o altă dificultate o constituie grosimea stratului depus. Dacă acesta este prea mare, ia naştere o presiune normală care duce la creşterea tensiunii superficiale. Apar fisuri şi crestături în stratul de acoperire, în final acesta exfoliindu-se. Deci, pentru realizarea unei bune acoperiri în bune condiţii trebuie luate măsuri pentru micşorarea tensiunii superficiale şi limitarea grosimii stratului de acoperire.

• Viteza particulelor pulverizate. La metalizare, particulele, fie că provin dintr-o sârmă, fie din pulbere, sunt încălzite până la

incandescenţă şi proiectate cu viteze foarte mari pe suprafaţa materialului de bază. Jetul de pulverizare are forma unui con al cărui unghi depinde de mărimea ajutajului.

Particulele de pe exteriorul conului au o temperatură mai mică, nu sunt foarte plastice şi de aceea straturile formate de ele sunt mai poroase şi au o aderenţă mai redusă.

Pentru a obţine o calitate corespunzătoare a acoperirii, conul trebuie să fie cât mai îngust şi unghiul cuprins între 75˚ - 90˚.

Particulele metalice pulverizate şi antrenate de curentul de aer comprimat nu au viteza egală cu a acestora din cauza diferenţelor de greutate specifică şi a inerţiei pe distanţele mici utilizate la metalizare. Trebuie ţinut cont de acest lucru când se calculează diametrele granulelor utilizate.

Viteza cu care particulele ies din duză se calculează cu relaţia:

a

axt

vmtSc

vv1

10

+⋅⋅⋅

−=ρ

[ ]sm

unde: vt - viteza particulelor; v0 - viteza aerului comprimat din duză; va - viteza aerului comprimat pe traiectorie;



159

cx - coeficientul de rezistenţă la înaintarea particulelor; ρa - masa specifică a aerului; t - durata acceleraţiei; m - masa particulelor.

Viteza cu care particulele ajung pe suprafeţele materialului de bază este:

29,0

96,0

0

0

+⋅

⋅=

RLa

vvs

[ ]sm

unde: a - gradul de tulburenţă al aerului comprimat; L - distanţa dintre piesă şi duză; R0 - raza duzei de aer comprimat.

Viteza maximă a particulelor în momentul impactului în funcţie de diametrul lor este cuprinsă între 100-250 m/s. Viteza lor variază pe traiectorie şi particulele de la extremitatea conului au viteze cu 10-20% mai mici faţă de cele din centru.

Cu cât viteza este mai mare cu atât creşte aderenţa straturilor şi compactitatea lor. Din cauza vitezelor mari şi a oxizilor ce se formează, duritatea straturilor depuse prin pulverizare este mai mare decât a straturilor obţinute prin topire, conferind pieselor o rezistenţă foarte bună la uz.O altă caracteristică a acoperirilor obţinută prin metalizare este porozitatea, fiind favorabilă pieselor supuse la frecare, ea înlesnind o ungere constantă şi o menţinere a lubrifiantului.

Analizarea mecanismului aderenţei se face la nivel de particulă, începând din momentul impactului particulei cu suprafaţa substratului. Ca urmare pentru a studia mecanismul aderenţei în metalizare termică sunt necesare:

-cunoaşterea stării în care se găsesc particulele şi substratul în momentul impactului. -analizarea fazelor prin care trece particula în momentul impactului până la solidificare. -starea în care se găsesc particulele şi substratul în momentul impactului.

a. Starea în care se găsesc particulele şi substratul în momentul impactului.

a.1.) Starea în care se găsesc particulele în momentul impactului se caracterizează prin: • mărime: -granulaţia pulberilor depinde de procedeul de metalizare utilizat; • mărimea particulelor din jetul de metalizare depinde de procedeul de metalizare respectiv

de materialul de adaos utilizat (sârmă, vergele). • compoziţia chimică: în conformitate cu compoziţia chimică a materialului de adaos

utilizat depinde de aplicaţia pentru care va fi folosit stratul metalizat; • temperatura: depinde de procedeul de metalizare utilizat; • starea de agregare: lichidă, semilichidă, sau solidă cu un grad ridicat de plasticizare,

depinde de procedeul de metalizare utilizat. Starea în care se găsesc particulele de pulbere în jetul de metalizare, respectiv, încălzirea şi

accelerarea particulelor, sunt prezentate în figura 3.20



160

Particula

q q

qq

Echipament de metalizare

jet de metalizare

strat superficial

L=lichidS=solidV=vapori

Fig. 3.20 Încălzirea şi accelerarea particulelor în jetul de metalizare.

Se observă că starea particulelor în momentul impactului, cu excepţia compoziţiei chimice este determinată de procedeul de metalizare utilizat.

a.2.) Starea în care se găseşte materialul substratului în momentul impactului este caracterizat prin:

• Forma de livrare: semifabricate metalice cu dimensiunile înscrise în documentaţia de execuţie;

• Compoziţia chimică şi caracteristicile mecanice: sunt cele rezultate dintr-un calcul de dimensionare al produsului; diferenţa de compoziţie chimică între materialul depus şi materialul substratului favorizează un alt fenomen de la interfaţa dintre stratul metalizat şi substrat şi anume difuzia.

• Temperatura: are valoarea necesară stabilită prin tehnologia de metalizare; • Structura: este conformă cu compoziţia chimică şi metoda de obţinere: laminare, forjare,

turnare; • Starea suprafeţei: este în conformitate cu documentaţia şi cu tehnologia de metalizare

prescrisă, ultima operaţie înainte de metalizare fiind sablarea sau curăţirea cu ultrasunete în mediu de etanol; starea suprafeţei influenţează interacţiunea dintre particulă şi substrat.

b.Fazele prin care trece o particulă din momentul impactului până la solidificare. Fazele prin care trec particulele în momentul impactului (inclusiv) sunt:

1. Impactul cu suprafaţa substratului 2. Deformarea pe suprafaţa substratului 3. Udarea suprafeţei substratului 4. Solidificarea particulelor 5. Coeziunea particulelor cu suprafaţa substratului 6. Reacţiile particulelor în faza solidă cu suprafaţa substratului



161

Fig.3.21. Modul de interacţiune al particulelor din jetul de metalizare cu substratul

Pentru explicarea mecanismului aderenţei se va proceda la o analiză detaliată a fiecăreia din

fazele de mai sus. Din punct de vedere al plasticităţii pe care o au în momentul impactului, particulele aflate în

jetul de metalizare sunt în una din stările de mai jos: • particule în stare topită vâscoasă; • particule în stare semitopită-vâscoasă; • particule în stare plastică; • particule în stare elastică.

În funcţie de starea în care se află în momentul impactului, dar şi în funcţie de starea suprafeţei substratului, particulele interacţionează în mod diferit cu suprafaţa substratului. O reprezentare schematică a modului în care particulele din jet interacţionează cu suprafaţa substratului este în figura 3.21.

• Impactul cu suprafaţa substratului. În momentul impactului se stabileşte un contact punctiform între particulă având tendinţa de a

se agăţa de asperităţile suprafeţei substratului. Deci, acum se poate vorbi de o aderenţă mecanică a particulelor la suprafaţa substratului. Temperatura particulei este ridicată, iar presiunea în punctul de contact are valori ridicate. Se presupune că din acest moment începe transferul de căldură de la particulă la substrat. Această fază are o durată extrem de mică, fiind urmată de faza de deformare a suprafeţei substratului.

• Deformarea pe suprafaţa substratului Deformarea particulei pe suprafaţa substratului se face cu o viteză foarte mare. Particula va începe să se muleze pe suprafaţa substratului. Suprafaţa de contact particulă-substrat

se măreşte. La sfârşitul acestei faze suprafaţa de contact va avea valoarea maximă. Suprafaţa de contact dintre particulă şi substrat este definită ca fiind o interfaţă elementară. De la apariţia interfeţelor elementare se consideră momentul de început al formării interfeţei strat-substrat.



162

Presiunea de contact este încă de valoare ridicată, iar temperatura particulei, de asemenea (se poate presupune acest lucru deoarece transferul termic dintre particulă şi substrat nu a fost intens, contactul dintre ele fiind încă punctiform); se formează puncte de sudură între particula deformată şi substrat. Acest tip de aderenţă cu formarea de puncte de sudură este aderenţa metalurgică, care determină obţinerea unor valori ridicate ale aderenţei (caracteristica mecanică a stratului metalizat). Mărindu-se suprafaţa de contact dintre particulă şi substrat se măreşte transferul termic şi se creează astfel condiţii favorabile transformărilor de fază:

-în particula care suferă o răcire cu viteză ridicată; -în substrat care local primeşte o cantitate de căldură de la particulă.

Transferul termic început în această fază va continua în faza următoare. Desfăşurarea acestei faze se produce într-un interval de timp foarte scurt. Durata acestei faze

depinde de: -temperatura particulei; -viteza particulei; -de tipul materialului particulei (plasticitatea unui material variază cu temperatura, aşa că se

poate spune că în cazul utilizării unui aceluiaşi material de adaos, dar metalizând cu procedee diferite se vor obţine grade de plasticitate şi, implicit, viteze de deformare diferite).

Se observă apariţia unui nou fenomen la nivelul interfeţei strat-substrat şi anume transformările de fază în stare solidă.

• Udarea suprafeţei substratului Prin deformare, particula se întinde pe suprafaţa substratului. Acest fenomen este similar cu

acele în care o picătură dintr-un lichid se întinde pe suprafaţa unui solid. Prin similitudine, această fază a primit numele de udare a suprafeţei. În fazele de deformare şi udare, particulele aflate în stare topită, semitopită au pe suprafaţa lor o peliculă de metal lichid. Aderenţa în această fază se realizează şi ca urmare a tensiunii superficiale a peliculei de lichid. Această formă de aderenţă este denumită aderenţă superficială. La sfârşitul fazei de udare, particula deformată va avea suprafaţa de contact maximă cu substratul şi grosimea minimă. În acest moment, interfaţa elementară are valoarea maximă. O secţiune printr-o particulă deformată are forma unei lamele care este lipită de substrat. Prin aceasta analiza se poate explica caracterul lamelar al structurii unui strat metalizat.

Structura lamelară este o structură tipică pentru straturile metalizate. Transferul termic se va face, şi în această situaţie, cu viteză ridicată. La sfârşitul acestei faze particula a cedat întreaga ei cantitate de căldură substratului. Întrucât în totalitate, intervalul de timp scurs din momentul impactului până la sfârşitul acestei faze este scurt, rezultă că viteza de răcire a particulei este foarte ridicată. • Solidificarea

Solodificarea particulei fiind terminată, s-a definitivat interfaţa elementară dintre particulă şi substrat. Prin însumarea tuturor interfeţelor elementare particule-substrat se obţine interfaţa strat-substrat. Datorită răcirii particulei se produce o contracţie mecanică a acesteia. Ca urmare a acestei contracţii se manifestă aderenţa mecanică între particulă şi substrat, dar se produc şi tensiuni la nivelul interfeţei elementare şi implicit la nivelul interfeţei strat-substrat, formarea de tensiuni reziduale. Acest fenomen se produce simultan cu aderenţa şi o influenţează.

• Coeziunea Datorită presiunii de contact de valoare ridicată dintre particulă şi substrat se realizează o

coeziune între ele. • Reacţia particulelor în faza solidă

Particulele dispun în momentul impactului de o energie termică de valoare ridicată pe care o cedează substratului. Chiar dacă particulele au o masă extrem de redusă comparativ cu cea a substratului, căldura cedată de ele este suficientă pentru a provoca recristalizarea porţiunilor puternic



163

deformate ale substratului. Porţiunile deformate ale reţelei cristaline a substratului de dimensiuni comparabile cu cele ale particulei. Particulele determină în punctele de contact cu substratul o încălzire locală a acestuia.

