Home - Rasfoiesc.com
Educatie Sanatate Inginerie Business Familie Hobby Legal
Meseria se fura, ingineria se invata.Telecomunicatii, comunicatiile la distanta, Retele de, telefonie, VOIP, TV, satelit




Aeronautica Comunicatii Constructii Electronica Navigatie Pompieri
Tehnica mecanica

Tehnica mecanica


Index » inginerie » Tehnica mecanica
» BAZELE TEORETICE SI PRACTICE ALE SUDARII MIG/MAG


BAZELE TEORETICE SI PRACTICE ALE SUDARII MIG/MAG




BAZELE TEORETICE SI PRACTICE ALE SUDARII MIG/MAG

1.1 Definirea si clasificarea procedeului

Procedeul de sudare MIG/MAG face parte din grupa procedeelor de sudare prin topire cu arcul electric in mediu de gaze protectoare. In functie de caracterul electrodului aceasta grupa cuprinde doua subgrupe mari:




>      procedee de sudare cu electrod fuzibil;

>      procedee de sudare cu electrod nefuzibil.

In figurile 4 si 5 se prezinta structura genealogica a procedeelor de sudare prin topire cu arcul electric in mediu de gaze protectoare, cuprin­zand abrevierile specifice fiecarui procedeu intalnite in literatura de spe­cialitate, atat in limba romana cat si in limba engleza.

Abrevierile din cadrul figurilor au urmatoarele semnificatii:

SAEGP (GSAW): sudarea cu arcul electric in mediu de gaze protec­toare;

SAEEF (GMAW): sudarea cu arcul electric cu electrod fuzibil;

SAEEW (GTAW): sudarea cu arcul electric cu electrod nefuzibil;

MAG: sudarea in mediu de gaze protectoare active;

MIG: sudarea in mediu de gaze protectoare inerte;

WIG (TIG): sudarea cu electrod nefuzibil cu arc electric liber;

SPW ( PAW ): sudarea cu electrod nefuzibil cu arc electric constrans (sudarea cu plasma);

MAG C: sudarea MAG cu bioxid de carbon 100%;

MAG M: sudarea MAG cu amestecuri de gaze (Mischgas).

Ramurile de sus ale arborelui genealogic cuprind principalele tipuri de arce, respectiv modurile de transfer al picaturii de metal specifice sudarii in mediu de gaze protectoare MIG/MAG:

arc scurt: transfer prin scurtcircuit (short arc);

arc spray: transfer prin pulverizare (spray arc);

arc lung: transfer globular (long arc);

arc intermediar (tranzitoriu) (tranzition arc);

arc pulsat: transfer sinergic (pulsed arc).

1.2 Descrierea procedeului

Sudarea MIG/MAG este un procedeu de sudare prin topire cu arcul electric cu electrod fuzibil, pentru protectia arcului si a baii de metal folo-sindu-se un gaz de protectie. In functie de caracterul gazului de protectie se disting doua variante ale procedeului: S sudarea MAG (metal-activ-gaz) in cazul unui gaz activ; S sudarea MIG (metal-inert-gaz) in cazul unui gaz inert.

Procedeul este intalnit cel mai frecvent in varianta semimecanizata (viteza de sudare manuala, viteza de avans a sarmei electrod intotdeauna mecanizata), dar procedeul se preteaza cu usurinta la mecanizare, auto­matizare si chiar robotizare, dovada instalatiile de sudare tot mai nume­roase care pot fi intalnite in productia de structuri sudate (in special roboti de sudare).

Figura 4 - Structura genealogica a Figura 5 - Structura genealogica a

procedeelor de sudare in mediu de procedeelor de sudare in mediu de

gaze protectoare (abrevieri - limba gaze protectoare (abrevieri - limba

romana) engleza)

Schema de principiu a procedeului de sudare MIG/MAG este prezentata in fig. 6.

Arcul electric (1) amorsat intre sarma electrod (2) si componentele (3), produce topirea acestora formand baia de metal (4). Protectia arcului electric si a baii de metal topit se realizeaza cu ajutorul gazului de protectie (5), adus in zona arcului prin duza de gaz (6) din butelia (7). Sarma electrod este antrenata prin tubul de ghidare (bowden), (13) cu viteza de avans constanta vae de catre sistemul de avans (8) prin derularea de pe bobina (9). Alimentarea arcului cu energie electrica se face de la sursa de curent continuu (redresor), (10) prin duza de contact (11) si prin cablul de masa (12). Tubul de gidare a sarmei electrod (13), cablul de alimentare cu curent (14) si furtunul de gaz (15) sunt montate intr-un tub flexibil de

cauciuc (16) care impreuna cu capul de sudare (17) formeaza pistoletul de

sudare.

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

Utilizare. Sudarea MIG/MAG are un grad mare de univer­salitate, putandu-se suda in functie de varianta de sudare (gazul de protectie) o gama foarte larga de materiale, ote-luri nealiate, cu putin carbon, otelurile slab aliate sau inalt aliate, metale si aliaje nefe­roase (cupru, aluminiu, nichel, titan, etc.), ponderea de apli­care fiind in continua crestere pe masura largirii si diver­sificarii gamei de materiale de adaos (sarma electrod), pentru o varietate tot mai mare de materiale metalice. Utilizarea

procedeului se face cu prudenta in cazul imbinarilor sudate cu pretentii mari de calitate (imbinari din clasele superioare de calitate), la care se impune controlul nedistructiv (cu radiatii penetrante sau cu ultrasunete), datorita incidentei relativ mari de aparitie a defectelor, care depasesc limitele admise, in principal de tipul porilor, microporilor si lipsei de topire.

Avantajele procedeului. Principalele avantaje ale pro­cedeului MIG/MAG sunt pro­ductivitatea ridicata si facili­tatea mecanizarii, automati-zarii sau robotizarii.

Productivitatea ridicata
este asigurata de puterea
ridicata de topire a arcului,
patrunderea mare la sudare,
posibilitatea sudarii cu viteze
Figura 7 - Analiza comparativa a ratei de sudare mari, respectiv eli-

depunerii la sudarea SE si MAG minarea unor operatii auxi-

EI N - electrod normal; EI PF - electrod cu    liare. Aceste aspecte sunt
pulbere de fier in invelis determinate de densitatile

mari de curent ce pot fi utilizate: 150-250 A/mm2 la sudarea MIG/MAG clasica, respectiv 300-350 A/mm2 la sudarea cu sarma tubulara. Ilustrativ in acest caz este graficul

prezentat in figura 7 privind comparatia dintre puterea de topire (de apro­ximativ 2,5 ori mai mare) in cazul sudarii MIG/MAG clasice si sudarii ma­nuale cu electrod invelit SE.

Este interesant de observat domeniul mult mai extins al puterii de topire in cazul sudarii MIG/MAG fata de sudarea SE datorita posibilitatilor mari de variatie a parametrilor tehnologici principali de sudare curentul Is si tensiunea arcului Ua pentru acelasi diametru de electrod. De exemplu in cazul sarmei electrod cu diametru de 1,2 mm (cea mai frecvent intalnita in prezent in practica sudarii MIG/MAG) valorile parametrilor Is - Ua este cuprins in domeniul 90.300 (350) A, respectiv 1730 V. Acest aspect constitui un avantaj deloc de neglijat daca ne gandim la faptul ca utilizand un singur diametru de electrod se poate acoperi o gama mare de grosimi de materiale de baza la sudare (de la 1 mm la zeci de mm), respectiv este posibila sudarea cu acelasi diametru de sarma electrod in orice pozitie prin corelarea corespunzatoare a parametrilor tehnologici de sudare, ceea ce in cazul sudarii SE evident nu este posibil.

Flexibilitatea in directia mecanizarii si robotizarii este asigurata in principal de posibilitatea antrenarii mecanizate a sarmei electrod (sarme subtiri), de modul de realizare a protectiei la sudare (cu gaz), de usurinta reglarii si controlului parametrilor tehnologici de sudare, de gabaritul relativ mic al capului de sudare, etc.

La aceste avantaje principale, se pot adauga:

grad inalt de universalitate a procedeului;

posibilitatea sudarii in orice pozitie;

eliminarea operatiei de curatire a zgurii;

grad inalt de utilizare a materialului de adaos ( 90-95%);

cantitate redusa de fum;

conducerea si supravegherea usoara a procesului de sudare (arcul este vizibil);

factor operator superior sudarii SE, 60-65%, ca efect a eliminarii operatiei de schimbare a electrodului si de curatire a zgurii de pe cusatura sudata;

tensiuni si deformatii mici la sudare (energie liniara mica). Dezavantajele procedeului. Se pot sintetiza astfel:

echipamente de sudare mai scumpe si mai complicate;

flexibilitatea mai redusa decat la sudarea SE: pistoletul de sudare mai greu si cu manevrabilitate mai scazuta, cu raza de actiune limitata in cazul echipamentelor clasice la 35m fata de sursa de sudare, uneori necesita spatiu de acces mai mare;

pierderi de material de adaos (in anumite conditii) prin stropi (5-10%);

sensibil la curenti de aer (evitarea sudarii in locuri deschise, cu vant, etc.);

limitat la grosimi, in general, mai mari de 1 mm;

riscul unei protectii necorespunzatoare a arcului electric si a baii de metal;

probabilitatea relativ mare de aparitie a defectelor in imbinarea sudata, in principal pori si lipsa de topire.

Performantele procedeului. In tabelul 5 se indica domeniile de valori ale parametrilor tehnologici de sudare MIG/MAG.

Tabelul 5. Performantele procedeului de sudare MIG/MAG

Nr. crt.

Parametrul tehnologic

Simbolul

U.M.

Domeniul de valori

Diametrul sarmei

ds

mm

Curentul de sudare

Is

A

Tensiunea arcului

Ua

V

Viteza de sudare

vs

cm/min

Debitul gazului de protectie

Q

l/min

1.3 Materialele de sudare

Pentru sudarea MIG/MAG se utilizeaza ca materiale de sudare sarma electrod si gazul de protectie.

1.3.1 Sarma electrod

Sarma electrod se livreaza sub forma de bobine, dintre diametrele standardizate cele mai uzuale fiind 0,8; 1,0; 1,2; 1,6 mm. Livrarea in colaci ridica probleme la transport si la bobinarea in sectie. Calitatea bobinarii influenteaza mult stabilitatea procesului de sudare. Suprafata sarmei tre­buie sa fie curata fara urme de rugina sau grasimi. De obicei suprafata sar­mei se cupreaza pentru diminuarea pericolului de oxidare, respectiv pentru imbunatatirea contactului electric. Se recomanda ca ambalarea sarmei sa se faca in pungi de polietilena etanse (eventual vidate) care sa contina o substanta higroscopica (granule de silicagel) si in cutii de carton, marindu-se astfel durata de pastrare in conditii corespunzatoare a sarmei de suda­re.

Compozitia chimica a sarmei electrod la sudarea MIG/MAG depinde in principal de materialul de baza care se sudeaza (compozitia chimica) si de gazul de protectie utilizat. La sudarea MIG compozitia chimica a sarmei se alege apropiata de a metalului de baza. In cazul sudarii MAG sarma es­te aliata suplimentar cu elemente dezoxidante ca Mn, Si, Ti. Se recomanda ca raportul concentratiilor de Mn si Si sa fie cca. 2.2,5. Compozitia

chimica a sarmelor nealiate pentru sudarea MAG se situeaza in limitele: 0,07-0,12% C; 0,6-0,9% Si; 1,2-2,5% Mn; 0,2% Ti; <0,03% S, P. Adaosul de Ti produce o dezoxidare foarte buna cu efecte benefice asupra carac­teristicilor mecanice si de tenacitate, dar ridica pretul de cost a sarmei. Pentru cresterea tenacitatii la temperaturi negative sarma se aliaza suplimentar cu Ni si/sau Mo.