Această încălzire provoacă transformări de fază ale substratului. Compoziţiile chimice ale particulelor şi ale substratului sunt diferite. Acest lucru favorizează formarea unor zone de reacţie între particule şi substrat. Datorită energiei de activare de la suprafaţa substratului şi de la suprafaţa particulei, energii ale căror valori cresc cu creşterea temperaturii precum şi datorită densităţii de defecte de la suprafaţa substratului, apare fenomenul de chemisorbţie. Deci în această fază a formării stratului se manifestă aderenţa fizică. Ca urmare a compoziţiilor chimice diferite se creează condiţiile de producere a difuziei la nivelul interfeţei strat-substrat. Se poate spune că în această fază a formării stratului se manifestă aderenţa difuzivă.

O reprezentare schematică a fazelor formării stratului în succesiunea lor se face în figura 3.22.

Fig.3.22. Succesiunea fazelor de formare a stratului metalizat

Din analizarea detaliată a fazelor formării stratului din momentul impactului până la apariţia

zonelor de reacţie şi a difuziei se desprind următoarele concluzii: 1. Aderenţa în metalizarea termică este un fenomen complex. În succesiunea fazelor de formare

a unui strat metalizat se întâlnesc următoarele tipuri de aderenţă: • aderenţa mecanică; • aderenţa metalurgică; • aderenţa superficială; • aderenţa fizică; • aderenţa difuzivă.

2. Fiecare din tipurile de aderenţă de mai sus acţionează printr-un mecanism bine precizat. Deci mecanismul aderenţei în metalizarea termică este de fapt o sumă de mecanisme care interacţionează.

3. Modul în care interacţionează aceste mecanisme, precum şi ponderea cu care ele intervin în procesul de formare al stratului, sunt influenţate de: • procedeul de metalizare utilizat; • materialul substratului; • materialul de metalizat.

4. Fenomenele care apar la interfaţa strat-substrat: aderenţa, transformări de fază, difuzia, tensiuni de interfaţă, nu se produc separat ci simultan, influenţând prin acţiunea lor calitatea stratului depus.

5. Aderenţa a fost studiată la nivelul interfeţei strat-sustrat, deci numai pentru interacţiuni de tipul particulă-substrat. După definitivarea interfeţei strat-substrat, particulele din jetul de metalizare se vor depune pe acelaşi tip de material, dar cu altă rugozitate şi temperatură. Avem toate motivele să presupunem că mecanismul aderenţei va avea aceleaşi componente, doar ponderea lor va fi alta.

6. Ponderea mecanismelor de aderenţă componente se modifică pe parcursul desfăşurării procedeului de metalizare.

7. Modul de interacţiune al mecanismelor de aderenţă şi ponderea lor influenţează aderenţa stratului metalizat.



164

3.4.1.2. Determinarea aderenţei.

Aderenţa se măsoară prin forţa necesară pentru desprinderea unităţii de suprafaţă a stratului de pe piesa de bază şi depinde de următorii factori:

- forma piesei metalizate: convexă, concavă sau plană; - modul de pregătire al suprafeţei de metalizat şi gradul de rugozitate obţinut, acest factor

constituind elementul de bază al aderenţei mecanice; - natura materialului de adaos, modulul de elasticitate şi coeficientul de dilatare termică; - diametrul piesei de metalizat în cazul în care aceasta are formă cilindrică; - granulaţia particulelor rezultate din pulverizarea materialului topit; - temperatura particulelor în punctele de impact; - grosimea stratului obţinut prin pulverizare;

-gradul de puritate al gazului de transport. • Aderenţa pe suprafeţe circulare convexe Aderenţa pe acest tip de suprafaţă este un caz răspândit care se întâlneşte la recondiţionarea prin

pulverizare a unor organe de maşini. La depunerea straturilor prin pulverizare, datorită răcirii şi contracţiei straturilor depuse, apare efectul de fretaj.

Calculul aderenţei, exprimată prin tensiunea σ în acest caz, se face cu relaţia:

( ) kd

hTTE⋅

⋅⋅−⋅⋅

=1

21

πα

σ

în care: σ - aderenţa stratului metalizat; E - modulul de elasticitate al materialului din stratul obţinut; α - coeficientul de dilatare termică liniară; T1 - temperatura particulelor înainte de impact; T2 - temperatura particulelor după solidificare; h - grosimea stratului metalizat; d1 - diametrul piesei înainte de metalizare; k - coeficientul de aderenţă care depinde de metoda şi calitatea pregătirii suprafeţei şi de procesul tehnologic de pulverizare.

• Aderenţa pe suprafeţe concave În acest caz nu mai apar presiuni de fretaj, ci, de la o anumită temperatură şi grosime a stratului,

apare un joc între stratul metalizat şi suprafaţa piesei. Astfel, pentru a mări aderenţa unui strat metalizat aplicat pe o suprafaţă concavă, trebuie să existe

relaţia:

12

12 TT ⋅≤

αα

în care: T2 - temperatura medie a stratului metalizat în momentul terminării metalizării; α1 - coeficientul de dilatare termică liniară a metalului piesei de bază; α2 - coeficientul de dilatare termică liniară a stratului metalizat; T1 - temperatura medie a peretelui interior al piesei în momentul terminării metalizării.

A doua relaţie arată că temperatura medie a stratului metalizat nu trebuie să depăşească o anumită limită pentru ca să existe aderenţa stratului la metalul de bază.



165

S-a constatat de asemenea că aderenţa variază cu grosimea stratului şi că se ameliorează când, în timpul metalizării, se încălzeşte exteriorul piesei, mărindu-se astfel valoarea factorului T1 din a doua relaţie.

• Aderenţa pe suprafeţe plane S-a stabilit că se poate obţine aderenţă pe suprafeţe plane atunci când există condiţiile date de

relaţia:

2

112 375,0

αα

⋅⋅≤ TT

Marginile şi colţurile, mai ales la suprafeţe plane mici, creează condiţii defavorabile aderenţei. Aceasta scade pe măsură ce creşte grosimea stratului metalizat prin pulverizare şi creşte când se încălzeşte suprafaţa destinată metalizării. • Variaţia aderenţei cu distanţa de metalizare şi orientarea jetului de particule pulverizate

Curbele de variaţie ale aderenţei cu distanţa de pulverizare pentru diferite materiale, obţinute în cursul unor metalizării cu flacără oxiacetilenică, suprafaţa de bază fiind oţel, sablată cu electrocorund sunt redate în figura 3.23.Curbele din această figură arată că aderenţa scade când distanţa de pulverizare creşte, variaţia fiind mai accentuată la oţel decât la metalele neferoase. S-ar impune deci reducerea distanţei, însă acest fapt atrage o încălzire excesivă a stratului metalizat şi a piesei de bază, cu riscuri de tensiuni, deformaţii sau fisuri ale stratului. Se recomandă, pentru obţinerea unei bune aderenţe ca primele straturi să fie depuse de la distanţe mai mici, de ordinul a 80 – 90 mm, iar restul metalizării să se efectueze de la minimum 120 mm.

0

10

20

30

40

50

60

70

80 100 120 140 160 180 200Distanţa de pulverizare [mm]

Ade

renţ

a [N

/mm

2 ]

Oţel 0,1% CCupruAluminiuZinc

Fig.3.23 Variaţia aderenţei cu distanţa de pulverizare.

În ceea ce priveşte orientarea jetului, s-a constatat experimental că rezultatele optime se obţin

în cazul când axa jetului de particule este deviată faţă de piesă cu diverse unghiuri,dar se recomandă orientarea jetului normal (perpendicular) pe suprafaţa piesei de metalizat. Însă această orientare este greu de obţinut în practică, deoarece jetul de particule de formă conică deplasându-se, diversele zone ale piesei sunt atacate mai întâi oblic de particulele periferice.

• Aderenţa în cazul unui strat intermediar Aderenţa straturilor obţinute prin pulverizare variază după natura materialului de adaos, fiind

mai mare pentru unele materiale şi mai redusă pentru altele. În acest din urmă caz, pentru a se realiza totuşi o aderenţă bună, se recurge la o pulverizare dublă, şi anume: un prim strat, intermediar,



166

între piesa de bază şi stratul definitiv, din metal cu aderenţă bună, urmat de o a doua pulverizare a materialului de interes peste acest strat intermediar, noul strat având în loc de propria sa aderenţă, redusă, o valoare mai mare datorită stratului intermediar.

• Corelaţia aderenţă - rugozitatea suprafeţei Întrucât aderenţa straturilor metalizate prin pulverizare se datorează, în cea mai mare măsură,

unui fenomen mecanic de pătrundere şi ancorare a particulelor metalice în rugozităţile suprafeţei de metalizat, este de înţeles că rugozitatea obţinută prin pregătirea suprafeţei are o importanţă deosebită. De asemenea, pentru un acelaşi grad de rugozitate, măsurat prin înălţimea asperităţilor H, aderenţa variază şi cu natura materialului de adaos, după cum se constată din figura 4.13, materialul substratului fiind oţel. 3.4.2.Factori de influenţă ai aderenţei

Fenomenul de aderenţă în metalizarea termică este influenţat de un număr ridicat de factori. Aceştia pot fi grupaţi astfel: A. Factori de proces; B. Factori în legătură cu procesul.

• A. Factori de proces. a. Materialul din care este confecţionat substratul influenţează asupra aderenţei stratului metalizat prin compoziţie chimică, structură. Utilizând acelaşi procedeu de metalizare, aceeaşi parametrii ai regimului de metalizare, aceeaşi pulbere ca material de adaos, însă utilizând diferite materiale ca substrat, se obţin valori diferite ale aderenţei. b. Tipul de aliaj care este utilizat la metalizare influenţează asupra aderenţei. Se obţin valori diferite ale aderenţei când se utilizează acelaşi substrat, acelaşi procedeu de metalizare însă se utilizează pulberi diferite. Acest lucru deoarece desfăşurarea fenomenului de aderenţă este influenţată de temperatura particulelor în momentul impactului. c. Temperatura particulelor în jetul de metalizare este un factor care are o influenţă importantă asupra fenomenului de aderenţă, cât şi asupra aderenţei stratului depus. Ea influenţează în mod decisiv starea în care se află particulele în momentul impactului. Se observă că în cazul metalizării aceluiaşi material cu procedee de metalizare diferite se va realiza o mai bună aderenţă în cazul procedeelor care asigură o temperatură mai ridicată în jet. d. Viteza de deplasare a particulelor în jet şi mai ales viteza în momentul impactului constituie un factor cu o influenţă asupra aderenţei stratului depus. În cazul procedeelor de metalizare cu flacără şi pulberi, valoarea aderenţei (caracteristica mecanică) creşte odată cu creşterea valorii vitezei de deplasare a particulelor în jet. Valoarea maximă a aderenţei se obţine pentru straturile depuse prin metalizare cu flacără prin detonare. Viteza particulelor influenţează în mod favorabil fenomenul de aderenţă. e. Mărimea particulelor care se metalizează influenţează în mod negativ fenomenul de aderenţă. În cazul metalizării cu acelaşi procedeu, cu aceeaşi parametri, cu acelaşi tip de pulbere, dar cu granulaţii diferite, se constată că aderenţa descreşte odată cu creşterea mărimii particulelor. Acest lucru poate fi explicat prin aceea că odată cu creşterea mărimii particulelor scade cantitatea de căldură pe fiecare particulă; acest lucru influenţează în mod direct starea particulei în momentul impactului. f. Efectuând experimente cu acelaşi material de metalizat, cu aceeaşi granulaţie, cu aceeaşi parametrii ai regimului de metalizare, dar variind distanţa de metalizare s-a observat că la metalizarea cu flacără aderenţa prezintă un maxim pentru distanţe de metalizare cuprinse între 150-200 mm.



167

g. La metalizarea unor piese plane s-a observat că aderenţa se modifică dacă se modifică unghiul pe care-l face axa jetului de metalizare cu suprafaţa substratului. Valorile maxime ale aderenţei se obţine când axa jetului de metalizare este perpendiculară pe suprafaţa substratului. Dacă valoarea unghiului scade sub 900 valoarea aderenţei scade pe măsura scăderii unghiului. h. Pentru procedeele de metalizare termică pentru care au fost dezvoltate şi variante de desfăşurare în incinte închise cu atmosferă controlată se observă influenţa pozitivă a acestor condiţii de desfăşurare ale procedeului asupra fenomenului de aderenţă. Exemple elocvente în acest sens sunt:

- metalizarea cu jet de plasmă în atmosferă controlată, comparată cu metalizarea cu jet de plasmă la presiunea atmosferică;

- metalizarea cu arc electric în atmosferă controlată, comparată cu metalizarea cu arc electric la presiunea atmosferică. i. Cantitatea de oxizi din stratul metalizat este un factor rezultant al procesului de metalizare, care este influenţat de condiţiile de proces şi care la rândul lui influenţează aderenţa. Influenţa acestui factor asupra fenomenului de aderenţă şi asupra aderenţei este negativă.

• B.Factori în legătură cu procesul j. Pregătirea suprafeţei substratului în vederea metalizării are o influenţă deosebită asupra aderenţei. Suprafaţa substratului constituie viitoarea interfaţă strat-substrat. Asigurând o bună pregătire a acestei suprafeţe pentru metalizare se creează condiţiile asigurării unei interfeţe continue.

O suprafaţă a substratului bine pregătită pentru metalizare corelată cu un proces de metalizare bine condus, influenţează în mod pozitiv fenomenul de aderenţă şi, implicit, calitatea stratului depus. Operaţiile necesare pentru a asigura o bună pregătire a suprafeţei în vederea metalizării sunt:

- prelucrarea mecanică pentru obţinerea rugozităţii recomandate; - curăţirea piesei prin decapare-degresare; - sablarea suprafeţei cu corindon sau cu alice de oţel; - curăţirea piesei cu ultrasunete într-o baie cu etanol pentru eliminerea eventualelor particule

de corindon rămase "agăţate" de rugozitatea suprafeţei. Această operaţie se efectuează atunci când dimensiunea piesei o permite.

- curăţirea suprafeţei substratului cu arc electric transferat. Această operaţie se utilizează în cazul metalizării cu jet de plasmă de joasă presiune. Cercetări comparative efectuate asupra utilizării acestei operaţii arată că ea are o influenţă pozitivă asupra aderenţei stratului. k. Preîncălzirea poate conduce la deformaţii ale piesei. Desfăşurarea procesului de metalizare cu preîncălzirea substratului conduce la mărirea plasticităţii substratului corelată cu plasticitatea particulelor influenţează în mod favorabil fenomenul de aderenţă. Preîncălzirea substratului înseamnă acumulare de căldură în substrat ceea ce va contribui şi la reducerea vitezei de răcire a ansamblului strat-substrat. Acest lucru favorizează aderenţa difuzivă. Deci, în cazul preîncălzirii substratului se constată o schimbare a ponderii mecanismelor de aderenţă. Va creşte ponderea mecanismelor de aderenţă metalurgică şi difuzivă şi va scădea ponderea mecanismelor de aderenţă mecanică şi fizică.

3.5. Caracteristici ale straturilor formate prin pulverizare termică 3.5.1. Caracteristici fizice ale straturilor pulverizate

• Masa specifică Straturile obţinute după pulverizarea termică nu sunt constituite din metale compacte, ci dintr-o

aglomerare de particule de metal solidificat. Între particulele solidificate după impact pe suprafaţa piesei rămân spaţii libere, constituite din pori închişi, pori deschişi sau interspaţii între pori. Din



168

cauza acestei porozităţi, straturile rezultate după pulverizarea metalelor au o masă specifică mai mică decât a materialului de adaos iniţial.

Reducerea masei specifice depinde de o serie de factori printre care: - natura materialului de adaos; - distanţa de pulverizare; - parametrii electrici în cazul pulverizării cu arcul electric; -presiunea aerului şi diametrul duzei de aer.

S-a stabilit că masa specifică a unui strat din metal pulverizat are următoarea dependenţă: - diametrul duzei de aer creşte cu presiunea aerului comprimat, sau cu unghiul de impact al

conului de pulverizare; - scade cu distanţa de la duza de aer la piesa de metalizat sau viteza de avans a sârmelor.

Aceasta deoarece în aceste cazuri stratul obţinut este mai puţin compact şi procentul de pori este mai mare.

• Porozitatea Prin analogie cu materialele obţinute prin procedeele metalurgiei pulberii, porozitatea pentru un

strat din metal pulverizat se poate considera sub două aspecte şi anume: - porozitatea gravimetrică; - porozitatea volumetrică.

Porozitatea straturilor de metale pulverizate prezintă atât avantaje cât şi dezavantaje în comportarea suprafeţelor metalizate. Dintre avantaje se pot menţiona:

- la organele de maşini recondiţionate prin pulverizare termică, porii deschişi şi cei interconectaţi din stratul obţinut, se umplu cu o cantitate de ulei care formează o rezervă de ungere în cazul unei întreruperi intempestive a circuitului de ulei. Situaţia e favorabilă la fusuri de arbori, axe, cuzineţi sau pistoane care din cauza porozităţii, se comportă pentru câtva timp ca piese autolubrifiante, îndepărtând pentru o anumită durată riscul de gripare;

- la unele maşini, cum este cazul în industria textilă sau cea alimentară, se impune ca uleiul de ungere să nu vină în contact cu produsele fabricate de aceste maşini. Acest rezultat nu se poate obţine decât prin utilizarea de cuzineţi poroşi autolubrifianţi. Dezavantajele ce rezultă în urma porozităţii sunt:

- scăderea rezistenţei la întindere şi a alungirii mecanice ale straturilor obţinute prin pulverizare termică;

- protecţia contra coroziunii a straturilor metalizate prin pulverizare termică este redusă din cauza porozităţii. Dezavantajul se remediază prin impregnare sau colmatarea porilor cu diferite substanţe.

3.5.2. Caracteristici termice ale straturilor pulverizate

• Coeficientul de dilatare termică La metalele compacte coeficientul de dilatare termică are o valoare stabilă la o anumită

temperatură sau interval de temperaturi. În cazul straturilor depuse prin pulverizare termică, valoarea coeficientului de dilatare termică variază cu parametrii metalizării şi anume pentru un acelaşi metal creşte cu greutatea specifică a stratului.

Coeficientul de dilatare termică prezintă un interes deosebit în următoarele cazuri: - la pulverizarea unor straturi de grosime mare, dacă durata metalizării este prea mare şi nu se

fac întreruperi pentru răcirea piesei, se pot produce tensiuni termice importante şi fisuri în stratul metalizat;



169

- la pulverizarea termică a suprafeţelor concave de mică curbură sau a suprafeţelor plane, în care caz valoarea coeficientului de dilatare termică condiţionează aderenţa stratului. Aderenţa scade pe măsură ce grosimea stratului şi valoarea coeficientului de dilatare termică cresc.

• Conductivitatea termică Întrucât un strat dintr-un metal depus prin pulverizare este mai puţin compact decât acelaşi

metal obţinut prin turnare sau forjare, conductivitatea termică a acestuia este mai redusă, datorită existenţei porilor între particulele solidificate după pulverizare.

3.5.3. Caracteristici electrice ale straturilor pulverizate

• Rezistivitatea Din cauza porozităţii, straturile din metale pulverizate au o rezistivitate electrică mai mare

decât metalele compacte din care provin. Un strat de zinc pulverizat are o rezistivitate de două ori mai mare, iar unul de aluminiu de cinci

ori mai mare decât a metalelor respective obţinute prin turnare. Pentru aluminiul pulverizat creşterea rezistivităţii se explică prin faptul că pelicula de oxid de aluminiu care acoperă stratul este slab conducătoare electric.

În cazul în care straturile sunt rectificate şi lustruite, rezistivitatea electrică scade cu până la 20% din valoarea iniţială.

• Proprietăţile magnetice Straturile obţinute prin pulverizarea oţelului sunt magnetice şi permit să se obţină magneţi

permanenţi. Când stratul pulverizat nu depăşeşte grosimea de 0,15 mm, iar piesa metalizată depăşeşte lungimea de 8 – 10 cm, apar poli secundari care alterează câmpul magnetic.

3.5.4 Caracteristici chimice ale straturilor pulverizate

• Compoziţia chimică Un strat de metal pulverizat prezintă, faţă de metalul de adaos, variaţii nu numai de structură, ci şi

de compoziţie chimică. Astfel, de exemplu, un strat de oţel pulverizat conţine procente mai mici de carbon, siliciu sau mangan, decât metalul de adaos din care a provenit, scăderea datorându-se oxidării unui procent din aceste elemente.

• Oxidarea particulelor Fenomenul de oxidare a particulelor metalice are loc în timpul topirii şi deplasării acestora spre

piesa de metalizat, precum şi după aglomerarea lor. Intensitatea fenomenului de oxidare depinde în principal de următorii factori:

- natura materialului de adaos; - metoda de metalizare şi tipul aparatului folosit; - distanţa de la duză la piesa de metalizat; - presiunea aerului comprimat; - diametrul duzei;

Cea mai pronunţată oxidare se manifestă în cazul metalizării cu material de adaos sub formă de pulbere. Aceasta rezultă din următoarele motive:

- flacăra este dispersă şi oxidantă; - distanţa mare care se recomandă între duză şi piesa de metalizat, de circa 150 – 200 mm,

dă o durată a deplasării particulelor mai mare; - pulberea metalică utilizată vine ea însăşi cu un procent de oxid mai mare decât metalul de

adaos sub formă de sârmă.



170

Se constată că în cazul pulberii procentul de oxid ajunge la o valoare de circa cinci ori mai mare decât în cazul metalizării cu sârmă, ceea ce are repercusiuni defavorabile asupra calităţilor mecanice ale straturilor obţinute cu pulbere ca metal de adaos.

Asupra procesului de formare a oxizilor în cazul metalizării cu flacără şi sârmă s-au emis o serie de teorii.

Oxidarea se produce mai mult la suprafaţa piesei după depunerea particulelor din cauza turbulenţei jetului de aer comprimat, care proiectează particulele.

Tabelul 3.5.Procente de oxizi obţinute pentru metalizarea cu flacără.

Materialul de adaos

Distanţa de metalizare, [mm]

Oxigen [%]

Oxid (Cu2O), [%]

Pulbere 200 2,84 25,6 Pulbere 250 3,39 30,6 Pulbere 300 3,17 28,4 Sârmă 75 1,72 15,4 Sârmă 75 1,02 9,2 Sârmă 75 0,59 5,3 Sârmă 75 0,71 6,3

În cazul în care distanţa parcursă de particule este mică, atunci acestea se deplasează într-

un mediu înconjurat de gaze de ardere, oxidarea este redusă. Dacă distanţa se măreşte, atunci mişcarea turbulentă a jetului de aer produce un amestec al

gazelor de ardere cu aerul, fapt care accentuează oxidarea. Din cauza temperaturii ridicate şi a mediului puternic oxidant, particulele metalice se

acoperă imediat după pulverizare cu un strat de oxid, care se accentuează în timpul deplasării din cauza frecării provocate de aer pe exteriorul particulelor.

Oxidarea continuă apoi după depunerea particulelor, din cauza cantităţii mari de aer care vine în contact cu stratul metalizat.

Pentru reducerea oxidării se recomandă, când se realizează straturi groase, aceeaşi precauţie ca şi pentru reducerea tensiunilor şi anume pulverizarea intermitentă, cu mici perioade de oprire şi răcire a straturilor. Incluziunile de oxizi sunt dăunătoare unei bune protecţii a straturilor metalizate prin pulverizare termică contra coroziunii, dar în cazul recondiţionării organelor de maşini uzate, prezenţa oxizilor favorizează prelucrările ulterioare ale straturilor. 3.6. COMPORTAREA STRATURILOR DIN METALE PULVERIZATE LA EFORTURI 3.6.1. Caracteristici la tracţiune

Supunând la tracţiune un eşantion obţinut prin pulverizarea unui metal, ruperea nu se va produce în secţiunile particulelor, ci după conturul acestora.