In STAS 1126-87 sunt prezentate principalele marci de sarma pro­duse la noi in tara. Caracterizarea acestora din punct de vedere al dome­niului de utilizare, respectiv a compozitiei chimice este prezentata in tabe­lele 6 si 7.

Tabelul 6. Domenii de utilizare a sarmelor pline de otel (conform STAS 1120/87)

Marca sarmei

Domenii de utilizare

S12Mn2Si

Sudare in mediu de gaz protector (CO2) a otelurilor cu granulatie fina, cu rezistenta ridicata la rupere fragila, exploatate la temperaturi pana la -20°C

S07Mn1,4Si

Sudare in mediu de gaz protector (CO2) a otelurilor carbon si slab aliate cu rezistenta ridicata la rupere fragila, exploatate la temperaturi pana la -20°C

S12SiMoCr1

Incarcarea prin sudare si sudare in mediu de gaz protector a otelurilor pentru cazane si recipiente sub presiune, exploatate la temperaturi pana la 450°C

S12Mn1SiNi1Ti

Sudare in mediu de gaz protector a otelurilor cu granulatie fina, a otelurilor pentru constructii navale, cu limita de curgere ridicata

S10Mn1SiNiCu

Sudare in mediu de gaz protector a otelurilor rezistente la coroziune atmosferica

S10Mn1SiVMoCr1

Sudare in mediu de gaz protector a otelurilor termorezistente

S10Mn1SiMo

Sudare in mediu de gaz protector a otelurilor termorezistente

S10MnSiMo1Cr2,5

Sudare in mediu de gaz protector a otelurilor termorezistente

S12Mo1Cr17

Sudare in mediu de gaz protector a otelurilor inoxidabile solicitate mecanic si exploatate la temperaturi de 450600°C

S12Cr26Ni20

Sudare in mediu de gaz protector a otelurilor de tip 25/20 si sudarea imbinarilor eterogene

Clasificarea si simbolizarea sarmelor electrod si a materialului de­pus prin sudare in mediu de gaze protectoare cu electrod fuzibil pentru otelurile nealiate si cu granulatie fina este prezentata in SR EN 440. In tabelul 8 sunt prezentate simbolul si compozitia chimica a sarmelor pentru otelurile nealiate si cu granulatie fina.
































1.3.2 Gazul de protectie

Gazul de protectie are in principal rolul de a asigura protectia baii metalice si a picaturii de metal topit din varful sarmei electrod sau la tre­cerea acesteia prin coloana arcului impotriva interactiunii cu gazele din atmosfera, oxigen, hidrogen, azot, etc. In acelasi timp insa gazul de protectie are o mare influenta asupra desfasurarii procesului de sudare in ansamblul lui, actionand asupra stabilitatii arcului, parametrilor tehnologici de sudare, transferului picaturii de metal topit prin coloana arcului, reactiilor metalurgice la nivelul baii si picaturii de metal, transformarilor structurale, proprietatilor mecanice si de tenacitate ale imbinarii, formei si geometriei cusaturii sudate, stropirilor, productivitatii la sudare, etc.. Aceste influente complexe sunt determinate de proprietatile termo-fizice si de activitatea chimica a gazelor de protectie, care difera mult de la un gaz la altul. Prin urmare pentru alegerea corecta a gazului de protectie este necesara cunoasterea acestor proprietati si efectele pe care acestea le au in procesul de sudare.

Principalele proprietati termo-fizice si chimice ale gazelor de pro-tectie utilizate la sudarea MIG/MAG sunt:

potentialul de ionizare;

energia de disociere-recombinare;

conductibilitatea temica;

densitatea;

activitatea chimica;

puritatea. Actiunea si efectele acestor proprietati in procesul de sudare sunt

prezentate in cele ce urmeaza.

Potentialul de ionizare.

Actioneaza asupra conditiilor de amorsare si a stabilitatii arcului electric, respectiv asupra puterii arcului. Un potential de ionizare de valoare redusa (argonul) usureaza amorsarea si creste stabilitatea arcului re­ducand stropirile, pe cand un potential de ionizare de valoare ridicata (heliul) mareste puterea arcului cu efecte asupra productivitatii la sudare (cresterea patrunderii, respectiv a vitezei de sudare).

Energia de disociere - recombinare. Este specifica gazelor biatomice CO2, H2, O2. Influenteaza in mod favorabil bilantul termic in coloana arcului electric prin imbunatatirea transferului de caldura spre componente cu efect asupra geometriei cusaturii, vitezei de sudare, etc. In tabelul 9 se prezinta valorile caracteristice ale potentialului de ionizare, respectiv ale energiei de disociere - recombinare pentru principalele gaze utilizate la sudare.

Conductibilitatea termica. Este proprietatea fizica cu cele mai cuprinzatoare efecte si influente asupra desfasurarii procesului tehnologic de sudare. Conductibilitatea termica a gazului de protectie actioneaza asupra modului de transfer a picaturii prin coloana arcului (este factorul principal care determina modificarea tipului de transfer, globulal sau prin pulverizare), repartitiei caldurii in coloana arcului si la suprafata compo­nentelor, conductibilitatii electrice a arcului, parametrilor tehnologici de sudare (tensiunea arcului), puterii arcului (lungimea arcului), stabilitatii arcului, temperaturii maxime si repartitiei acesteia in coloana arcului, formei si geometriei cusaturii, stropirilor, etc.

Figura 8 - Conductivitatea termica a gazelor de protectie

Variatia conductibilitatii termice cu temperatura pentru principalele gaze de protectie folosite la sudare este prezentata in figura 8. Se observa ca argonul are conductibilitatea termica cea mai scazuta fiind denumit in tehnica sudarii "gaz cald", in timp ce dioxidul de carbon are conduc-tibilitatea termica mult mai mare fiind denumit "gaz rece". Cea mai mare conductivitate o are hidrogenul.

Diversitatea influentei conductibilitatii termice asupra procesului de sudare este usor de inteles daca analizam distributia gradientului de tem-peratura in coloana arcului in cazul argonului, respectiv dioxidului de carbon, figura 9.

Conductibilitatea termica scazuta a argonului determina un gradient mic de temperatura in arcul electric ceea ce conduce la repartizarea liniilor de curent din arc pe o sectiune marita a coloanei acestuia (vezi portiunea innegrita), figura 9.a, avand drept consecinta cresterea conductibilitatii electrice a coloanei arcului electric (conductibilitatea electrica este invers proportionala cu conductibilitatea termica).

Tabelul 9. Caracteristici ale gazelor de protectie

Gazul

de

protectie

Potentialul de ionizare

Energia

de disociere

Gazul de protectie

Potentialul de ionizare

Energia

de disociere

(V)

(eV)

(V)

(eV)

Ar

CO2

He

H2

N2

O2

In cazul dioxidului de carbon miezul coloanei arcului (cel care conduce curentul electric) este foarte ingust ca efect a conductibilitatii termice mari a gazului, respectiv a fenomenului de disociere - recombinare . Pierderea rapida a caldurii din coloana arcului este echivalenta cu o con­strangere din exterior a zonei centrale a miezului coloanei ceea ce conduce la cresterea densitatii de curent din arc si prin urmare asa cum se poate observa, la cresterea temperaturii in axa coloanei arcului la valori mai mari decat cele corespunzatoare arcului in argon.

Figura 9 - Gradientul de temperatura al arcului electric functie de gazul de protectie

Conductibilitatea electrica diferita a coloanei arcului in cazul celor doua gaze are consecinte asupra rezistentei electrice a acestuia. Astfel rezistenta arcului in argon este mai mica decat in dioxid de carbon. Rezulta o cadere de tensiune mai redusa a arcului in Ar decat in CO2 si prin urmare o valoare mai mica a marimii tensiunii arcului la sudarea in Ar comparativ cu sudarea in CO2, cu toate ca potentialul de ionizare al Ar este mai mare

decat la CO2. Intr-adevar la sudarea in Ar sau amestecuri de gaze Ar cu CO2 tensiunea arcului se reduce cu 2 - 4 V in functie de procentul de CO2 din amestec, desigur luand in considerare aceeasi valoare a curentului de sudare.

Repartitia liniilor de curent in cazul celor doua gaze explica si influ-enta asupra transferului de metal asa cum se va demonstra in continuare.

In cazul argonului miezul coloanei arcului face ca arcul electric sa "imbratiseze" capatul liber a sarmei electrod, figura 9.b, extinzandu-se de la varful ei pe suprafata laterala a sarmei, datorita diametrului mic al acesteia. Practic arcul electric inconjoara sarma pe o anumita portiune a capatului liber ceea ce determina transferul caldurii arcului la electrod atat prin supra-fata frontala a sarmei cat si prin suprafata laterala a ei, conducand la incalzirea neuniforma si progresiva a capatului sarmei in zona de actiune a arcului. Aceasta determina topirea capatului sarmei in toata sectiunea ei, la varf, si o topire partiala pe sectiune, de la exterior spre interior, in functie de nivelul temperaturii atinse in fiecare punct a sectiunii considerate. Inten­sitatea gradului de topire scade evident, o data cu indepartarea de varf. Sub actiunea conjugata a fortei de tensiune superficiala si a fortei electro­magnetice (pinch) are loc concentrarea metalului topit in varful sarmei sub forma unei picaturi sferice, insotita de efectul de "autoascutire" a electro­dului pe portiunea in care s-a produs topirea partiala a sectiunii sarmei, in zona de actiune a arcului electric. Fenomenul de ascutire a capatului sarmei determina reducerea sectiunii si in consecinta cresterea densitatii de curent la interfata picatura de metal - sarma ceea ce conduce la cres-terea puternica a temperaturii pana la atingerea temperaturii de evaporarea a puntii topite. Sub actiunea vaporilor de metal picatura este impinsa in baia topita creindu-se premisele formarii unei noi picaturi. Acest mecanism de formare si desprindere a picaturii din virful sarmei determina formarea unor picaturi de dimensiuni mici (dp<= ds), echivalente transferului prin pulverizare.

In cazul dioxidului de carbon miezul foarte ingust al arcului deter­mina concentrarea punctiforma a acestuia in varful sarmei (in pata ano-dica). Prin urmare transferul de caldura al arcului se face numai prin suprafata frontala a sarmei electrod. Totodata datorita temperaturii ridicate a miezului coloanei (mai mare ca la Ar) si a densitatii foarte mari a curentului in pata anodica (concentrare punctiforma) are loc cresterea loca­la a temperaturii petei atingand temperatura de vaporizare a fierului (aprox. 3200°C). Jetul de vapori formati actioneaza ca o forta de reactie impingand in sus si lateral metalul topit. Sub actiunea fortei de tensiune superficiala si a fortei de reactie a vaporilor de metal, metalul topit se acumuleaza in varful sarmei sub forma unor picaturi mari de metal (dp > 1,2ds). Picatura creste in continuare pana cand sub actiunea greutatii proprii se detaseaza

si se transfera in baia metalica sub forma unor picaturi mari sau globule, asa numitul transfer globular specific sudarii in CO2 sau amestecurilor bogate in CO2. In cazul amestecurilor de gaze Ar + CO2 fenomenul este insesizabil daca proportia de CO2 este mai mica de 20%, se manifesta tot mai pregnant daca procentul depaseste 20% si are o comportare similara cu cea a transferului in CO2 100% daca procentul depaseste 30% CO2 in amestec.