Din acest motiv rezistenţa la tracţiune a straturilor obţinute prin pulverizare termică este mai mică decât în cazul aceluiaşi metal compact. Această rezistenţă depinde de o serie de factori, cum ar fi:

- natura materialului de adaos; - metoda de pulverizare;



171

- tipul aparatului de metalizare; - porozitatea; - presiunea şi debitul aerului comprimat; - distanţa de metalizare; - procentul de oxizi; -metoda de pregătire a suprafeţei înainte de metalizare.

La unele metale sau aliaje, cum este cazul cuprului, oţelului sau alamei, diferenţa între rezistenţa la rupere prin tracţiune a metalului compact şi aceea a stratului pulverizat este destul de importantă, pe când la alte metale, de exemplu plumbul sau zincul, diferenţa este mai mică. În tabelul 3.6.sunt indicate valorile rezistenţei la rupere pentru materialul straturilor obţinute prin pulverizare termică cu flacără sau cu arc electric, la variaţii ale conţinutului de carbon. Materialul de adaos folosit a fost sub formă de sârmă.

Tabelul3.6.Rezistenţa la rupere a unor straturi obţinute prin pulverizare termică cu flacără şi arc electric.

Metoda de pulverizare termică

C, [%] Rm, [N/mm2]

Cu flacără 0,1 100 Cu flacără 0,12 106 Cu flacără 0,6-0,9 69,6-72,6 Cu arc electric 0,4 73,6-83,4 Cu arc electric 0,71 117,7 Cu arc electric 1,2 119,3-196,2

De asemenea, rezistenţa la rupere variază în funcţie de natura gazelor combustibile utilizate la pulverizare (tabelul 3.7)

Tabelul 3.7. Rezistenţa la rupere în funcţie de natura gazelor combustibile.

Rm [N/mm2] Metale şi aliaje pulverizate Acetilenă Propan Hidrogen Oţel cu 0,35% C 160 143,2 164,8 Oţel cu 1% C 113 108 118,7 Aluminiu 80,5 80 78,5 Zinc 52 44,1 80,5 Cupru 83,4 48 96,1 Alamă 71,6 56,9 100

3.6.2. Rezistenţa la compresiune

Straturile de metale pulverizate rezistă bine la compresiune, calitate importantă pentru comportarea organelor de maşini recondiţionate prin pulverizare termică.

Rezistenţa la compresiune depinde de: - distanţa de pulverizare; - presiunea aerului comprimat; - diametrul duzei de aer.



172

Astfel, rezistenţa la compresiune scade o dată cu creşterea distanţei de pulverizare, şi este direct proporţională cu presiunea aerului comprimat şi diametrul duzei de aer.

3.6.3. Duritatea Straturile din metale pulverizate sunt caracterizate prin duritate mare. O cauză a creşterii durităţii este ecruisarea stratului, provocată de loviturile succesive ale particulelor în punctele de impact. De asemenea, prin efectul jetului de aer comprimat se pot forma constituenţi de călire, ceea ce conduce la creşterea durităţii. În cazul folosirii materialului de adaos sub formă de pulbere, duritatea poate să crească şi datorită măririi procentului de oxizi.

Următorii factori determină o creştere a durităţii: - grosimea stratului metalizat; - presiunea aerului comprimat; - presiunea oxigenului şi gazului combustibil la aparatele de pulverizat cu flacăra de gaze; - viteza de avans a sârmelor în cazul metalizării cu sârmă. Scăderea durităţii este provocată de: - porozitatea stratului; -temperatura stratului după terminarea metalizării, în cazul când depăşeşte 200ºC; - distanţa de pulverizare.

În tabelul 3.8 sunt date câteva exemple ale durităţii pentru straturi obţinute din metale pulverizate cu flacără, comparativ cu durităţile metalelor respective, sub formă turnată.

Tabelul3.8. Duritatea straturilor din metale pulverizate cu flacără comparativ cu cele turnate.

Materialul Duritatea stratului

din metal pulverizat, [HB]

Duritatea metalului turnat, [HB]

Creşterea durităţii, [%]

Scăderea durităţii, [%]

Oţel moale 200-226 118 70-91 - Aluminiu 35-40 21 66-91 - Zinc 18-23 24 - 25-4 Cupru 62-91 50 24-71 -

În tabelul 3.9 se dau durităţile straturilor obţinute prin pulverizarea unor metale şi aliaje

curent utilizate. Se remarcă scăderea durităţii când distanţa de pulverizare creşte, deoarece se accentuează

porozitatea stratului obţinut prin pulverizare. S-au efectuat încercări experimentale de pulverizare termică, utilizând azot în loc de aer

comprimat, pentru a se evita oxidarea, obţinându-se însă durităţi mai reduse. De asemenea s-a constatat că efectuarea unui tratament termic de recoacere micşorează duritatea unui strat de metal pulverizat, în funcţie de temperatura şi durata tratamentului.



173

Tabelul 3.9.Durităţi ale unor metale şi aliaje pulverizate.

Duritatea stratului Materialul Forma

materialului de adaos

Procedeul de metalizare

Distanţa de pulverizare, [mm]

Vickers Brinell

Oţel cu 0,7% C Sârmă Flacără oxiacetilenică

100 236 -

Oţel cu 0,7% C Sârmă Arc electric 100 - 315 Oţel inoxidabil Sârmă Flacără

oxiacetilenică 180 - 187

Aluminiu Sârmă Flacără oxiacetilenică

100 65 -

Aluminiu Sârmă Flacără oxiacetilenică

100 - 44

Zinc Sârmă Flacără oxiacetilenică

75 26,2 -

Zinc Sârmă Flacără oxiacetilenică

125 21,3 -

Zinc Pulbere Flacără oxiacetilenică

200 28 -

Zinc Pulbere Flacără oxiacetilenică

300 19 -

Zinc Sârmă Arc electric 100 - 32 Cupru Pulbere Flacără

oxiacetilenică 200 66 -

Alamă Sârmă Arc electric 100 - 103 3.6.4. Rezistenţa la oboseală. O chestiune importantă în domeniul metalizării prin pulverizare termică pentru recondiţionarea organelor de maşini uzate, este influenţa stratului metalizat asupra rezistenţei la oboseală a acestor organe. Literatura tehnică dă în general următoarele indicaţii:

- tratamentele mecanice de suprafaţă, cum este de exemplu ciocănirea cu alice sau rularea cu role, unele tratamente termice, de exemplu călirea, sau termochimice, ca nitrurarea sau cementarea, măresc rezistenţa la oboseală a pieselor tratate;

- unele straturi metalice de acoperire, cum sunt cele obţinute prin cromare sau nichelare, care măresc rezistenţa la coroziune a pieselor de bază au un efect defavorabil asupra rezistenţei la oboseală a acestora;

- eforturile la compresiune măresc rezistenţa la oboseală.



174

3.7. PREGĂTIREA SUPRAFEŢELOR PENTRU METALIZARE Procesul de metalizare cu flacără de gaze cupride următoarele operaţii:

3.7.1. Controlul vizual al pieselor Personalul de specialitate din cadrul secţiilor de întreţinere şi reparaţii au obligaţia de a

verifica starea tehnică şi modul de funcţionare a maşinilor, utilajelor şi a instalaşiilor din dotare, în primă fază, fără oprirea acestora. În continuare se face măsurarea:

-produselor realizate cu ajutorul maşinii respective şi se constată abaterile; -parametrilor principali (viteze, temperaturi, zgomote, vibraţii, presiuni etc).

3.7.2. Curăţarea şi degresarea

Înainte de demonstrarea pe subansambluri şi piese a maşinilor, utilajelor şi istalaţiilor, se execută o prespălare în scopul îndepărtării noroiului şi a altor depuneri. Operaţia se execută cu apă rece sau caldă la presiuni de (0,5…1,0) MPa, în locuri special amenajate (platforme, rampe etc).

Adăugarea unor detergenţi în apă asigură o spălare mai bună şi mai rapidă. La reparaţii curente, se demontează numai subansamblurile defecte, iar la reparaţiile capitale,

se demontează întreaga maşină, utilaj sau instalaţie. Pentru a se crea posibilitatea constatării tehnice, sortării, recondiţionării şi montării pieselor,

suprafeţele acestora sunt supuse procesului de curăţare şi spălare: - fierberea pieselor în băi staţionare în soluţii bazice (cu până la 10 % NaOH) la temperaturi

de (80-90 )0C şi spălarea cu jeturi la presiuni de (0,3…0,5) MPa de soluţie 3% NaOH la temperaturi de (90…95)0C;

-spălarea cu jet de lichid (apă cu fosfat trisodic, sodă calcinată, azotat de sodium sau silicat de sodiu) şi limpezire cu apă caldă;

-curăţarea prin sablare cu jet de nisip, bile, alice etc; -curăţarea cu ultrasunete într-un mediu lichid, active din punct de vedere chimic; -curăţarea termochimică în soluţii de săruri topite sau baze la temperaturi de cca 4000C.

Pentru degrsarea suprafeţelor se folosesc diferiţi produşi chimici. 3.7.3. Controlul complex

Operaţiile de control a pieselor demontate, în vederea sortării lor, se efectuează prin : -control vizual, care pune în evidenţă prezenţa defectelor exterioare (rupturi, fisuri, crăpături,

deformaţii, gripări etc); -control cu mijloace universale de măsurat şi controlat sau cu dispozitive speciale pentru

determinarea mărimii uzurilor, a deformaţiilor, încovoierilor, torsionărilor, bătăilor radiale şi frontale, abaterilor de formă.

3.7.4. Pregătirea suprafeţelor de metalizat

Pregătirea suprafeţelor este cea mai importantă operaţie din întregul proces tehnologic de recondiţionare prin metalizare cu flacără de gaze.

De conceperea şi realizarea acestei operaţii, depinde aderenţa stratului metalizat pe piesa de bază. Operaţia de pregătire a pieselor în vederea recondiţionării prin metalizare cuprinde:

-prelucrarea mecanică, în vederea asigurării grosimii stratului metalizat; -prelucrarea mecanică urmată de sablare, în vederea asigurării aderenţei stratului metalizat.



175

3.7.4.1. Prelucrarea mecanică pentru asigurarea grosimii stratului metalizat

Asigură spaţiul necesar pentru metalul de adaos, care trebuie să aibă o grosime suficientă, pentru a rezista solicitărilor în timpul funcţionării pieselor.

În tabelul 3.10 sunt date valorile stratului minim depus, în cazul pieselor de tipul arborilor.

Tabelul 3.10 .Valorile stratului minim depus al metalului de adaos, în cazul pieselor de tipul arborilor

Diametrul pieselor din zona de recondiţionare, [mm]

Grosimea maximă a stratului pe rază [mm]

≤25 0,3 26...50 0,4 51...75 0,6

76...100 0,7 101...125 08 126...150 1,0

≥151 1,25

La prelucrarea pieselor cilindrice, când suprafaţa de recondiţionat este situată într-o zonă centrală (fig3.24), aceasta se prelucrează pe porţiunea uzată şi chiar pe porţiunile neuzate adiacente la un diametru dat de relaţia:

d=D-(Lu-Gm) [mm]

în care: D-diametrul iniţial al piesei, [mm]; Lu-limita maximă de uzare pe diametru, [mm]; Gm-grosimea minimă a stratului depus pe diametru, [mm].

Fig. 3.24. Prelucrarea pieselor cilindrice, când suprafaţa de recondiţionat se află într-o zonă centrală: 1-piesă; 2-spaţiul pentru stratul metalizat; D-diametrul porţiunii neprelucrate;

d-diametrul porţiunii ce trebuie metalizată.

Extremităţile zonei prelucrate se vor prelucra cu o înclinare de (15...20)0, cuţitul având la capăt o rază de (0,4...0,5) mm, pentru mărirea aderenţei.