In fine, gradientul de temperatura diferit din coloana arcului in cazul celor doua gaze de protectie influenteaza semnificativ si geometria cusa-turii sudate, figura 9.c. In cazul argonului valoarea ridicata a temperaturii arcului electric este limitata doar la zona centrala corespunzatoare miezului coloanei dupa care temperatura scade brusc la valori reduse, ce nu pot produce o incalzire semnificativa a zonelor de incidenta ale arcului pe componente. Concentrarea puternica a caldurii in miezul coloanei arcului, la argon, produce o incalzire locala a metalului de baza insotita de o topire adanca, respectiv o patrundere mare, dar limitata la o zona restransa. Aceasta este amplificata suplimentar de disiparea rapida a caldurii in zo­nele adiacente (reci) ale metalului de baza fara sa produca o incalzire semnificativa la nivelul temperaturii de topire a acestor zone. Efectul acestor fenomene este formarea unei zone topite inguste si adanci, asa numitul "deget de argon", specific sudarii in argon sau amestecuri bogate in argon, deosebit de defavorabil din punct de vedere tehnologic datorita pericolului de aparitie a defectelor de imbinare, lipsa de topire sau lipsa de patrundere, respectiv pericol de fisurare (concentrator de tensiune).

In cazul dioxidului de carbon temperatura din coloana arcului se mentine inca la valori ridicate, capabile sa produca incalziri semnificative a zonelor de incidenta, la distante mult mai mari fata de axa coloanei decat in cazul argonului, (vezi repartitia temperaturii pe raza coloanei arcului, figura 9.a). Are loc astfel o incalzire si topire a metalului de baza pe o zona mai extinsa atat in adancime cat mai ales lateral, cu efecte asupra imbunatatirii geometriei cusaturii caracterizata printr-o patrundere uniforma. La aceasta incalzire a metalului de baza contribuie de asemenea si caldura cedata prin fenomenul de recombinare a gazului ce are loc in zona componentelor, respectiv a baii metalice, ca efect a temperaturii scazute din aceasta zona (1800-2000°C), propice reactiilor de recombinare. Se apreciaza ca din punct de vedere tehnologic geometria cusaturii la sudarea in CO2 este cea mai favorabila. Prin urmare amestecarea celor doua gaze Ar si CO2 va con­duce si la modificarea geometriei cusaturii sudate. Aceasta este una din ratiunile principale care stau la baza sudarii in amestecuri de gaze, Ar + CO2, a otelurilor nealiate sau slab aliate si anume obtinerea unei geometrii mai favorabile a cusaturii sudate.

Densitatea. Influenteaza nivelul de protectie a arcului electric si a baii de metal topit, respectiv producerea fenomenului de microsablare la sudarea in mediu de gaze inerte. In tabelul 10 se prezinta caracteristicile gazelor utilizate la sudare.

Tabelul 10. Proprietati fizico - chimice ale gazelor de protectie utilizate la sudare

Tipul gazului

Simbolul chimic

Specificata la 0°C si 1,013barr (0,101MPa)

Punct

de fierbere

la 1,013

barr

Activitatea chimica

Densitatea aer=1,293)

Densitatea

(relativa fata de aer)

(kg/m3)

(°C)

Argon

Ar

Inert

Heliu

He

Inert

Dioxid de carbon

CO2

Oxidant

Oxigen

O2

Oxidant

Azot

N2

Nereactiv

Hidrogen

H2

Reducator

Densitatea heliului mult mai mica decat a argonului (de ≈10 ori), respectiv mai mica decat a aerului determina o protectie slaba a arcului si a baii metalice, heliul avand tendinta de ridicare reduce gradul de protectie la sudare. Prin urmare pentru a asigura un nivel de protectie corespunzator se impune cresterea (dublarea) debitului de heliu in comparatie cu debitul de argon cu efecte majore asupra costului gazului de protectie.

Pe de alta parte heliul fiind mult mai usor decat argonul nu produce fenomenul de microsablare (indepartarea peliculei de oxizii greu fuzibili de pe suprafata metalelor si aliajelor usoare), ionii de heliu mult mai usori de­cat ionii de argon nu au energie suficient de mare pentru dislocarea peli­culei de oxizi.

Activitatea chimica. Prin reactiile chimice ce au loc in coloana arcului si la nivelul baii metalice activitatea chimica a gazului de protectie influenteaza comportarea metalurgica. Din acest punct de vedere la suda­rea MIG/MAG se disting doua categorii de gaze.

Gazele inerte sunt gazele care nu reactioneaza chimic cu elemen­tele din coloana arcului si din baia metalica. Din aceasta grupa fac parte ar­gonul si heliul.

Gazele active sunt gazele care reactioneaza chimic cu elementele din arc si din baia de metal. Cel mai utilizat gaz din aceasta grupa este dioxidul de carbon, la care se mai adauga si oxigenul.

In acest caz in coloana arcului si la nivelul baii au loc urmatoatele reactii chimice:

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

CO2 = CO + O

reactiile de oxidare si reducere:

Fe + O = FeO FeO + Mn = MnO + Fe

Si + 2O = SiO2 2FeO + Si = SiO2 + 2Fe

Mn + O = MnO 2FeO + Ti = TiO2 + 2Fe

Ti + 2O = TiO2 FeO + C = CO + Fe

Se constata ca prezenta oxigenului in coloana arcului determina oxidarea sau arderea unor elemente de aliere. Aceasta conduce la peri­colul formarii oxizilor de fier in cusatura cu efecte nefavorabile asupra reducerii caracteristicilor mecanice si de rezilienta. Diminuarea fenomenului se face prin alierea sarmei electrod cu elemente dezoxidante ca Mn, Si, Ti care au aviditate mai mare fata de oxigen decat fierul, reducand pericolul de oxidare a acestuia. Cel mai puternic dezoxidant este titanul. Oxizii de mangan, siliciu, titan formati, fiind insolubili in metalul topit ies la suprafata baii si se regasesc pe cusatura sub forma de mici "insule" de zgura de culoare bruna cu aspect sticlos.

Reactiile chimice la nivelul baii de metal topit pot conduce de ase­menea la pericolul formarii gazelor in baia metalica, ca de exemplu oxidul de carbon, avand drept consecinta pericolul aparitiei porilor in cusatura su­data. Evitarea aparitiei porilor in cusatura se poate realiza prin alegerea corecta a cuplului sama-gaz de protectie, corelata si cu alegerea optima a parametrilor tehnologici de sudare, in special tensiunea arcului

Prezenta oxigenului in coloana arcului conduce la oxidarea supra-fetei picaturilor de metal formate la capatul sarmei electrod si prin urmare la micsorarea tensiunilor superficiale ce actioneaza asupra picaturii. Prin urmare desprinderea picaturii din varful sarmei electrod se face mult mai usor si mai rapid. Efectul benefic este finisarea transferului picaturilor de metal, imbunatatirea stabilitatii arcului si reducerea improscarilor de metal prin stropi. Se remarca in acest sens utilizarea oxigenului in proportie de 13 % sau a dioxidului de carbor in proportie de 25 % in amestec cu argonul la sudarea otelurilor inoxidabile. Procente mai mari de gaz oxidant nu sunt recomandate deoarece se produce o oxidare nepermisa a meta­lului cusaturii, respectiv la utilizarea dioxidului de carbon, in plus pericolul alierii cu carbon si prin urmare pericolul fragilizarii cusaturii ca urmare a formarii carburilor de crom.

Reactiile de oxidare la nivelul baii de metal topit, fiind reactii exo-terme, conduc la cresterea temperaturii baii (de la 1800°C la 2200°C) cu consecinte asupra cresterii fluiditatii acesteia, cresterii patrunderii sau posibilitatii maririi vitezei de sudare. Corelata cu reducerea tensiunilor superficiale la interfata baie topita - metal solid, determina imbunatatirea procesului de umectare cu efecte favorabile asupra latirii, respectiv redu­cerii suprainaltarii cusaturii sudate.

Tot din punctul de vedere al activitatii chimice remarcam utilizarea hidrogenului ca si gaz reducator in amestecurile gazelor de protectie, "de formare", folosite la protectia radacinii pe partea opusa sudarii, la sudarea otelurilor aliate Inox si nu numai. Amestecul cel mai frecvent utilizat este format din azot plus 5.10% hidrogen. Hidrogenul reduce eventualele urme de oxigen ramase in zona radacinii evitand astfel oxidarea acesteia cu consecinte asupra scaderii rezistentei la coroziune. Utilizarea hidrogenului trebuie facuta cu grija avand in vedere pericolul de explozie pentru anumite concentratii in aer.

Puritatea. Gazele utilizate la sudare trebuie sa aiba o puritate foarte inalta. In tabelul 11 se prezinta cerintele privind puritatea gazelor si ames­tecurilor de gaze utilizate la sudare.

Tabelul 11. Puritatile si punctele de roua ale gazelor si amestecurilor de gaze (conform SR EN 439/96)

Grupa

Puritate minima (%) in volum

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

Umiditate maxima (ppm)

R

I

M1

M2

M3

C

F

Oxigen

Hidrogen

Lipsa de puritate a gazelor determina pericolul producerii defectelor in imbinarea sudata, in special a porilor, cresterea stropirilor si a pierderilor de material de adaos prin stropi, pericolul fisurarii la rece, instabilitatea arcului electric etc.. Prezenta apei in gazul de protectie produce pori, stropiri intense sau chiar pericolul "inghetarii" reductorului de presiune cu formarea unui dop de gheata pe canalul fin al acestuia cu consecinte asupra obturarii iesirii gazului din butelie si a asigurarii protectiei necesare la sudare. Evitarea unor astfel de fenomene neplacute se poate face prin purjarea buteliei inainte de utilizare, prin montarea unui deshidrator de gaz pe butelie care contine o substanta higroscopica (silicagel) care absoarbe umiditatea, respectiv prin montarea pe butelie a unui preincalzitor alimentat la o tensiune de 24 V de la sursa de sudare. Ca regula generala insa nu este recomandata utilizarea la sudare a unor gaze care nu satisfac con-ditiile de calitate impuse de norme. In cazul principalelor gaze utilizate la sudare conditiile tehnice de calitate sunt cuprinse in STAS 2962-86 pentru dioxid de carbon, respectiv STAS 7956-85 pentru argon.

Clasificarea gazelor de protectie utilizate la sudarea in mediu de gaze protectoare in conformitate cu caracteristicile chimice ale acestora si care constituie o baza pentru alegerea combinatiilor sarma electrod - gaz de protectie la sudarea diferitelor materiale metalice este prezentata in standardul SR EN 439/96.

In tabelul 12 este prezentata clasificarea gazelor de protectie pentru sudarea cu arcul electric, in functie de activitatea chimica, respectiv com­pozitia gazului.

In tabelul 13 sunt prezentate recomandarile generale privind utiliza­rea gazelor de protectie in functie de metalul de baza.

In tabelul 14 se prezinta principalele gaze de protectie produse la firma S.C. LINDE - Romania SRL utilizate la sudarea in mediu de gaze protectoare.

Proprietatile termofizice ale gazelor de protectie actioneaza asupra procesului de sudare de o maniera complexa, in functie de tipul gazului, respectiv de concentratia gazelor in amestec. In cele ce urmeaza se face o prezentare succinta a efectelor produse la sudare de principalele gaze de protectie utilizate.