La prelucrarea pieselor cilindrice când suprafaţa de recondiţionat se află la extremităţi (fig.3.25), deoarece stratul metalizat depus la capătul unui arbore are în zona extremă tendinţa de a se resfrânge, slăbind aderenţa, se va urmări pe cât posibil , ca prelucrarea zonei de recondiţionat să se execute ca în fig3.25 lăsându-se la marginea piesei de metalizat un prag pe o lungime de 1,5 mm.



176

Fig.3.25. Prelucrarea pieselor cilindrice, când suprafaţa de recondiţionat se află la extremităţi: a-metalizare cu prag la capătul piesei:1-piesă; 2-prag; b-metalizare fără prag şi cu strunjirea

extremităţii piesei:1-piesă;2-porţiune strunjită.

Dacă zona uzată se extinde până la capătul piesei, atunci prelucrarea se va executa ca în fig.3.20.b, extremitatea strunjindu-se cu (1,5...2,0) mm sub diametrul d pe o lungime de 1,5 mm. Prelucrarea pieselor plane, curbate sau profilate, când se recondiţionează numai o zonă uzată a acestor tipuri de piese, se execută mecanic până la dispariţia totală a urmelor de uzare.

Se prelucrează apoi marginile sub formă de coadă de rândunică în cazul pieselor cu zone uzate reduse. Pentru suprafeţe uzate mari se vor introduce şuruburi cu cap conic.

Când zona uzată este amplasată la extremitatea piesei, prelucrarea se va face ca în fig.3.26, prin executarea unor caneluri care vor împiedica răsfrângerea stratului metalizat.

Fig.3.26. Prelucrarea unei suprafeţe plane cu uzură la extremitatea piesei: 1-piesă; 2-suprafaţă de

metalizat; 3-caneluri.



177

3.7.4.2. Prelucrarea mecanică pentru asigurarea adereţei stratului metalizat Se realizează prin mai multe metode:

• Prin înfăşurarea cu sârmă, aplicată când trebuie recondiţionate suprafeţe convexe foarte dure, sau când după prelucrările anterioare în vederea metalizării, piesa a ajuns la limita inferioară a rezistenţei şi oricare alt mod de prelucrare mecanică ar putea periclita siguranţa ei în exploatare. După prelucrarea mecanică a suprafeţei pentru asigurarea grosimii necesare a stratului depus, se înfăşoară o sârmă cu diametrul de aproximativ 60% din grosimea stratului metalizat şi pasul de (4...6) ori diametrul sâmei, fixată la ambele extremităţi prin puncte de sudură pe piesă. Urmează sablarea suprafeţei respective şi suflarea cu aer uscat, pentru eliminarea particulelor abrazive rămase sub sârmă;

• Prin filetare adâncă, când se metalizează suprafeţe de piese care nu suportă solicitări mari.

Pentru asigurarea grosimii minime a stratului depus se va strunji un filet ascuţit cu un unghi la vârf de 600, dintr-o singură trecere, pentru ca flancurile filetului să prezinte cât mai multe rugozităţi, după care se va executa o aplatizare a vârfurilor prin strivire (suprafeţe convexe).

Pentru piese supuse la eforturi mici sau medii, p=(05...0,7) mm, iar pentru eforturi mari, p=(1,0...1,25) mm. Valorile vitezei periferice a piesei sunt prezentate în tabelul 3.11

Tabelul3.11 Valorile vitezei periferice a piesei de prelucrat

Material de prelucrat

Oţel moale

Oţel dur

Bronz cu staniu

Alamă Aluminiu

Viteza periferică, [m/min]

25 15 30 40 80

Pentru pregătirea suprafeţelor concave, se va efectua un filet tip fierăstrău (fig.3.27), pasul

fiind ales la fel ca la filetul ascuţit. După filetare, vârfurile filetului nu se mai aplatisează prin strivire, obţinându-se totuşi o foarte bună aderenţă.

Fig.3.27. Prelucrarea suprafeţelor concave prin filetare în vederea metalizării.1-piesă; 2-filet ascuţit tip ferăstrău.

Se recoandă a se completa procedeul prin depunerea unui strat de metal intermediar.



178

• Prin filetare vibrată, la piesele cu solicitări reduse sau când stratul depus are o grosime relativ redusă. Operaţia constă în prelucrarea unui filet asuţit pe suprafaţa respectivă, dar prin aşezarea vârfului cuţitului de strung sub axa piesei, cuţitul se montează în consolă în portcuţitul maşinii de strunjit cu (100...150)mm.

Parametrii geometrici ai cuţitului vor fi: -unghiul de degajare (γ),00; -unghiul de aşezare principal (α), (3...5)0; -unghiul la vârf (ε), (60...70)0; -unghiul de ascuţire (β), (8,5-8,7)0; -viteza periferică a piesei (vp), (6...10) m/min.

Deplasarea cuţitului de strung faţă de axa piesei şi parametrii geometrici ai filetului vibrat, pentru piese din oţel cu conţinut redus de carbon sunt prezentaţi în tabelele 3.12 şi 3.13.

Tabelul 3.12. Valoarea deplasării cuţitului de strung faţă de axa piesei de prelucrat şi a diametrului ei.

Diametrul piesei, [mm]

Turaţia piesei, [rot/min] Deplasarea cuţitului faţă de axa piesei, [mm]

<25 150 1,5 26...50 70 2,5 51...75 60 3,5 76...100 30 4,5 101...150 20 5 151...200 15 6 201...300 12 8 301...400 9 10

>400 6 14 Tabelul3.13 Valoarea parametrilor geometrici ai filetului vibrat când piesa de bază este din oţel cu

conţinut redus de carbon

Adâncimea filetului, [mm] Grosimea stratului metalizat, [mm]

Diametrul piesei, [mm]

Pasul filetului, [mm]

(0,5...1,5) >1,5 <25 0,7 0,25 0,30

26...50 1,0 0,30 0,40 51...100 1,5 0,40 0,50 101-200 1,75 0,50 0,60

>200 2,0 0,60 0,60

Se recomandă pentru îmbunătăţirea aderenţei, ca prelucrarea filetului vibrat să fie urmată de o aplatisare a vârfurilor tot prin striere.

• Prin executarea de filete elicoidale rotunde, când piesele sunt din: fontă (p=1,8 mm); oţel, aluminiu, cupru, aliaje de cupru (p=1,6 mm). Adâncimea filetului se alege (0,6...0,7)mm, iar raza la fundul filetului de 0,5 mm (fig.3.28. a).



179

În loc de filet se pot executa canale circulare (fig.3.28.b) cu lăţimea canalelor A=(1,1...1,25)mm şi distanţa dintre canale B=(0,6...0,7) mm, când piesa este din fontă sau B=0,4 mm, când piesa este din oţel, după care vârfurile filetului se vor aplatisa cu ajutorul unui dispozitiv de striat în formă de V.

În timpul executării operaţiei de metalizare, primele treceri se vor executa sub un unghi de 450 (fig.3.28.b) faţă de piesă, orientându-l la fiecare trecere în alt sens.

Fig.3.28. Prelucrarea suprafeţelor de metalizat prin executarea canalelor elicoidale: a-cuţit de strung cu vârful profilat: 1-corpul cuţitului; 2-vârful cuţitului; 3-lăţimea cuţitului; b-executarea canalelor circulare:1-piesă; 2-canale circulare; 3-adâncimea canalului;4-con de pulverizare;

A-lăţimea canalelor; B-distanţa dintre canale.

• Prin depunere iniţială de materiale sintetice pe bază de nailon, rezultat din dizolvarea a 250 g de nailon într-un litru de fenol.

Se aplică când nu există posibilitatea de sablare şi cînd piesa este supusă la eforturi minime.

3.7.4.3 Pregătirea suprafeţei de metalizat prin utilizarea de straturi intermediare de metale sau aliaje

Constă în metalizarea unui strat iniţial din metal, cu punct înalt de topire, care formează

puncte de microsudări cu piesa de bază, stratul de lucru urmând a se depune în continuare peste acest strat intermediar. Pentru obţinerea stratului intermediar se utilizează: • Molibdenul sau aliaj cu minimum 70% Mo sub formă de sârmă, topirea făcându-se cu flacără oxiacetilenică neutră, cel mult uşor oxidantă. Operaţia de metalizare se va executa menţinând capul aparatului de metalizare la o distanţă de (125...150) mm de suprafaţa piesei.

Aceste straturi intermediare se utilizează numai la piese a căror temperatură în exploatare nu depăşeşte 3000C, deoarece peste această temperatură stratul intermediar se oxidează puternic şi se desprinde de pe suprafaţa piesei. Ele nu se vor utiliza când piesele vin în contact cu substanţele corozive, decât dacă stratul de lucru depus ulterior este perfect etanş.

• Aliaje nichel-aluminiu (80%Ni+20%Al) cu următoarele avantaje faţă de molibden: -aderenţă superioară (40 Mpa) pe orice metal sau aliaj; -strat aderent până la 10500C; -porozitate mai mare.

a

b



180

Aliajul se topeşte numai în flacără oxiacetilenică cu degajare mare de căldură şi energie: 3Ni+Al=Ni3Al+153 Kj/mol Ni+Al=NiAl+134 Kj/mol 2Al+3/2O2=Al2O3+1670 Kj/mol 2NiAl+5/2O2=Al2O3+2NiO+1890 Kj/mol 2Ni3Al+9/2O2=Al2O3 +6NiO+2850Kj/mol,

rezultând o reţea de sudare care are o pătrundere de (12...15)µm în metalul piesei. • Aliaje crom-aluminiu-fier (30%Cr + 5%Al +65% Fe) care datorită reacţiei exoterme care are loc la trecerea sârmei prin flacăra aparatului de metalizat, particulele de metal pulverizat ajung la o temperatură de 25000C, creând o bună aderenţă pe piesă de (32...34) Mpa, prin formarea unor micropuncte de sudare. 3.7.4.4 Pregătirea suprafeţelor de metalizat prin sablare

Are drept scop creşterea rugozităţii suprafeţei, curate şi fără urme de lubrifianţi sau de apă. Eventualele impurităţi de pe suprafaţa piesei (vopsea, calamină, lubrifianţi etc) se vor

îndepărta iniţial prin sablare cu nisip. Parametrii tehnologici în cazul utilizării sablării cu corindon 125 sunt următorii:

-presiunea aerului comprimat (p), (0,55...0,7) Mpa; -distanţa duză-piesă (L), (80...100) mm; -diametrul ajutajului (Φd), (10...15) mm; -unghiul jetului abraziv faţă de piesă (a), (75...90)0.

Zonele adiacente care nu trebuie sablate se vor proteja cu carton, tablă subţire sau ţesături textile.

Suprafaţa piesei sablate trebuie să capete o nuanţă mată, cu rugozitate pronunţată. Sablarea cu corindon 125 este recomandată pentru orice material al piesei, iar sablarea cu

alice de oţel călit, se recomandă numai în cazul depunerilor anticorozive. Deoarece suprafaţa sablată se oxidează foarte rapid, ducând la reproducerea aderenţei sau la

inexistenţa ei, între operaţia de sablare şi operaţia de metalizare nu trebuie să existe un interval mai mare de 2 ore.

3.8. ALEGEREA MATERIALELOR DE ADAOS PENTRU PULVERIZAREA TERMICĂ 3.8.1. Sârme

• Zinc- pentru pulverizare se folosesc diferite sortimente de zin cu puritatea de peste 99%. Cu cât puritatea este mai ridicată cu atât este mai compact metalul depus şi mai bună prelucrabilitatea. Zincul este pulverizat în special pentru protecţia anticorozivă a metalelor feroase.

• Aluminiu - se foloseşte aluminiu cu puritate mai mare de 99,5 %. Deosebit de nocivă este prezenţa concomitentă în aluminiu a impurităţilor de fier şi siliciu.

• Molibdenul - se foloseşte sârmă de molibden cu o puritate de 99,95 %. Se utilizează ca strat de aderenţă şi ca strat de uzură atunci când piesele lucrează la temperaturi mai scăzute de 300 ºC.

• Staniu- se utilizează pentru pulverizarea straturilor stabile la acţiunea acizilor. • Cuprul şi aliajele sale- se folosesc în electrotehnică şi pentru straturi decorative.