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

1.3.3 Caracterizarea succinta a gazelor de protectie

Prezentarea succinta a gazelor de protectie utilizate la sudarea MIG/MAG din punctul de vedere al activitatii chimice si al proprietatilor termo-fizice permite intelegerea facila a actiunilor si efectelor pe care acestea le au in procesul de sudare. Cele mai utilizate gaze de protectie la sudarea MIG/MAG sunt: argonul, heliul, dioxidul de carbon, oxigenul, hidro­genul, azotul.

Argonul (Ar):

gaz inert - nu reactioneaza cu materialul;

mai greu ca aerul - protectie buna a baii de metal;

potential de ionizare scazut - amorsare usoara a arcului;

produce microsablarea suprafetelor;

Heliul (He):

gaz inert, respectiv nu reactioneaza cu hidrogenul;

mai usor ca aerul - necesita debite de gaz mai ridicate pentru protectia baii metalice;

potential de ionizare ridicat - amorsare dificila a arcului, tensiune mai mare a arcului, aport de caldura mai mare;

conductibilitate termica mare - aport de caldura mai ridicat;

aport de caldura ridicat - umectare mai buna, patrundere adanca si lata, suprafata mai neteda, viteza de sudare marita;

Tabelul 14. Gazele de protectie produse la S.C. LINDE Romania - SRL (Timisoara)

Gaz de protectie

Conform

SR EN

Ar

O2

CO2

He

N2

H2

Ar

I 1

He

I 2

CO2

C 1

CORGON

M 23

CORGON

M 24

CORGON

M 21

CORGON

M 21

CORGON

M 21

CORGON

M 21

CORGON

M 21

CORGON* S 5

M 22

CORGON* S 8

M 22

T.I.M.E.

M 24(1)

CORGON* He 30

M 21(1)

CRONIGON

M 12

CRONIGON* He 50

M 12(2)

CRONIGON* He 20

M 12(1)

CRONIGON* He 30 S

M 11(1)

Rest

CRONIGON He 50 S

M 12(2)

Rest

CRONIGON* S 1

M 13

CRONIGON* S 3

M 13

VARIGON* S

M 13

Rest

VARIGON* He 30

I 3

VARIGON* He 50

I 3

VARIGON* He 70

I 3

VARIGON He 30 S

M 13(1)

Rest

VARIGON* H 2

R 1

VARIGON* H 5

R 1

VARIGON* H 6

R 1

VARIGON* H 10

R 1

VARIGON* H 15

R 1

VARIGON* H 20

R 2

N2

F 1

Gaz de formare 95/5

F 2

Gaz de formare 90/10

F 2

Gaz de formare 85/15

F 2

Gaz de formare 80/20

F 2


Dioxidul de carbon (CO2):

gaz activ, cu efect oxidant, reactioneaza cu hidrogenul;

mai greu ca aerul - protectie buna a baii topite;

conductibilitate termica mare - amorsare mai dificila, tensiune mai mare a arcului, transport de caldura imbunatatit;

disociaza in spatiul arcului CO2 = CO + O - prin cresterea volumului de gaz se imbunatateste protectia baii reducand sen­sibilitatea la formarea porilor;

componenta de baza la sudarea in amestecuri de gaze - reduce sensibilitatea la formarea porilor;

recombinarea in zona materialului 2CO + O2 = 2CO2 + Q -transfer intens de caldura, patrundere mai lata si mai sigura (fa­ra defecte de legatura);

tensiune de arc mai mare plus tansfer de caldura - patrundere mare, viteze de sudare ridicate;

tensiunea creste o data cu cresterea continutului de CO2 - stro­pire mai intensa, in special la sudarea cu arc lung;

efect oxidant - formeaza zgura pe suprafata cusaturii (oxizi de Mn si Si), intensificandu-se o data cu cresterea proportiei de CO2;

stabilizeaza arcul electric.

Oxigenul (O2):

gaz activ, cu efect puternic oxidant; (de 2-3 ori mai intens ca la CO2)

efect stabilizator al arcului electric;

reduce tensiunea superficiala a picaturii de metal si a baii topite: - transfer fin a picaturii, stropire extrem de redusa, suprafata lata si plata;

tensiune superficiala redusa - baia metalica curge rapid in fata arcului la sudarea vertical descendenta (rezulta defecte de legatura);

gaz foarte sensibil la formarea porilor;

potential de ionizare scazut - tensiune redusa a arcului, aport termic diminuat.

Hidrogenul (H2):

gaz activ, cu efect reducator;

potential de ionizare ridicat si conductibilitate termica mare -aport termic extrem de ridicat in metalul de baza;

concentreaza arcul electric - creste densitatea energiei arcului;

prin disociere si recombinare - imbunatateste transferul de cal­dura al arcului catre componente;

aport termic si arc concentrat - cresterea patrunderii sau a vite­zei de sudare;

riscul formarii porilor la oteluri nealiate in anumite conditii;

cresterea proportiei de H2 - cresterea riscului de formare a porilor la sudarea otelurilor inoxidabile austenitice.

Azotul (N2):

gaz reactiv - reactioneaza cu metalul la temperatura ridicata, inert la temperatura redusa;

formeaza pori in oteluri;

determina durificarea materialului, in special la oteluri cu gra-nulatie fina;

stabilizeaza austenita, reduce proportia de ferita.

1.3.4. Alegerea gazelor de protectie la sudarea otelurilor carbon

La sudarea otelurilor carbon se utilizeaza in general amestecurile de gaze. Utilizarea acestora este justificata de imbinarea proprietatilor termo-fizice diferite, pentru obtinerea unor performante tehnologice supe­rioare. In acest sens la sudare se pot intalni amestecuri de doua trei sau mai multe amestecuri de gaze, dupa cum urmeaza:

Argonul

Nu se recomanda utilizarea argonului in proportie de 100% deoa­rece produce un arc electric instabil, formarea inevitabila de pori in cusatura, aspect mai putin placut a imbinarii sudate. Baia metalica este deosebit de vascoasa ceea ce duce la pori in cusatura, crestaturi marginale, suprainaltare excesiva, solzi puternic conturati. Rezolvarea problemei se realizeaza prin adaosuri de elemente oxidante, O2 si/sau CO2.

Dioxidul de carbon

Are marele avantaj al obtinerii unei geometrii deosebit de favorabile a cusaturii (mai putin suprainaltarea), al realizarii unor imbinari sudate cu porozitate extrem de redusa, respectiv a unui pret de cost scazut. In mod special la sudarea cu arc scurt, respectiv la puteri reduse ale arcului electric aportul termic ridicat al dioxidului de carbon permite obtinerea unor viteze de sudare superioare. Totodata la puteri reduse stropirea nu este mult mai ridicata comparativ cu sudarea in amestecuri de gaze. Inten­sitatea stropirii creste insa semnificativ cu cresterea puterii arcului electric. Prin oxidarea intensa rezulta o cantitate marita de zgura pe cusatura, iar

suprainaltarea mare si solzii grobi asigura o estetica mai putin placuta a cusaturii.

Amestecul Ar + O2

Aceste amestecuri pot fi impartite in doua grupe:

>      Ar + 4-5% O2. Sunt ideale la sudarea tablelor subtiri in pozitie normala (PA sau PB). Se caracterizeaza prin stropire redusa si sensibilitate marita la formarea porilor.

>      Ar + 8-12% O2. Cresterea procentului de O2 reduce tendinta de formare a porilor. Sunt recomandate la sudarea tablelor murdare si cu tunder de laminare.

Amestecurile Ar + O2 au de asemenea o mare capacitate de umplere a rosturilor la sudare, dar si dezavantajul unei patrunderi neco­respunzatoare la sudarea vertical descendenta, respectiv intensificarea formarii zgurii.

Amestecul Ar + CO2

Este amestecul cel mai frecvent utilizat la ora actuala la sudarea in amestecuri de gaze, distingandu-se combinatia 82% Ar + 18% CO2, (sau 80% Ar + 20% CO2). Combina avantajele CO2 pur cu stropirea redusa a amestecurilor Ar + O2. In domeniile in care stropirea si cantitatea de zgura sunt critice (ex. industria auto) tendinta actuala este reducerea proportiei de CO2 din amestec ceea ce duce la reducerea proportionala a stropilor. La sudarea tablelor ruginite, cu tunder sau murdare se recurge la cresterea proportiei de CO2 la 10 - 25% in vederea reducerii tendintei de formare a porilor. La sudarea tablelor pasivizate din domeniul constructiilor navale se utilizeaza amestecurile cu 40% CO2, care asigura formarea unor cusaturi fara pori (solutia clasica totusi in acest domeniu este sudarea in CO2 cu sarma plina sau tubulara.

Amestecul Ar + O2 + CO2

Dezvoltarea amestecurilor cu 3 componente a urmarit obtinerea unor amestecuri care sa combine stropirea redusa specifica amestecurilor Ar + O2 cu avantajele sudarii in CO2, imbinare cu porozitate redusa, viteza de sudare ridicata, patrundere mare si sigura. Exista 2 tipuri fundamentale de amestecuri de gaze cu 3 componente.

Prima clasa dezvoltata in anii '60, 15% CO2 + 5% O2 + 80® Ar este destinata sudarii tablelor unse, ruginite si cu tunder de grosime mare. Tendinta actuala este utilizarea amestecurilor cu 10-15% CO2, 3-6% O2, restul Ar.

A doua clasa contine 3% CO2, 1-4% O2, restul Ar si este destinata sudarii tablelor curate. Se remarca prin stropire extrem de redusa, iar

cantitatea de zgura este mai mica decat la celelalte amestecuri de gaze cu 3 componente.

Amestecul Ar + He + O2 + CO2

S-au dezvoltat pentru sudarea MAG cu rata ridicata de depunere. Cel mai cunoscut este amestecul T.I.M.E., 26,5% He + 8% CO2 + 0,5% O2 + 65% Ar. Avantajelor cunoscute ale O2 si CO2 se adauga avantajul He de imbunatatire a capacitatii de umectare a baii metalice, respectiv latirea cusaturii. Pretul de cost al gazului este relativ ridicat. Cele mai noi dez­voltari in domeniul sudarii MAG cu rata ridicata de topire arata posibila stabilizarea arcului rotitor in amestecuri de Ar + He + O2, iar stabilizarea arcului spray in amestecuri de Ar + He + CO2, (variantele Rapid Arc si Rapid Melt).

1.3.5 Alegerea gazelor de protectie la sudarea otelurilor inalt aliate

La sudarea acestor oteluri se urmareste in principal evitarea peri­colului de degradare a caracteristicilor mecanice de plasticitate, si a rezis-tentei la coroziune pe de o parte, respectiv imbunatatirea transferului picaturii de metal pe de alta parte. Dintre amestecurile de gaze cele mai utilizate se amintesc:

Argonul

Nu se recomanda utilizarea singulara a gazului deoarece arcul este instabil, cu stropiri abundente, cu transfer in picaturi mari, baia metalica este vascoasa cu capacitate redusa de umectare ceea ce determina pericol de pori in cusatura, suprainaltare mare, neregularitati. Si in acest caz intro­ducerea gazelor oxidante in amestec O2, CO2, in procent limitat, dimi-nueaza dezavantajele utilizarii argonului pur.

Amestecul Ar + O2 (+ He)

Amestecurile clasice contin 1-3% O2. Introducerea oxigenului produce stabilizarea arcului electric, diminuarea tensiunii superficiale a metalului topit, finisarea transferului picaturii, diminuarea stropirilor, umectarea mai buna a baii metalice, imbunatatirea geometriei cusaturii (scade suprainaltarea, creste latimea). Ca dezavantaje se mentioneaza aportul termic scazut, gradul de oxidare ridicat, sensibilitatea la formarea porilor. Aportul termic redus poate fi compensat prin adaosul de He, care imbunatateste capacitatea de umectare si mareste viteza de sudare.

Amestecurile cu peste 3% O2 se utilizeaza foarte rar datorita oxidarii extrem de intense a metalului, respectiv suprafetei cusaturii. Cantitatea de zgura formata trebuie eliminata mecanic, iar procedeele clasice de pasi-vizare nu sunt suficiente pentru curatarea suprafetei.

Amestecul Ar + CO2 (+ He)

Gazele de protectie cu continut de CO2 destinate sudarii materia­lelor inalt aliate contin intre 0,05 si 5% CO2 si influenteaza pozitiv stabilitatea arcului, porozitatea, capacitatea de umectare a baii metalice etc.. Cresterea proportiei de CO2 duce insa la intensificarea fenomenelor de oxidare a cusaturii, respectiv la pericolul carburarii materialului cu consecinte asupra precipitarii carburilor de crom respectiv scaderii rezis-tentei la coroziune. Prin adaosuri de He este posibila cresterea semni­ficativa a vitezei de sudare.

Amestecul Ar + CO2 (+ H2)

Aceste amestecuri se utilizeaza rar (si numai la sudarea otelurilor inoxidabile austenitice), dar prezinta avantajul unei stabilitati deosebit de ridicate a arcului electric la sudarea cu arc scurt, totodata asigura o patrundere buna si o viteza de sudare marita. Cresterea puterii arcului duce la cresterea semnificativa a porozitatii imbinarii sudate.

In tabelul 16 se prezinta sintetic alegerea gazului de protectie pen­tru sudarea diferitelor materiale metalice.

Tabelul 16. Alegerea gazului de protectie in functie de metalul de baza

Proce­deul

Comportarea chimica

Gazul de protectie

Materialul de baza

MIG

Inerta

Ar

Toate materialele, mai putin oteluri

He

Aluminiu, cupru

Ar + He(25-75%)

Aluminiu, cupru

MAG

Oxidanta

Ar + O2(1-3%)

Oteluri inoxidabile

Ar + CO2(2-5%)

Ar + CO2(6-25%)

Oteluri carbon si slab aliate

Ar+CO2(2-5%)+O2(1-3%)

Ar + O2 (4-9%)

Ar + CO2(26-40%)

Ar+CO2(5-20%)+O2(4-

Ar + O2 (9-12%)

Oteluri carbon

CO2

Oteluri carbon si slab aliate

1.4 Transferul de metal la sudarea MIG/MAG

Transferul de metal la sudarea prin topire cu arcul electric cu electrod fuzibil este un proces complex, guvernat de o diversitate mare de fenomene de natura electrica, electromagnetica, mecanica, chimica, termo­dinamica, etc., respectiv de intensitatea de manifestare a acestor feno­mene in anumite conditii date de sudare. Aceste fenomene se manifesta prin dezvoltarea in arcul electric a unor forte, a caror orientare si marime determina prin echilibrul realizat la un moment dat desprinderea sau mentinerea picaturii de metal topit in varful electrodului fuzibil. Prin urmare actiunea acestor forte poate fi in sens favorabil desprinderii picaturii sau a impiedicarii acestei desprinderi, ruperea echilibrului de forte prin cresterea ponderii unora in detrimentul celorlalalte producand desprinderea picaturii de metal si transferul acesteia prin coloana arcului electric in baia metalica. Modul de transfer a picaturii de metal la sudarea prin topire cu arcul electric cu electrod fuzibil difera foarte mult de la un procedeu de sudare la altul, iar in cadrul aceluiasi procedeu depinde de conditiile tehnologice concrete de sudare. Institutul International de Sudura I.I.S./I.I.W. a facut o clasificare a formelor de transfer a picaturii de metal.

In cazul sudarii in mediu de gaze protectoare cu electrod fuzi-bil MIG/MAG, modul de transfer a metalului topit cunoaste cea mai mare varietate de forme, ceea ce determina cresterea complexitatii procesului tehnologic la sudare. Practic modul de transfer a meta­lului topit la sudarea MIG/MAG poate fi considerat un parametru tehnologic nou, specific acestui procedeu, de care trebuie sa se tina cont la elaborarea tehnologiei de sudare, prin implicatiile tehno­logice si nu numai pe care le are. Modul de transfer este o carac­teristica principala a procedeului Figura 10 - Fortele dezvoltate in arcul de sudare MIG/MAG.

electric Pentru explicarea si intele-

gerea corecta a fenomenelor care guverneaza transferul de metal topit prin coloana arcului este importanta cunoasterea principalelor tipuri de forte care actioneaza asupra picaturii si factorii care influenteaza marimea aces­tora. De valoarea si ponderea acestor forte depinde in anumite conditii concrete de sudare modul de transfer a picaturii la sudarea MIG/MAG. In

cele ce urmeaza se prezinta si analizeaza fortele din arcul electric si feno­menele care le guverneaza.

Diversitatea fenomenelor din arcul electric determina aparitia urma­toarelor forte care actioneaza in arc si asupra picaturii de metal topit, figura

1 - forta electromagnetica Fem (forta pinch Fp);

2 - forta tensiunii superficiale Fσ;

3 - forta gravitationala Fg;

4 - forta de reactie anodica Fan;

5 - Forta jetului de plasma Fj

6 - forta electrodinamica Fed;

1.4.1 Forta electromagnetica

Forta electromagnetica Fem sau forta pinch Fp asa cum mai este intalnita in literatura de specialitate, este generata de interactiunea liniilor de curent de acelasi sens care parcurg un conductor electric (sarma elec­trod si coloana arcului), interactiune manifestata prin tendinta de apropiere a acestora. Fenomenul este vizibil la trecerea curentului printr-un mediu fluid (lichid sau gaz), fiind descoperit intamplator in anul 1911 in cadrul unui experiment la trecerea unui curent electric printr-o vana de mercur, cand s-a observat ca o data cu cresterea curentului electric din circuit are loc o strangulare a acesteia, iar peste o valoare critica a curentului se produce chiar ruperea vanei. De aici si denumirea de forta "pinch" data de autorul descoperirii.

Parcurgerea liniilor de curent prin mediul lichid asa cum este varful topit a sarmei electrod determina constrangerea (strangularea) mediului respectiv insotita de formarea si desprinderea unei picaturi de metal topit din varful sarmei. Fenomenul este insotit si de un efect de autoascutire a varfului sarmei electrod cu efecte favorabile asupra stabilitatii, amorsarii sau reaprinderii arcului electric. Acumularea sub influenta fortelor de ten­siune superficiala a unei noi cantitati de metal topit in varful sarmei elec­trod, sub influenta arcului electric, va produce prin acelasi efect sub actiunea fortei "pinch" o noua picatura de metal, s.a.m.d. Cu cat valoarea acestei forte este mai mare cu atat desprinderea picaturii din varful sarmei se face mai repede, respectiv transferul metalului topit are loc in picaturi mai fine si cu o frecventa mai mare.

Modulul fortei "pinch" depinde in principal de valoarea curentului de sudare, fiind direct proportional cu patratul acestuia. Pentru calculul fortei "pinch" Fp se foloseste relatia:

I2 ■ r4

F= ^ [N]

p 8-tt2    d p

sau relatia:

-ju-I2

F = [N]

4-it-a

unde:

Is - curentul de sudare (A);

(i- permeabilitatea magnetica;

r (a) - distanta punctului de aplicatie a fortei pinch fata de axa picaturii (sarmei);

dp - diametrul picaturii;

Pentru calculul aproximativ a fortei Fp, ilustrativ pentru sudare, se poate folosi relatia:

F= S [dyn]

Fiind direct proportionala cu patratul curentului de sudare rezulta ca ponderea fortei "pinch" Fp la sudare este mare la utilizarea curentilor de sudare de valori ridicate. Acesta este cazul sudarii MIG/MAG cu transfer prin pulverizare (spray arc) si cazul sudarii MIG/MAG in curent pulsat, unde forta "pinch" de valori ridicate favorizeaza transferul metalului topit in picaturi foarte fine, evitand pericolul scurtcircuitarii baii metalice cu toate dezavantajele acestuia. Si in cazul transferului prin scurtcircuit influenta fortei "pinch" Fp se manifesta in faza de scurtcircuitare a arcului electric de catre picatura de metal topit ca urmare a cresterii valorii curentului de scurtcircuit la valori mari, comparativ cu valoarea curentului de sudare. In acest caz forta pinch grabeste ruperea puntii de metal dintre baia metalica si varful sarmei electrod favorizand reamorsarea arcului si cresterea

stabilitatii acestuia.

Directia fortei electromagnetice este normala la directia liniilor de curent. Prin urmare modificarea directiei liniilor de curent, fenomen ce are loc in baia metalica din varful sarmei pe toata perioada de formare a picaturii, va determina la randul ei modificarea instantanee a directiei fortei electromagnetice. Sub actiunea fortei "pinch" se produce curbarea liniilor de curent in baia metalica si prin urmare modificarea directiei de actiune a fortei electromagnetice. Aceasta modificare determina descompunerea fortei electromagnetice in doua componente: o componenta radiala dupa axa x, respectiv o componenta axiala dupa axa y, cu actiune distincta asupra picaturii de metal.

In figura 11 se prezinta actiunea fortei electromagnetice asupra me­talului lichid din varful sarmei electrod in perioada formarii unei picaturi de

metal. Se observa doua etape distincte in manifestarea fortei electro­magnetice.

Figura 11 - Actiunea fortei electromagnetice asupra metalului lichid

In prima faza, de topite a varfului sarmei electrod si de formare a picaturii figura 11.a, componenta axiala a fortei electromagnetice Fem y este orientata in sens contrar curentului de sudare (de jos in sus) opunandu - se desprinderii picaturii. In aceasta etapa are loc acumularea metalului topit la baza sarmei sub actiunea conjugata a fortei tensiunilor superficiale care actioneaza pe suprafata metalului, respectiv a componentei axiale a fortei electromagnetice. Componenta radiala a fortei Fem x are o actiune nesem­nificativa datorita cantitatii reduse de metal topit. Totusi se observa o usoara deformare a suprafetei exterioare a metalului topit concretizata prin tuguierea acestuia, pregatind etapa a doua.

In faza a doua acumularea de metal topit determina cresterea volumului picaturii si implicit cresterea diametrului acesteia la o valoare comparabila cu diametrul sarmei sau usor mai mare. Forta electromag­netica isi schimba directia ca urmare a modificarii curbarii liniilor de curent, figura 11.b. Componenta radiala a fortei electromagnetice Femx produce prin efectul "pinch" strangularea picaturii de metal acumulat in varful sarmei, la baza acesteia (la interfata sarma - picatura) si formarea unei punti de metal de dimensiuni foarte reduse (de ordinul zecimilor de mm) care face ca densitatea curentului in aceasta zona sa creasca foarte mult ceea ce conduce la vaporizarea instantanee a puntii. Componenta axiala a fortei Fem y de aceasta data, fiind orientata in sensul trecerii curentului de sudare (de sus in jos), actioneaza favorabil desprinderii picaturii de metal. Are loc acumularea de metal topit si formarea unei noi picaturi insotita de reluarea fazelor prezentate mai sus.