181

• Bronzurile - prezintă o bună rezistenţă la coroziune, mai ales în apă de mare. • Alama - are o rezistenţă mare la coroziune şi se utilizează pentru protecţia anticorozivă a

unor repere ce vin în contact cu apa de mare. • Nichelul şi aliajele sale – se folosesc pentru protecţia la coroziune. • Crom –nichel – aliajul conţine 80% Ni , 20% Cr- nu se oxidează la temperaturi înalte şi

rezistă bine la acţiunea acizilor şi a hidroxidului alcalin. • Cupru-nichel (monel)- are o rezistenţă ridicată la coroziune la: acizi, apă sărată, soluţii

neutre şi alcaline. • Oţelurile carbon - sunt cele mai răspândite materiale, ele se pulverizează pe piesele uzate

pentru a se reface geometria acestora. Prezintă o rezistenţă scăzută la uzare, insă ea poate creşte prin introducerea unui procent ridicat de C, Mn, Cr.

• Oţelurile inoxidabile- se folosesc pentru protecţie anticorozivă şi pentru mărirea rezistenţei la uzare a unor piese.

3.8.2. Pulberi

La noi în ţară s-au realizat pulberi din sistemul Ni-Cr-B-Si, Co-Cr-C-W, NiAl care s-au dovedit a fi corespunzătoare pentru realizarea unor straturi metalizate rezistente la uzură . În compoziţia acestor aliaje nichelul reprezintă componentul principal formând o soluţie solidă, cromul reprezintă elementul care formează particule dure, borul şi siliciul dau boruri şi siliciuri binare şi ternare cu nichelul şi cromul, coboară temperature de topire a aliajelor şi contribuie la realizarea dezoxidării suprafeţelor de depunere. Duritatea aliajelor prezintă o creştere în funcţie de conţinutul de siliciu, valoarea maximă fiind de 10-13% Si. La conţinuturi mai mari duritatea scade ca urmare a creşterii cantităţii de eutectice ternare cu o fragilitate mai ridicată. Soluţia solidă pe bază de nichel la microscop se identifică uşor având structură dendritică.

3.9.TEHNICA METALIZĂRII

În vederea executării metalizării prin pulverizare, piesele de rezoluţie se fixează pe maşini de strunjit sau în dispozitive, prevăzute cu hote absorbante a particulelor de metal pulverizat şi a gazelor rezultate. Turaţia pieselor se alege în funcţie de diametrul piesei în zona de metalizat situându-se în limitele (30...60) rot/min.

După suflarea cu aer comprimat filtrat a suprafeţei sablate, se protejează suprafeţele adiacente zonei care se recondiţionează cu benzi abrazive, tablă subţire, pastă protectoare, materiale textile etc.

Temperatura de preâncălzire este în funcţie de temperatura maximă de preîncălzire a piesei pe perioada metalizării, fiind cuprinsă între (60...150)0C. Reîncălzirea se efectuează cu arzătoare oxigaz, iar cînd metalizarea se realizează cu sârmă, operaţia de încălzire se execută chiar cu aparatul de pulverizare, cu avansul sârmei oprit.

Distanţa duză-piesă este cuprinsă între (180...200)mm cu excepţia cazurilor când se pulverizează metale pentru straturile intermediare, când distanţa va fi de (125...150)mm.

Rezultatele cele mai bune se obţin când unghiul dintre suprafaţa piesei şi axa conului de metal pulverizat este de 900, putând fi micşorat pînă la 450.

Cînd suprafaţa piesei este pregătită prin filetare, înfăşurare şi executarea canalelor elicoidale, este necesar ca primele treceri să se execute cu un unghi de pulverizare de 450.

În cazul depunerii straturilor de metal mai groase de 0,5 mm, se vor lua următoarele măsuri de prevenire a fisurilor:



182

– aplicarea preâncălzirii piesei, – menţinerea piesei în stare rece, prin utilizarea unui curent de aer sub presiune orientat spre

faţa opusă celei care se metalizează; – efectuarea unei pulverizări intermitente, prin depunerea de straturi succesive, cu pauze

acordate pentru răcirea piesei. Avansul sârmei trebuie să fie mare, în caz contrar particolele pulverizate vor fi fine şi

puternic oxidate (strat fragil cu rezistenţă la oboseală redusă şi susceptibi de fisurare). Dacă viteza de translaţie a aparatului de pulverizare va fi mică, va rezulta un strat fragil, cu

tensiuni interne, iar când viteza va fi mai mare se va obţine o depunere necorespunzătoare. Porozitatea stratului metalizat constituie în general un avantaj în funcţionarea pieselor

recondiţionate prin îmbunătăţirea condiţiilor de lubrifiere. Pentru piese care lucrează în condiţii de presiuni mari, uleiul supus acestor presiuni va pătrunde în porozitatea stratului de metal dislocându-l. În acest caz, ca şi în cazul depunerilor anticorozive, după terminarea operaţiei de pulverizare şi înainte de prelucrarea mecanică finală se execută o împregnare cu: -lac de bachelită diluat în alcool etilic concentrat într-o proporţie de (60...60)% care asigură o bună rezistenţă la agenţii chimici până la aproximativ 2500C;

-clorură de polivinil pentru straturile din aluminiu sau zinc, în scopuri anticorozive; -răşini aurinice pentru straturi din orice metal.

3.9.1. Prelucrarea suprafeţelor metalice

Au ca scop aducerea acestora la dimensiunile şi formele geometrice iniţiale, prin trei metode.

3.9.1.1. Prelucrarea prin strunjire

Se aplică numai în cazul straturilor depuse cu duritatea HB< 40 HRC, respectându-se următoarele:

-straturile din oţel se vor strunji cu cuţite armate cu plăcuţe din carburi metalice ; -la straturile din metale neferoase se folosesc cuţite din oţel rapid şi răcire cu lichide

de aşchiere; -cuţitele să fie bine ascuţite, pentru a se evita smulgerea particulelor metalice; -între terminarea metalizării şi începerea prelucrării este indicat să se lase un interval

de câteva ore pentru ca stratul depus să se stabilizeze; -se vor utiliza valori restrânse pentru parametrii de lucru;

Cuţitele de strung pentru strunjirea straturilor din oţel se vor ascuţi la următoarele valori: -unghiul de degajare (γ), -50; -unghiul de aşchiere (α), 120,

-unghiul de atac principal (λ), 600; -unghiul de atac secundar, (λ1), 100; -raza de racordare la vârf (r), (1,0...1,5)mm.

3.9.1.2. Prelucrarea prin aşchiere Se realizează cu respectarea parametrilor prezentaţi în tabelul 3.14



183

Tabelul 3.14. Parametrii prelucrării prin aşchiere a suprafeţelor metalizate.

Natura stratului depus

Viteza de aşchiere, [m/min]

Adâncimea de aşchiere, [mm]

Avansul, [mm]

Oţel cu HB≤40 10...15 0,2...0,3 0,1 Bronz sau alamă 20...25 0,3...0,4 0,2...0,3 Aluminiu sau zinc

30...40 0,3...0,5 0,3...0,5

3.9.1.3. Prelucrarea prin rectificare

Se realizează cu aceeaşi parametrii ca prelucrarea pieselor din fontă şi se aplică în general straturilor metaluzate din oţel.

Se va utiliza lichid de răcire din abundenţă, piatra de rectificat având o granulaţie mare.

3.9.2. Controlul, probele, încercările şi recepţia pieselor şi subansamblurilor recondiţionate.

Calitatea unei piese (subansamblu) recondiţionate este caracterizată de precizie (dimensională, de formă geometrică şi de poziţie), rugozitatea suprafeţelor, proprietăţile fizico-mecanice (rezistenţa, durittea superficială), echilibarare statică şi dinamică, defecte interioare şi exterioare (fisuri, crăpături, pori, exfolieri etc.).

Calitatea recondiţionării se apreciază prin mărimea parametrilor funcţionali (putere, debit, presiune, viteză etc.).

Precizia dimensională, de formă geometrică şi de poziţie are în vedere controlul: rectilinităţii, planeităţii, perpendicularităţii, coaxialităţii, bătăii radiale şi frontale etc. Rugozitatea suprafeţelor se determină prin metode fără contact şi metode cu contact.

Metodele de determinare a durităţii se clasifică în funcţie de forţa care acţionează asupra penetratorului în metode statice şi metode dinamice. Determinare durităţii se realizează prin metodele: Brinell (HB), Rockwell (HR), Vickers (HV), Shore. Duritatea se mai determină şi prin alte metode mai puţin precise, metoda zgârierii, metoda rulării cu bile, metode magnetice, electrice şi altele.

Controlul defectelor interioare sau de suprafaţă ascunse ale pieselor recondiţionate se face prin metode distructive şi metode nedistructive.

Metodele pentru controlul etanşeităţii sunt: prin determinarea variaţiei presiunii(proba hidraulică, proba de presiune cu aer comprimat şi metoda de control cu vas compensor), cu gaze trasoare şi cu bule de gaz în lichid.

3.10. NOXE LA PULVERIZAREA TERMICĂ 3.10.1. Surse de noxe la pulverizarea termică.

În esenţa sa, pulverizarea termică se bazează pe topirea şi atomizarea materialului de adaos (funcţional) de către o sursă termică concentrată şi proiectarea lui (pe principii aerodinamice) pe substrat.



184

Noxele rezultate pe parcursul lucrărilor de pulverizare termică a materialelor metalice sau ceramice sunt rezultatul procesului fizic în care materialul depus este topit (uneori şi vaporizat) şi mai atopizat în stare topită de către un jet de aer comprimat sau gaz şi proiectat către substrat (material de bază).

Deoarece legătura strat-substrat este strict mecanică, fără fenomene de aliere cu substratul, nu apar fenomene de topire ale acestuia, motiv pentru care acesta nu va contribui semnificativ la formarea noxelor- figura 3.29. Aceasta este o deosebire esenţială faţă de procedeele clasice de acoperire prin sudare, la care topirea substratului se reflectă în modificarea compoziţiei chimice a fumului emis.

Proces

Substanţenocive

GazeFumPrafRadiaţii

Design Procedura

Parametri deproces

Starea suprafeţei

Material de adaos Material de bază

agenţi contaminanţiacoperiri

sârmăpulbere

metalicmetalic/nemetalicnemetalic

Consumabilegaze de lucru

Fig. 3.29 Factori de influenţă ai emisiei de noxe.

Rolul determinant în cantitatea de noxe formate îl au: procedeul de pulverizare, materialul de

adaos şi procedura de lucru (parametrii de proces). De aceea, în sistemul funcţional al pulverizării termice se disting trei surse de noxe:

• sursa termică concentrată; • contactul cu mediul de lucru prin atomizarea în jet de gaze neutre sau active; • materialul funcţional (pulverizat).

Mediul de lucru se consideră a fi activ atunci când reacţionează cu materialul pulverizat caracteristic surselor termice concentrate utilizate la pulverizaret:

• temperatură ridicată; • activitatea faţă de materialul funcţional aflat în stare topită; • distanţa şi viteza de atomizare.

Deoarece fenomenele au un caracter termic şi dinamic pronunţat, ele sunt însoţite de emisii cu caracter radioactiv, dintre care se remarcă radiaţiile (IR, UV) zgomotul- figura 3.30



185

IRUV

Zgomot

PrafFum

Stra

t

Subs

trat

Sursa termică

Fig. 3.30. Tipuri de noxe la pulverizarea termică.

Datorită elementelor menţionate anterior, valorile maxime ale tipurilor de noxe sunt caracteristice fiecărui procedeu în parte, iar unele elemente sunt, în particular, caracteristice fiecărei familii de materiale pulverizate. Tabelul 3.15 reprezintă valorile limită pentru diferiţi parametrii poluanţi ai pulverizării termice.

Tabelul 3.15. Valori limită ale principalilor factori poluanţi la pulverizarea termică.