Din analiza relatiei de calcul a fortei electromagnetice, (1), se obser­va dependenta invers proportionala dintre marimea fortei si diametrul conductorului fluid strabatut de curent. Aceasta produce cresterea intensitatii fortei "pinch" in zona strangularii incipiente, ceea ce echivaleaza cu o concentrare a acestei forte in acel punct fix de pe suprafata picaturii (de fapt pe o circumferinta). Acest fenomen produce intensificarea proce­sului de desprindere a picaturii din varful sarmei. Ilustrarea fenomenului este prezentata in figura 12.

em rad/pinch


em rad/pinch


^cm rad/pinch


em rad/pinch

em rad/pinch


em rad/pinch


'em rad/pinch


em rad/pinch

Figura 12 - Manifestarea actiunii fortelor electromagnetice asupra picaturii de metal

Actiunea complexa a fortei electromagnetice si ponderea acesteia la producerea mecanismului de desprindere a picaturii fac ca aceasta forta sa fie considerata cea mai importanta forta dezvoltata in arcul electric cu implicatiile cele mai mari asupra modului de transfer a picaturii la sudarea prin topire cu arcul electric in general si la sudarea MIG/MAG in special.

In concluzie forta electromagnetica sau forta "pinch" favorizeaza desprinderea picaturii de metal din varful sarmei electrod la sudarea MIG/MAG, producand finisarea transferului picaturilor de metal si prin urmare este de dorit sa fie cat mai mare.

1.4.2 Forta tensiunilor superficiale

Tensiunea superficiala σ actioneaza cu o forta Fσ. Aceasta forta actioneaza in toate fazele de transfer a picaturii de metal topit in baia metalica. In prima faza sub actiunea ei are loc acumularea metalului topit si

formarea picaturii in varful sarmei. Punctul de aplicatie a fortei se afla pe circumferinta picaturii in zona de contact dintre picatura si sarma, actionand ca o forta uniform distribuita, orientata in sus. Prin urmare in aceasta etapa forta se opune desprinderii picaturii din varful sarmei electrod si este forta principala, raspunzatoare in cel mai inalt grad de formarea picaturii de metal. In faza a doua dupa desprinderea picaturii din varful sarmei, la trecerea prin coloana arcului, tensiunea superficiala actio-neaza pe suprafata picaturii mentinand forma sferica a acesteia. In faza a treia in momentul atingerii baii metalice de pe suprafata piesei, sub actiunea tensiunii superficiale din zona de contact dintre picatura si baie, are loc atragerea (absorbtia) picaturii in baie. Valoarea fortei in prima faza este cu atat mai mare cu cat suprafata incipienta de contact dintre picatura si baie este mai mare. Valoarea ei creste continuu pe masura ce suprafata de contact se extinde pana la absorbtia totala a picaturii in baia metalica. In aceasta etapa actiunea tensiunii superficiale este favorabila facilitand trece­rea picaturii in baie.

In cazul transferului prin scurtcircuit forta data de tensiunea superficiala Fσ, este considerata forta principala care determina transferul picaturii de metal topit in baia metalica. Cu toate acestea datorita importantei ei la formarea picaturii in varful sarmei si actiunii pe care o are in aceasta faza forta data de tensiunea superficiala este perceputa in general la sudare ca fiind o forta care se opune desprinderii picaturii.

Tensiunea superficiala (σ) este in principal o caracteristica de material. Cunoasterea ordinului de marime a acesteia permite intelegerea mai buna a fenomenelor de transfer la sudarea acestor materiale. Valoarile tensiunii superficiale pentru cele mai importante materiale metalice utilizate la sudare sunt: σ = 1,2 N/m pentru otel carbon nealiat sau slab aliat; σ = 0,9 N/m pentru cupru; σ = 0,6 N/m la aluminiu; σ = 1,7 - 1,9 N/m pentru otel inalt aliat inoxidabil.

Tensiunea superficiala este puternic influentata de starea suprafetei picaturii, respectiv a baii metalice. Suprafetele oxidate se caracterizeza prin tensiuni superficiale mult mai reduse. De exemplu in cazul oxizilor de siliciu tensiunea superficiala are valoarea σ = 0,2 - 0,26 N/m. Reducerea tensiunilor superficiale determina desprinderea mai usoara a picaturii din varful sarmei si prin urmare o picatura mai mica, respectiv un transfer mai fin. In consecinta utilizarea gazelor de protectie cu caracter oxidant con­duce la finisarea picaturilor de metal formate in varful sarmei. De exemplu la sudarea otelurilor inoxidabile adaugarea unei cantitati de 1.3 % O2 sau 2.5 % CO2, gaze cu caracter oxidant, duce la imbunatatirea transferului de metal, cresterea stabilitatii arcului si reducerea stropirilor. De exemplu la sudarea otelurilor inoxidabile, caracterizate prin tensiunea superficiala cea mai ridicata, adaugarea in argon a unei cantitati de 1.3 % O2 sau 2.4 %

CO2, gaze cu pronuntat caracter oxidant, duce la imbunatatirea transferului de metal prin finisarea picaturilor, creste stabilitatea arcului si reduce stropirile. Aceasta este ratiunea folosirii amestecurilor de gaze, argon plus oxigen, respectiv argon plus dioxid de carbon la sudarea otelurilor inoxidabile. Ponderea gazelor de protectie cu caracter oxidant in argon trebuie insa mentinuta la nivelul de mai sus pentru evitarea degradarii caracteristicilor mecanice si de plasticitate a acestor oteluri prin oxidare, respectiv prin imbogatirea cu carbon si pericolul formarii carburilor de crom dure si fragile sau a aparitiei coroziunii intercristaline.

Pentru calculul fortei date de tensiunile superficiale Fa se foloseste urmatoarea relatie:

Fa = mh g

unde:

mh - masa maxima a picaturii ce se poate forma la varful sarmei electrod, inainte de desprinderea acesteia;

g - acceleratia gravitationala.

Masa mh este insa foarte greu de determinat. Se poate masura insa mult mai usor masa mp - masa picaturii desprinse din varful sarmei electrod. Intre cele doua mase mh si mp exista o relatie empirica, si anume raportul mp / mh, care poate fi definit ca o functie intre raza sarmei electrod r si constanta de capilaritate a materialului a:

mp mh

r

cu a =

2-q

P-g

si deci:

Pentru a <i,o functia are expresia:

Ir (r

f - =1-0,4J -

In cazul picaturilor mari forta data de tensiunea superficiala are expresia:

r~

Fa = 2 . n ■ r -a f

unde:

a - tensiunea superficiala a metalului lichid al picaturii;

r - raza sarmei electrod;

f - functie complexa ce depinde de raportul (r/a);

a - constanta de capilaritate a materialului lichid.

daca: < 0,15 => f - = (1 - 2,5) . r



a ^aj

daca: 0,5 < - < 1 =>f - = (0,6-5)-r

c ^aj

Alaturi de forta electromagnetica, forta datorita tensiunilor superfi­ciale este considerara o forta foarte importanta in mecanismul de transfer al picaturii de metal topit la sudarea MIG/MAG.

Importanta acestei forte asupra mecanismului de transfer a picaturii de metal se poate observa si din aparitia recenta a unui nou mod de transfer bazat exclusiv pe actiunea tensiunilor superficiale, care-i poarta numele si anume transferul prin tensiune superficiala sau S.T.T. (Surface Tension Transfer), care va fi prezentat intr-un subcapitol ulterior.

1.4.3 Forta gravitationala

Forta gravitationala (Fg) actioneaza in general ca o forta care favorizeaza desprinderea picaturii, cu exceptia sudarii in pozitii dificile (peste cap). Valoarea ei este determinata in principal de marimea picaturii conform relatiei:

G = mp.g

unde:

mp - masa picaturii;

g - acceleratia gravitationala.

Este forta predominanta la sudarea cu arc lung cand picaturile sunt mari, respectiv la sudarea cu arc intermediar. Cu cat masa picaturii este mai mare cu atat valoarea fortei gravitationale este mai ridicata. Desprin­derea picaturii din varful sarmei are loc cand volumul acesteia este suficient de mare pentru ca forta gravitationala sa invinga actiunea fortelor care se opun desprinderii ei, forta de reactie anodica si forta datorita tensiunii

superficiale. Transferul gravitational, specific sudarii cu puteri mari ale arcului electric in mediu de dioxid de carbon, este legat de numele acestei forte datorita rolului ei important la producerea transferului de metal.

1.4.4 Forta de reactie anodica

Forta de reactie anodica (Fan) este generata de presiunea vaporilor de metal care se degaja ca urmare a temperaturii locale ridicate care apare pe suprafata picaturii (in pata anodica) datorita concentrarii arcului electric pe o zona foarte mica asa cum este extinderea petei anodice, 10-8 - 10-6 m. In plus este indeobste cunoscut ca datorita neconsumarii de energie pentru emisia de particole (electroni), temperatura petei anodice este superioara temperaturii petei catodice Tan = Tk + (400 - 600)°C.

Intensitatea fortei de reactie anodica depinde in principal de gazul de protectie utilizat la sudare si apoi de intensitatea curentului electric. Influenta gazului de protectie este determinata de conductibilitatea termica a gazului, care difera mult de la un gaz la altul (vezi scap. 1.3.2). Pentru analiza fenomenului vom lua in considerare gazele cele mai utilizate la sudarea MIG/MAG si anume argonul si dioxidul de carbon.

Conductibilitatea termica mica (cea mai mica) a argonului determina un gradient de temperatura redus in coloana arcului. Aceasta face ca miezul coloanei arcului, cel care conduce curentul electric (in care sunt concentrate liniile de curent), sa se extinda pe o zona relativ mare in sectiunea coloanei arcului. Practic arcul electric cuprinde (imbratiseaza) varful sarmei, figura 13. Densitatea redusa a liniilor de curent din miezul coloanei arcului determina o anumita valoare a temperaturii in aceasta zona, constanta insa intr-o sectiune relativ mare. Temperatura picaturii metalice in zona petei anodice va atinge o temperatura ridicata 2800 -3000°C, dar sub temperatura de fierbere a fierului, « 3200°C. Totusi mici vaporizari pe suprafata picaturii este posibil sa apara.

i^VyZ^m^

Conductibilitatea termica
mai ridicata a dioxidului de
carbon decat a argonului de­
termina un gradient de tem­
peratura mult mai mare in
coloana arcului. Prin urmare
miezul coloanei arcului in
Ar100% 100% co2 acest caz va fi la randul lui

Figura 13 - Mecanismul generarii fortei foarte redus. Practic arcul elec-
de reactie anodica tric este concentrat punctiform

pe suprafata picaturii ce se

formeaza in varful sarmei,

figura 13. Cresterea densitatii curentului in miezul coloanei arcului

determina cresterea temperaturii in axa coloanei arcului la valori superioare arcului in argon. Aceasta concentrare aproape punctiforma a unei temperaturi ridicate pe suprafata picaturii in pata anodica determina depasirea temperaturii locale de fierbere a fierului. Vaporizarea intensa a metalului topit din aceasta zona genereaza un jet de vapori care va produce o forta de reactie (conform principiului oricarui jet) care va impinge picatura in sus opunandu-se desprinderii ei sub actiunea celorlalte forte favorabile din arc. Directia jetului de vapori produce dezaxarea picaturii din axa coloanei arcului ceea ce conduce la formarea picaturii lateral fata de aceasta axa. In aceste conditii volumul picaturii creste foarte mult, rezultand niste picaturi mari de forma globulara, iar nivelul stropirilor din arc este ridicat. Totodata cresterea curentului de sudare in aceste conditii determina amplificarea fortei si prin urmare cresterea volumului picaturii.

In concluzie forta de reactie anodica se manifesta foarte puternic in cazul sudarii in dioxid de carbon 100%, sau in amestecuri bogate in CO2, si are o intensitate foarte redusa in cazul sudarii in argon sau amestecuri de gaze bogate in argon, cu mai mult de 80% procente de argon in amestec. Este forta direct raspunzatoare de imposibilitatea sudarii cu transfer prin pulverizare sau in curent pulsat in cazul folosirii dioxidului de carbon 100%, sau a amestecurilor de gaze bogate in dioxid de carbon ca si gaze de protectie. Este forta care se opune desprinderii picaturii din varful sarmei, favorizand formarea picaturilor mari, nedorite la sudare. Acest lucru este unul din motivele pentru care in ultimul timp s-a renuntat aproape total la sudarea in CO2, in special la puteri ridicate ale arcului electric (curenti de sudare mari).

Cu alte cuvinte forta de reactie anodica este specifica sudarii MAG in dioxid de carbon, sau a amestecurilor bogate in dioxid de carbon (peste 20% CO2), actionand in sens contrar desprinderii picaturii din varful sarmei, favorizand cresterea volumului acesteia. Are o pondere importanta in cazul transferului cu arc lung, sau transferului globular.

1.4.5 Forta electrodinamica

Forta electrodinamica Fed apare ca efect conjugat a doua actiuni. Punctul de aplicatie a fortei se gaseste pe interfata picatura - sarma in axa sarmei electrod. In prima faza actiunea de strangulare a picaturii sub efectul fortelor "pinch" determina o reducere puternica a suprafetei de contact dintre sarma si picatura cu formarea unei punti de metal foarte inguste cu un diametru de ordinul zecimilor de mm. Aceasta punte de metal determina cresterea puternica a densitatii de curent in aceasta zona ceea ce conduce la cresterea importanta a temperaturii pana la temperatura de vaporizare a metalului. Vaporizarea instantanee a puntii de metal deter­mina apartia unei forte reactive ca efect al jetului de vapori generat in acel

spatiu foarte ingust. De aceasta data forta reactiva este orientata in sens favorabil spre deosebire de forta de reactie anodica si sub actiunea ei picatura este plonjata prin coloana arcului spre baia metalica.

Forta electrodinamica are o pondere importanta in cazul transferului prin pulverizare (curenti mari de sudare), transferului in curent pulsat in perioada timpului de puls si in cazul transferului prin scurtcircuit cind aparitia curentului de scurtcircuit determina cresterea importanta a fortelor pinch, respectiv cresterea densitatii de curent din zona puntii de metal topit la virful sirmei.

Aceasta forta poate fi amplificata in unele cazuri (sirme de sudare cu mult carbon) de efectul acumularii in zona puntii a unor pungi de gaze (oxid de carbon) care prin dilatare sub efectul caldurii produc "microex-plozii" marind forta de impingere a picaturii inspre baie, respectiv frag-menteaza picatura in picaturi foarte fine, asa numitul transfer prin explozie.

Prin urmare forta electrodinamica este favorabila desprinderii pica-turii din varful sarmei, respectiv este forta care asigura transferul picaturii la sudarea in pozitii dificile, sudarea peste cap, sudarea verticala, etc., invingand efectul gravitatiei care actioneaza asupra picaturii.

1.4.6 Forta jetului de plasma

Forta jetului de plasma Fj este determinata de curgerea cu viteza
foarte mare a plasmei generate in coloana arcului ca urmare a tempe­
raturilor foarte mari atinse in
miezul coloanei. Actiunea jetu­
lui de plasma asupra picaturii
poate fi comparata cu actiunea
unei vane de fluid (lichid sau
gaz), care se deplaseaza
printr-o conducta, asupra unui
corp de forma sferica, asa cum
se considera ca este picatura
de metal aflata in interiorul ei.
Viteza jetului de plasma poate
atinge valori de peste 100 m/s
Figura 14 - Repartitia vitezei jetului de in axa coloanei arcului si de

plasma in coloana arcului electric aproximativ 20 m/s la o dis-

tanta de 3 mm fata de axa. Repartitia radiala a vitezei de curgere a plasmei prin coloana arcului este prezentata in figura 14.

Forta care actioneaza asupra picaturii de metal desprinse din varful sarmei electrod si aflata in jetul de plasma deplasat cu o viteza foarte mare se poate calcula cu relatia:

Fj = - -v2 p -R2d -Cp

unde:

v - viteza de curgere a jetului de plasma; pp - densitatea jetului de plasma; Rd - raza picaturii;

Cp- coeficient de curgere a jetului de plasma, invers proportional cu numarul Reynolds (Re):

Re = d

unde:

v - vascozitatea jetului de plasma.

Coeficientul de curgere a jetului de plasma Cp se deter­mina din grafice specializate in functie de numarul Reynolds, figura 15.

Aceasta forta determina accelerarea picaturii prin coloana arcului la valori foarte mari in functie de curentul de sudare (densitatea curentului).

Figura15 - Determinarea coeficientului de curgere a jetului de plasma

In tabelul 17 sunt prezen­tate valorile acceleratiei picaturii de metal determinata de actiu­nea jetului de plasma in functie de curentul prin arc, la care se adauga si acceleratia gravita­tionala.

Aceasta accelerare puternica a picaturii poate avea efecte nefa­vorabile prin stropirile pe care le poate produce la plonjarea picaturii in baie, respectiv prin defectele produse in imbinarea sudata (crestaturi mar­ginale). Din acest motiv valoarea curentului de sudare nu poate fi crescuta oricat de mult.

Tabelul 17. Acceleratia picaturii de metal in jetul de plasma

Is

(A)

Rd

(mm)

vef

(m/s)

Re

Cp

a (m/s

a+g (m/s

Tipurile de transfer al picaturii de metal topit la sudarea MIG/MAG

Diversitatea modurilor de transfer a materialului de adaos constituie o caracteristica specifica sudarii in mediu de gaze protectoare cu electrod fuzibil MIG/MAG.

Tabelul 18 Tipuri de transfer a picaturii de metal la sudarea MIG/MAG

Tipul arcului electric Marimea picaturii

Arc scurt MAG-M

fina

MAG-CO2

Aspectul transferului

I

Modul de transfer

prin scurtcircuit




Arc intermediar

(de tranzitie)

MAG-M

MAG-CO2

Arc spray MAG-M

fina pana la groba

foarte fina

globular cu

scurtcircuitari

aleatoare

prin pulverizare,

fara

scurtcircuitari

Arc lung

MAG-CO2

groba

Jl

globular cu scurtcircuitari

Arc pulsat

(sinergic)

MAG-M

fina

fara

scurtcircuitari

(o picatura/puls)

Tipul de transfer al picaturii de metal topit din varful sarmei electrod este influentat in principal de doi factori de baza si anume gazul de protectie, respectiv valoarea curentului de sudare. Transferul picaturii prin coloana arcului este guvernat de echilibrul fortelor care actioneaza in conditiile date de sudare asupra acesteia. Prin urmare modul de transfer al picaturii va fi determinat de forta care actioneaza asupra picaturii cu ponderea cea mai mare. Asa cum s-a vazut in scap. 1.4 exista o stransa legatura intre fortele care actioneaza in arcul electric si cei doi factori de influenta de mai sus.

Principalele moduri de transfer a picaturii, respectiv tipurile de arce intalnite la sudarea MIG/MAG sunt prezentate sintetic in tabelul 18.

In figura 16 se prezinta zonele specifice tipurilor de transer in functie de parametrii tehnologici principali de sudare curent de

sudare (viteza de avans a sarmei)

Figura 16 - Domeniile tipurilor de transfer

- tensiunea arcului, pentru toate

la sudarea MIG/MAG modurile de transfer intalnite la


U [A]






sudarea MIG/MAG.

Figura 17 - Influenta curentului de sudare si a gazelor de protectie asupra zonelor de transfer

In figura 17 se prezinta repartitia principalelor tipuri de transfer in functie de curentul de sudare, respectiv influenta curentului de sudare si a gazelor de protectie asupra modificarii granitelor zonelor de transfer, respectiv asupra frecventei scurtcircuitelor sau a picaturilor de metal transferate prin arc.

1.5.1 Transferul prin scurtcircuit, cu arc scurt sau "short arc - sha" se caracterizeaza prin scurtcircuitarea arcului electric de catre picatura de metal topit formata in virful sirmei electrod cu o anumita frecventa. Modul de desfasurare a procesului de transfer in stransa corelatie cu modul de variatie a parametrilor tehnologici principali de sudare - curentul de sudare

s

respectiv tensiunea arcului Ua - este prezentat in figura 18.

Sub actiunea caldurii arcului electric amorsat intre sarma elec­trod si piesa are loc topirea virfului sirmei, respectiv topirea locala a piesei, (faza 1).Sub actinea ten­siunilor superficiale metalul topit se acumuleaza in varful sarmei, (faza 2). Acumularea metalului topit de­termina cresterea dimensiunii pica-

>

(faza 3).

turii la valori

Figura 18 - Etapele transferului prin scurtcircuit

Datorita lungimii reduse a arcului electric la un moment dat picatura atinge piesa formand o punte de metal topit care scurtcircuiteaza arcul (faza 4). Are loc cresterea curentului la valoarea curentului de scurtcircuit ceea ce determina cres-terea puternica a fortelor "pinch" sub actiunea carora se produce gatuirea (strangularea) puntii metalice la valori de ordinul zecimilor de milimetru (faza 5). Strangularea puntii deter­mina cresterea densitatii de curent producand o incalzire puternica a me­talului prin efect Joule-Lenz, pana la temperatura de vaporizare a metalului. Are loc ruperea puntii metalice si sub actiunea presiunii vaporilor de metal picatura rezultata este impinsa (plonjeaza) in baia de metal. La atingerea baii, sub actiunea tensiunilor superficiale de la suprafata acesteia picatura este atrasa in baia metalica. Are loc reaprinderea arcului electric care creeaza premisele formarii unei noi picaturi si procesul de transfer se reia, (faza 6).

Frecventa scurtcircuitelor depinde de gazul de protectie, tensiunea arcului electric (lungimea arcului), valoarea curentului de sudare, materialul sarmei, diametrul sarmei electrod, etc., variind intr-un domeniu foarte larg de valori de la 70 la 200 Hz (scurtcircuitari pe secunda).

In figura 19 se prezinta corelatia dintre parametrii tehnologici principali de sudare, curent - tensiune si frecventa de scurtcircuit a arcului electric, respectiv frecventa picaturilor la sudarea in CO2, folosind o sarma SG2 cu diametrul de 0,8 mm.