LVOF HVOF Arc Plasmă Plasma indusă Temperatura Max.2760 Max.3350 2220-8300 2220-8300 Max.16500 Viteza 60-215 765-1220 235-335 235-335 235-500 Distanţa de pulverizare, cm

10-25 15-45 5-15 5-15 7-20

dB (nivel sunet) 110 150 115 132 132 LVOF-Low Velocity Oxy-Fuel-Pulverizare cu flacăra de viteză redusă (procedeu clasic). Atomizarea în jet de gaze are capacitatea generării de noxe solide pe trei căi: – vaporizarea elementelor/componentelor materialului funcţional; – formarea de compuşi de reacţie (reacţia dintre materialul pulverizat şi atmosfera de lucru); – împrăştierea materialului pulverizat de către agentul de antrenare.

3.10.2.Vaporizarea materialului funcţional

Materialele aparent inerte la temperatura camerei devin reactive la temperatura de pulverizare. Cauzele sunt atât schimbarea de fază solid-lichid care activează energetic atomii de pe suprafaţa materialului funcţional, cât şi atomizarea, care măreşte suprafaţa de contact a materialului pulverizat cu mediul de lucru. Se disting două mecanisme:

-reacţia atmosfera de lucru-material pulverizat; -evaporarea materialului pulverizat şi reacţia cu atmosfera de lucru.



186

Reacţia atmosferă de lucru-material funcţional are ca efect formarea de oxizi cu diferite grade de oxidare şi nitruri, precum şi eliberarea de produse nereacţionate (în cantităţi mici). Mecanismele de "poluare" au la bază următoarele mecanisme:

• Oxidarea şi nitrurarea materialelor funcţionale (metale, carburi, pulverizare atmosferică); • Carburare, nitrurare (pulverizare reactivă). Natura compuşilor solizi, fie sub formă de fum (particule solide-aerosoli-cu diametrul

aerodinamic mai mic de 1 µm) este dependentă atât de sursa termică, de mediul de antrenare al particulelor, dar şi de natura materialului atomizat.

Noxele de natură solidă provin în exclusivitate din materialul pulverizat, iar substratul nu are nici un efect asupra cantităţii de noxe solide generate.

În funcţie de procedeul de pulverizare (limita depunerii unor clase de materiale) se pot evidenţia principalele categorii de noxe solide-tabelul 3.16-bazate pe natura materialelor tipice fiecărui procedeu.

Tabelul 3.16 Emisii de noxe. Materiale şi procedee.

Procedeu Materialul pulverizat Componente critice Aplicaţie

Zn, Al ZnO, total fum, NO2 Acoperiri anticorozive Zn, Al, ZnAl.

Mo Total fum, NO2 Acoperiri antifricţiune Mo Aliaje FeCr Total fum,Cr2O3, NO2 Acoperiri antiuzură,

anticavitaţie Aliaje FeCrNi(Cr<27%) Total fum, oxid Ni Ni<22% NO2 NiAl Oxid de Ni,No2 Straturi de aderenţă NiAl

LVOF

CuO, Cu2O, SnO, ZnO, Al2O3

Oxizi Cu, ZnO, total fum, NO2.

Recondiţionare lagăre de alunecare, bronzuri, alame.

Aliaje FeCr Cr2O3, NO2 Acoperiri antiuzură aliaje NiCrBSi

NiCrBSi Total fum, oxizi, Ni, NO2 Acoperiri antiuzură aliaje NiCrBSi LVOF

pulberi CoCrW Total fum, Cr2O3 Acoperiri antiuzură şi

anticoroziune CoCrW(STELLITE)

Fe3O4 Cr2O3, total fum Acoperiri antiuzură aliaje Fe NiO,WO,SiO2 NiO, total fum,NO2 Acoperiri antiuzură aliaje

NiCrBSi CoCrW Total fum, Cr2O3, NO2 Acoperiri antiuzură şi antico-

roziune CoCrW(STELLITE) HVOF

Ceramice oxidice (TiO2, Cr2O3, Al2O3)

Total fum, NO2 Straturi antiuzură,bariere termice.

NiAl Oxizi Ni,UV,O3, zgomot Straturi de aderenţă NiAl. APS Ceramice oxidice

(TiO2,Cr2O3,Al2O3) Total fum, UV, O3, zgomot.

Straturi antiuzură, bariere termice.

CuSn,CuZn Oxizi Cu şi Zn, total fum, UV, O3, zgomot

Recondiţionare lagăre de alunecare, bronzuri, alame.

Zn, ZnAl ZnO,total fum, UV, O3, zgomot

Acoperiri anticoroziune Arc

FeCr Cr2O3, total fum, UV, O3 Acoperiri antiuzură



187

Cele mai ridicate valori ale emisiei de particule se înregistrează la procedeele cu plasmă, mai

ridicate decât la procedeele cu arc sau cu flacără. Deoarece randamentul depunerii depăşeşte rar 70%, în toate variantele pulverizării se ajunge

la depăşirea cantităţii de pulberi în suspensie de 6 mg/m3, care reprezintă limita superioară a concentraţiei admise în atmosferă.

Evaporarea materialului funcţional este un fenomen cu efect semnificativ la pulverizarea produselor cu temperatura redusă de vaporizare (zinc) şi are, ca rezultat, în majoritatea cazurilor formarea de compuşi de reacţie cu atmosfera de lucru.

Procedee de pulverizare cu flacără clasice (" LVOF") Substanţele solide şi componentele gazoase sunt generate pe întreaga durată a procesului de

pulverizare termică. Compoziţia chimică a particulelor (fum,praf) corespunde în linii mari compoziţiei chimice a materialului pulverizat.

Nivelul zgomotului are valorile cele mai reduse (aprox.110 dB), depăşind însă limita maximă admisibilă. Valoarea intensităţii nivelului de zgomot este dependentă de varianta procedeului (mai ridicată la varianta cu sârmă şi redusă la varianta cu pulberi) şi este mult afectată de valoarea parametrilor de regim, presiune a aerului comprimat şi distanţa de pulverizare.

Deoarece procedeele utilizează flacăra oxi-acetilenică sau oxi-propan, principalele noxe gazoase sunt oxizii de azot, a căror formare este caracteristică procedeelor oxi-gaz.

Un caz aparte este cel al retopirii depunerilor ("Metalizare la cald"), unde emisia de oxizi ai azotului este apropiată sau egală cu valoarea emisiei la îndreptarea cu flacără.

Procedeul prezintă radiaţii numai în spectrul vizibil şi infraroşu, dar nu în spectrul ultraviolet. La pulverizarea cu sârmă din aliaje FeCrNi, proporţia Cr, Ni şi Mo în fumul produs este comparabil cu cea din materialul pulverizat.

Emisia specifică are cea mai redusă valoare la pulverizarea sârmelor din aluminiu (6-8g/Kg metal depus), alte materiale având valori comparabile (zinc, oţeluri CrNi 20-35 g/Kg).

Pulverizarea cu arc utilizează ca sursă termică arcul dintre cele două sârme-material de adaos.

Valorile maxime ale emisiei de fum se înregistrează la pulverizarea aluminiului (peste 90 g/Kg metal depus) în timp ce la metalizarea oţelurilor CrNi, zincului şi bronzurilor cu aluminiu are valori mai reduse (35-45g/kg metal depus).

Emisia este deosebit de sensibilă la principalii parametri de proces: puterea arcului electric, natura materialului pulverizat, diametrul sârmei, presiunea aerului comprimat. Diametrul particulelor de fum este semnificativ mai redus decât la pulverizarea cu flacără, media fiind sub 1µm.

Radiaţia luminoasă se regăseşte, preponderent, în spectrul ultraviolet şi duce la formarea ozonului-noxa gazoasă-în cantităţi, relativ ridicate.

Emisia sonoră (zgomot) este comparabilă cu pulverizarea cu flacără şi sârmă, depăşind rar 110 dB, dar se situează peste limitele maxim admisibile.

Procedee de pulverizare cu plasmă. Principalele noxe la pulverizarea în plasmă sunt aerosolii, radiaţia ultravioletă şi sonoră.

Substanţele solide şi componentele gazoase sunt generate pe întrega durată a procesului de pulverizare termică. Compoziţia chimică a particulelor (fum, praf) corespunde în linii mari compoziţiei chimice a materialului pulverizat, cu observaţia că se sudează la nivele superioare pulverizării cu flacără datorită diametrului redus al pulberilor. Nivelul emisiei de aerosoli depinde de parametrii de proces şi este influenţat de:

-puterea jetului de plasmă: creşterea puterii scade, în general, pierderile şi reduce cantităţile generate de aerosoli;



188

-materialul pulverizat; -distanţa pistol-piesă: creşterea distanţei intensifică formarea de aerosoli. Nivelul zgomotului are valori deosebit de ridicate (peste 130dB), depăşind mult limita

maximă admisibilă. Valoarea intensităţii nivelului de zgomot este dependentă de varianta procedeului, cu valori maxime la pulverizarea atmosferică şi este mult afectată de valoarea parametrilor de regim (puterea jetului de plasmă, debit de gaz plasmagen, distanţa de pulverizare). De aceea, se recomandă realizarea lucrărilor de pulverizare în jet de plasmă în incinte închise folosind manipulatoare, în absenţa operatorului. 3.10.3. Metode specifice de protecţie

Deoarece emisiile de noxe (solide, gazoase, radiative) se situează, în cazul pulverizării termice, la valori extrem de ridicate, măsurile de protecţie a operatorului şi ale mediului trebuie să fie excepţionale.

În ceea ce priveşte dotările minimale, măsurile de protecţie sunt asemănătoare cu particularităţile determinate de procedeu. În funcţie de locul unde se desfăşoară lucrarea şi procedeul de pulverizare, se disting următoarele sisteme:

Pulverizare cu flacără şi arc.

a. Lucrări în aer liber (recondiţionare suprafeţe anticoroziune) • Masca de protecţie (praf) la operator; • Ochelari de protecţie pentru procedee oxigaz (pulverizare cu flacără). • Masca cu filtru de radiaţii ultraviolete (pulverizare cu arc electric, plasmă).

b. Lucrări în incinte închise, efectuate manual sau mecanizat • Ochelari de protecţie pentru procedee oxigaz (pulverizare cu flacără); • Sistem de exhaustare (hota) cu capcana pentru pulberi; • Schimbătoare de căldură pentru reducerea pierderilor de căldură (iarna) Pulverizarea cu jet de plasmă Lucrările de pulverizare cu jet de plasmă se execută în mod uzual în incinte închise.

Condiţiile de lucru impun: • Masca cu filtru pentru radiaţii ultraviolete; • Sistem de exhaustare (hota) cu capcana de pulberi; • Schimbătoare de căldură pentru reducerea pierderilor de căldură (iarna). Dimensionarea sistemelor de exhaustare Dimensionarea sistemelor de exhaustare pentru pulverizare termică trebuie să aibă în vedere

captarea tuturor pulberilor în suspensie din atmosfera de lucru şi colectarea lor în vederea depozitării.



189

CAPITOLUL 4.

CALCULUL COSTURILOR ÎNCĂRCĂRII CU SUDURĂ

Costurile aferente încărcării cu sudură constituie unul din factorii de decizie care concură la

stabilirea tehnologiilor de sudare ale pieselor încărcate. Costurile încărcării cu sudură se compun în principal din următoarele elemente de calculaţie:

costul materialelor de adaos, costul manoperei, costul energiei electrice şi costurile indirecte ale unităţii productive, evidenţiate prin cheltuielile de regie.

În toate cazurile costurile sunt determinate în ultimă instanţă de cantitatea de metal depus GMD pentru realizarea unei piese încărcate. GMD se poate stabili pe baza volumului de încărcat V şi a masei volumice a metalului depus ρ. În acest scop se utilizează relaţia:

GMD=ρV,

care este valabilă pentru încărcarea piesei cu un singur material şi un singur procedeu. Dacă se folosesc mai multe materiale relaţia de mai înainte devine:

GMD=∑=

n

iiiV

1

ρ

în care ρi şi Vi sunt masa volumică şi respectiv volumul metalului depus din materialul i.

4.1. COSTUL MATERIALELOR DE ADAOS

Materialele de adaos folosite la încărcare se diferenţiază în funcţie de procedeele de sudare şi de tipul acestora pe mărci de fabricaţie şi preţuri de cost. Astfel, electrozii înveliţi se utilizează la încărcarea manuală, cuplurile sârmă-gaz şi sârmele tubulare la sudarea semimecanizată sau eventual mecanizată.

Materialele consumate Gp la încărcarea unei piese se pot determina cu relaţia

Gp= ∑∑==

+n

iiiii

n

iiii VbaVa

11

ρρ ,

În care: a sau ai şi respectiv b sau bi, sunt coeficienţi ce depind de procedeul de sudare şi de

natura materialelor utilizate. Limitele de variaţie a acestora sunt următoarele: − a=1,25…1,50; b=0,05…0,14 pentru sudarea cu electrozi înveliţi; coeficientul de

pierdere prin capete de electrozi , stropi, zgură etc; − a=1; b=0,001…0,03 în cazul sudării sub strat de flux, pentru sârmă şi respectiv

a=1,1…1,2; b=0 pentru flux; − a=1; b=0,03…0,05 la sudarea în mediu de gaz protector cu sârme pline; − a=1,15…1,4; b=0,03…0,05 la sudarea cu sârme tubulare.

Consumul de gaz, G1, la sudarea în mediu de gaz protector se determină cu relaţia

G1=Dts, în care: D este debitul de gaz; ts timpul de sudare.



190

Costul materialelor de adaos CMA, utilizate la încărcarea unei piese se determină cu relaţia

CMA= ∑=

+n

iiiiii pbVa

1

)1(ρ

în care pi este preţul unitar. 4.2. COSTUL MANOPEREI

Timpul necesar pentru încărcarea cu sudură a unei piese, în anumite condiţii de dotare cu utilaje şi accesorii, numit normă de timp NT se compune din: timpul de bază Tb, timpul auxiliar Ta, timpul de pregătire- încheiere Tpi, timpul de deservire a locului de muncă Td şi timpul de odihnă şi necesităţi fiziologice T0. NT poate fi determinată cu relaţia:

NT=Tb+Ta+Td+T0+

r

pi

nT

,

în care nr reprezintă numărul pieselor din seria de fabricaţie.

Timpul de bază, Tb, este timpul în decursul căruia se realizează efectiv depunerea. Timpul de bază depinde de cantitatea de metal ce trebuie depusă şi se calculează cu relaţia:

Tb=( )∑

=

+n

i sii

iiii

IbVa

1

1α

ρ ,

în care: ai este coeficientul de topire, Isi este curentul de sudare prescris materialului i.

Valorile coeficientului ∝i sunt cuprinse între 8 şi 20 g/Ah. Timpul auxiliar, Ta se compune din timpul ajutător necesar pentru desfăşurarea sudurii

(controlul suprafeţei de încărcat, înlocuirea electrozilor, curăţirea cordoanelor de sudură, etc.) şi timpul pentru manevrarea piesei(aşezarea şi fixarea, scoaterea din dispozitiv, manipularea, etc.). Ta se poate determina cu relaţia:

Ta=( )∑

=

+n

i sii

iiiii

ICbVa

1

1α

ρ ,

în care Ci este un coeficient cu valori cuprinse între 0,2 şi 0,6.

Timpul de deservire a locului de muncă Td este de cca. 3…5% din Tb+Ta. În acest timp se includ o serie de activităţi ca: cuplarea şi decuplarea utilajelor de lucru; aşezarea SDV-urilor; reglarea utilajelor tehnologice, etc.

Timpul de odihnă şi necesităţi fiziologice se stabileşte la 5...15% din Tb+Ta. Timpul de pregătire încheiere Tpi se apreciază ca fiind cuprins între 2 şi 4 % din Tb+Ta pentru

producţia de serie şi mult mai mare pentru unicate. Cu aceste precizări NT se poate exprima prin relaţia:

NT= ( )( )∑=

+++

++n

i rsii

iiiii

nICbV

1

04,0...02,015,0...005,005,0...03,0111α

ρα .



191

Costul manoperei de încărcare a unei piese, CM1, se poate determina cu relaţia:

CM1=( )( )

∑=

+++

++n

i rsii

iiiiMi

nICbVC

1

04,0...02,015,0...005,005,0...03,0111

αρ

,

în care: CMi este retribuţia unitară (orară) a operatorului utilizat pentru depunerea materialului i. 4.3. COSTUL ENERGIEI ELECTRICE

Consumul de energie se poate lua cu aproximaţie 3,5...4 kWh/kg, la încărcarea cu transformator de sudare şi 6...8 Wh/kg, la încărcarea folosind agregate de sudare. În aceste condiţii, costul energiei electrice se poate stabili cu relaţia

CE= ( )∑ ⋅+ febVa iiii 1ρ ,

în care: e este un coeficient egal cu 3,5...4, la sudarea cu transformator şi 6...8 la încărcare folosind agregat de sudare; f este preţul unitar al energiei electrice. 4.4. REGIA

Prin regie se evidenţiază cheltuielile indirecte efectuate de unităţile productive. În acestea sunt incluse: apa, căldura, lumina, ventilaţia, întreţinerea echipamentelor, materialele mărunte perisabile, retribuţiile personalului auxiliar TESA etc.

Regia se calculează estimativ. În acest scop se poate utiliza relaţia:

CR=(1…2,5) CM1, în care CR este costul aferent regiei. 4.5.COSTUL TOTAL AL ÎNCĂRCĂRII

Costul total al încărcării cu sudură Cii a unei piese dintr-o producţie oarecare se poate determina pe baza metodelor clasice de calculaţie a costurilor cu relaţia

( )( )

( )iisii

riMi

iiiiii RefpI

nCC

bVaC +⋅

++

++++

⋅+= ∑ 1

04,0...02,015,0...05,005,0...03,0111

αρ

în care iR este rate regiei de întreprindere.



192

BIBLIOGRAFIE SELECTIVĂ Din România

1. Andreescu, F. s.a-Echipamente pentru sudare. Editura Lux Libris,Braşov 2004 2. Binchiciu, H. , Iovănaş, R.-Încărcarea prin sudare cu arcul electric. Editura Tehnică,

Bucureşti 1992. 3. Cândea, V. –Metalurgia sudării, Tom II, Vol 5. Editura Lux Libris, Braşov 1999. 4. Chişe, P..- Cercetări privind eleborarea unor electrozi tubulari pentru încărcarea prin

sudare –Teză de doctorat- Universitatea Transilvania, Braşov 2003. 5. Chişe, P.,Iovănaş, R.-Tubular Electrodes for high Performance Hardfacing-

International Simposion-"WELDING-96", Belgrad 1996. 6. Chişe, P., Iovănaş, R.-Aspecte tehnologice şi economice la încărcarea prin sudare cu

electrozi tubulari- Conferinţa ASR- "Sudura- perspective pentru noul mileniu", Cluj Napoca, 26-27 septembrie 20001.

7. Deheleanu, D.- Îmbinări sudate eterogene, SID-106-OID-CM, Bucureşti 1991. 8. Deheleanu, D.- Sudarea prin topire. Editura Sudura, Timişoara 1997. 9. Drăguţ, L. , Şerban, F. –Dezvoltarea materialelor pentru sudare în România-Realizări

şi tendinţe-Conferinţa Internaţională-"Pulverizarea termică"-ISIM, Timişoara 2000. 10. Dumitrescu, T. ş.a.-Tehnologii pentru creşterea rezistenţei la uzare, ISIM-OID-CM-

Bucureşti 1985. 11. Iovănaş, R.-Procedee moderne de recondiţionare-notiţe de curs-Universitatea

Transilvania, Braşov. 12. Iakobescu, G., Solomon, Gh., Tonoiu, I. –Procedee şi tehnologii speciale de sudare-

Editura BREN- Bucureşti 1999. 13. Machedon, T.P., Andreescu Fl.G.-Materiale metalice pentru produse sudate TOM II,

Vol.1, Editura Lux Libris, Braşov 1996. 14. Micloşi, V., Scorobeţiu, L. ş.a-Bazele procedeelor de sudare, Editura Didactică şi

Pedagogică, Bucureşti 1982. 15. Micloşi, V. –Tratamente termice conexe sudării prin topire a oţelurilor- Vol I şi II-

Editura Sudura, Timişoara 20003. 16. Miloş, L.- Studiul straturilor intermediare folosite la sudarea şi încărcarea oţelurilor

aliate-Teză de doctorat IPTV-Timişoara 1987. 17. Pavelescu, D.-Tribotehnica, Editura Tehnică, Bucureşti 1984. 18. Popovits, D., Subu, T. -Bimetale, Editura Facla, Timişoara 1982. 19. Sălăgean, T. -Sudarea cu arcul electric, Editura Facla, Timişoara, 1977. 20. Scorobeţiu, L. -Procedee de îmbinare a materialelor speciale, Universitatea

Transilvania din Braşov, 2000. 21. Subu, T. ş.a. –Încărcarea prin sudare şi metalizare pentru recondiţionarea pieselor şi

fabricarea de piese noi, ISIM-OID/CM, Bucureşti, 1992. 22. Subu, T. ş.a.-Încărcarea prin sudare şi metalizare pentru recondiţionarea pieselor şi

fabricarea de piese noi ISMR-OID/CM-1992. 23. Surgean, I.-Electrozi, fluxuri şi sârme pentru sudare, Editura Facla Timişoara, 1976.



193

24. Tomescu, D. ş.a.-Metode procedee şi tehnologii de recondiţionare a pieselor de la utilajele agricole, Editura Ceres Bucureşti 1987.

25. TIMASUD-S.A. Timişoara-Materiale pentru sudare încărcare şi lipire fabricate în România, Editura 2B 1998.

26. Vaş, N. ş.a.- Aplicaţii industriale ale plasmei termice, Editura Facla, Timişoara 1997. 27. Lucrările Conferinţei Internaţionale "Pulverizarea Termică"-ISIM, Timişoara 20-21

iunie 2000. 28. Lucrările Conferinţei Internaţionale de sudură "Realizări şi perspective în fabricaţia

structurilor sudate", Bucureşti 2003. 29. Colecţia revistei SUDURA-ASR. 30. Colecţia revistei PRACTICIANUL SUDOR-ASR. 31. Colecţia de standarde în domeniul SUDĂRII şi tehnicile conexe-Vol 1-8, Editura

Sudura. Din străinătate Colecţiile de reviste de specialitate şi publicaţii ale firmelor producătoare de echipamente pentru sudare şi materiale de adaos:

1. AVTOMATICESKAIA SVARKA 2. CASTOLIN EUTECTIC 3. CHINA WELDING 4. DER PRACTIKER 5. EUROJOINT-2 6. JOURNAL OF THERMAL SPRAY TEHNOLOGY 7. REVUE DE LA SOUDURE 8. SCWEISEN UND SCHNEIDEN 9. SOULDATURA Y TEHNOLOGIAS DE UNION SVETSAREN-ESAB 10. SOUDAGE ET TEHNIQUE CONNEXES 11. SOUDER 12. TRITEN International Ltd-Vidaloy-Tubular Hardfacing Electrodes 13. ZVARANIE-WELDING 14. WELDING & CUTTING 15. WELDING & METAL FABRICATION 16. WELDING & AND JOINING 17. WELDARC-Tubular Hard facing. 18. WELLLWELD New Zeeland Hard facing Electrodes 19. WOKA Schweiss tehnik – Wolfram carbid produkte 20. UNITED THERMAL SPRAY CONFERENCE – GERMAY- Duseldorf 1999



194

UNIVERSITATEA ”TRANSILVANIA” DIN BRAŞOV

IOVĂNAŞ RADU IOVANAŞ DANIELA MARIA

RECONDIŢIONAREA ŞI REMANIEREA PRODUSELOR SUDATE

BRAŞOV - 2005



CURS_RRPS

Documents

Transcript of CURS_RRPS