Caracterizarea transferului prin scurtcircuit:

specific puterilor reduse ale

arcului electric (curenti de

sudare mici, tensiuni de arc

coborate (lungimi mici de
arc) - arc scurt;

sha

Is < Is cr

Figura 19 - Influenta parametrilor de sudare asupra frecventei de scurtcircuit

productivitate scazuta: pute­rea mica a arcului determina puterea de topire redusa; rezulta: rata de depunere mica, viteza de sudare re­dusa, patrundere mica; energie liniara relativ mica: introduce tensiuni si defor­matii mici la sudare ; fortele dominante din arc:

forta de tensiune superficiala, forta "pinch" si forta electrodinamica;

transferul picaturii nu este conditionat de gazul de protectie utilizat;

transferul picaturii nu este conditionat de polaritatea curentului;

pierderi (mari) de material prin stropi, inerente acestui tip de transfer, care pot ajunge la un procent de 4 - 6 %;

cai de reducere a stropirilor: utilizarea amestecurilor de gaze bogate in argon, reducerea tensiunii arcului, introducerea unei inductante reglabile in circuitul de sudare;

utilizare:

S sudarea tablelor subtiri (s<5 mm);

S sudarea stratului de radacina;

S sudarea in pozitii dificile (verticala , peste cap);

Stabilitatea maxima a procesului de transfer prin scurtcircuit, carac­terizata prin reducerea stropirilor, se realizeaza cind frecventa de scurt­circuit este maxima, ceea ce echivaleaza cu marimea (masa) minima a picaturilor. Aceasta presupune o corelatie precisa intre curentul de sudare (viteza de avans a sarmei), tensiunea arcului si viteza de sudare, pentru anumite conditii date de sudare (gazul de protectie, sirma electrod, lungime capatului liber al sirmei, etc.). Asigurarea stabilitatii maxime trebuie discu­tata in stransa corelatie cu o notiune relativ noua intalnita in literaturaa de specialitate si anume frecventa de oscilatie proprie a baii metalice. S-a demonstrat experimental (prin filmari rapide) ca stabilitatea maxima a procesului de transfer prin scurtcircuit este asigurata la stabilirea egalitatii dintre frecventa de scurtcircuit fsc si frecventa de oscilatie a baii de metal fo. Frecventa de oscilatie fo depinde de proprietatile fizice ale metalului

lichid, in speta de tensiunea superficiala σ si de densitatea ρ. Pentru cal­culul lui fo se foloseste relatia empirica:

D

fo= 5,84 (-) P

unde: D - latimea baii de metal ;

In figura 20 se prezinta corelatia dintre frecventa masurarii scurtcircuitelor picaturilor de metal (prin filmari rapide) si frecventa calculata a oscilatiilor baii (con­form relatiei de mai sus), pentru conditia de stabilitate maxima a procesului: fs = fo.

Aceasta permite purtarea unei discutii foarte interesante pri­vind stabilitatea fenomenului de transfer prin scurtcircuit.

Figura 20 - Corelatia dintre frecventa

masurata si frecventa calculata a

scurtcircuitelor

Daca frecventa de scurt­circuit optima fs este mai mica de­cat frecventa de oscilatie a baii fo,

baia va atinge picatura ce se formeaza la capatul sarmei electrod de mai multe ori scurtcircuitand aleator arcul pana la stabilirea contactului de scurtcircuit real care produce desprinderea picaturii sub actiunea tensiunilor superficiale de la nivelul baii metalice. Aceste scurtcircuite incipiente determina la randul lor variatii instantanee ale curentului de sudare si tensiunii arcului cu consecinte asupra stabilitatii arcului electric respectiv

asupra stropirilor. Aceste scurtcircuite aleatoare, de durata foarte redusa, determina in punctul de contact dintre picatura si baia metalica aparitia unei densitati mari de curent care produce vaporizarea locala a metalului topit insotita de aparitia unor improscari fine de metal, spre grobe din baie, care la o privire atenta pot fi observate si cu ochiul liber de catre operator. Tot-odata dimensiunea picaturilor poate creste foarte mult pana la realizarea contactului adevarat, marind nivelul stropirilor la sudare.

Daca frecventa optima de scurtcircuit fs este mai mare decat frec-venta de oscilatie a baii fo, scurtcircuitarea aleatoare a arcului electric face dificila acumularea metalului topit sub forma de picatura in varful sarmei. Si in acest caz contactul punctiform instantaneu realizat va determina cres-terea densitatii de curent, incalzirea si vaporizarea locala a materialului insotita, de aceasta data, de stropiri foarte fine din varful sarmei. Aceste stropiri impiedica acumularea metalului topit la varful sarmei sau oricum o face foarte dificila. Si acest mod de stropire poate fi observat de catre ope­ratorul sudor, dar el deranjeaza mai putin si de multe ori sunt neglijate datorita stropilor foarte fini.

La limita, daca tensiunea arcului este prea mica, ceea ce este echivalent cu o lungime a arcului foarte redusa, se poate ajunge in situatia ca picatura sa nu se poata forma la varful sarmei ceea ce face ca sarma sa intre in baia de metal si chiar sa atinga fundul baii (piesa) ceea ce deter­mina scurtcircuitarea puternica a arcului (rezistivitatea electrica a metalului topit este de peste cinci ori mai mare decat a materialului solid) rezultand un curent de scurtcircuit foarte mare. Are loc incalzirea rapida a capatului liber al sarmei prin efect Joule - Lenz conducand la topirea exploziva a sarmei insotita de improscari masive de metal topit din baia metalica. Instabilitatea arcului este atat de mare incat devine imposibila desfasurarea procesului de sudare.

Scurtcircuitele aleatoare din cele doua cazuri prezentate mai sus pot fi puse in evidenta prin filmari rapide ale arcului electric (peste 5000 de clisee pe secunda) sau mult mai usor si mai ieftin prin oscilografierea arcului, care permite evidentierea in timp real a acestor scurtcircuite, si chiar optimizarea tehnologiei de sudare prin modificarea parametrilor tehnologici de sudare, de obicei a vitezei de sudare, pana la obtinerea transferului optim prin scurtcircuit cu stropirile cele mai mici. Dificil de realizat la sudarea manuala, aceasta alternativa este foarte accesibila la sudarea mecanizata MIG/MAG.

Prin urmare domeniul de stabilitate optima a transferului prin scurt­circuit este limitat pe de o parte de transferul in picaturi mari care are loc la combinatii de tensiuni de arc mari si curenti de sudare (viteze de avans a sarmei electrod) mici, iar pe de alta parte de transferul in picaturi foarte fine obtinut la combinatii de tensiuni de arc mici si curenti de sudare (viteze de

avans a sarmei) mari care fac dificila formarea picaturii in varful sarmei, cu pericolul patrunderii sarmei in baia metalica fara topirea varfului acesteia si producand instabilitati foarte mari ale arcului, respectiv stropiri foarte intense, la limita cu imposibilitatea desfasurarii procesului de sudare, prin lovirea fundului baii.

Prin urmare desfasurarea unui proces de transfer optim presupune stabilirea unei realatii optime intre cei doi parametri principali de sudare curent - tensiune. Aceasta trebuie facuta in stransa corelatie cu opti­mizarea conditiei de stabilitate optima a transferului prin scurtcircuit definita de conditia fs = fo, prin optimizarea vitezei de sudare.

Un rol important in asigurarea stabilitatii arcului electric, respectiv pentru reducerea stropirilor in cazul transferului prin scurtcircuit, il are inductivitatea circuitului de sudare care determina viteza optima de crestere a curentului de scurtcircuit, respectiv valoarea maxima a acestui curent, astfel incat picatura de metal sa se transfere repede pentru reamorsarea rapida a arcului electric.

Se defineste constanta de timp a circuitului de sudare ca raportul intre inductanta L (henry) si rezistenta R (ohmi) a circuitului: T=L/R.

Daca constanta de timp, respectiv inductivitatea circuitului au valoa­re ridicata are loc o crestere prea lenta si la o valoare prea mica a curentului de scurtcircuit ceea ce determina prelungirea exagerata a tim­pului de scurtcircuit si scurtarea timpului de ardere a arcului conducand la pericolul netopirii sarmei electrod si a intrarii acesteia in baia metalica, avind ca rezultat o instabilitate nepermisa a arcului cu stropiri foarte mari din baie. O inductivitate de valoare prea mare ingreuneza si mareste de asemenea durata procesului de amorsare a arcului electric, aspect deosebit de important in cazul sudarii mecanizate MIG/MAG caracterizata prin viteze de sudare mari, ceea ce poate produce defecte in la inceputul imbinarii sudate.

O inductivitate prea mica determina o crestere rapida si la un curent de scurtcircuit foarte mare ceea ce conduce la vaporizarea puternica a puntii de metal insotita de plonjarea cu viteza foarte mare a picaturii in baia de sudura, producand improscari de metal topit din baie, respectiv stropiri mari.

In figura 21 se prezinta influenta inductivitatii asupra dinamicii cu­rentului de scurtcircuit, respectiv asupra transferului picaturii.

In tabelul 19 se prezinta comparativ efectul celor doua inductivitati la sudarea cu transfer prin scurtcircuit (vezi figura 21).

Figura 21 - Influenta inductivitatii asupra transferului picaturii

Tabelul 19. Efectul inductivitatii asupra procesului de transfer al picaturii

Inductivitate mijlocie (potrivita)

Marimea de comparatie

Inductivitate mare (nepotrivita)

mare

Marimea picaturii

mica

mai lenta

Reaprinderea arcului

mai rapida

mai lenta (prea lenta)

Desprinderea picaturii

mai rapida

mai putine

Stropirile

mai multe

mai fini

Marimea solzilor cusaturii

mai grosolani

mai mica

Frecventa scurtcircuitelor

mai mare

mai mica

Presiunea exercitata asupra baii

mai mare

Rezulta din cele prezentate ca este necesara posibilitatea reglarii inductivitatii in functie de conditiile concrete de sudare (material de baza, gazul de protectie, diametrul sarmei, lungimea capatului liber, etc.. De exemplu la sudarea in dioxid de carbon este necesara o inductivitate mai mica decat la sudarea in argon sau amestecuri de gaze bogate in argon, la sudarea cu sarme subtiri (0,8 - 1,0 mm) trebuie o inductivitate mai mica decat la sudarea cu sarme groase (1,2 - 1,6 mm), capatul liber mare impune o inductivitate mare si asa mai departe.

In acest sens sursele de sudare clasice sunt prevazute cu o induc-tanta inseriata in circuitul de sudare care permite reglarea in trepte (in doua sau trei trepte), prin scoaterea pe panoul frontal a doua sau trei borne pentru cuplarea cablului de masa, si/sau reglarea continua a inductivitatii in functie de conditiile concrete de sudare, pentru obtinerea unui transfer op­tim, respectiv pentru reducerea stropirilor.

In cazul surselor moderne de sudare MIG/MAG cu invertor in in­stalatia de sudare (circuitul de sudare) nu mai exista o inductanta fizica (reala). In acest caz viteza de crestere a curentului de scurtcircuit si nivelul

acestuia se obtine prin modelarea cu ajutorul unui microprocesor care pe baza datelor de intrare specifice procesului de sudare (material sarma, diametrul sarmei, gazul de protectie), introduse de la o consola comanda sursa de sudare pentru o reglare optim optimorum a celor doi parametri. In acest caz se poate vorbi de o inductanta fictiva a sursei de sudare care permite reglarea continua, precisa si in timpi reali (in procente cuprinse intre 0 si 100%) a inductivitatii. Se definesc astfel functii noi la sudarea MIG/MAG folosind surse cu invertor si anume DINAMICA ARCULUI (ARC FORCE) pentru reglarea inductivitatii (a vitezei de crestere a curentului de scurtcircuit), respectiv REG. TYPE pentru pentru modificarea pantei caracteristici externe a sursei de sudare (modificarea nivelului curentului de scurtcircuit). Pentru usurarea muncii operatorului si obtinerea unor conditii de transfer bune programul microprocesorului defineste implicit o valoare optima a inductivitatii in functie de datele de intrare introduse de la consola, dar permite si modificarea manuala a acesteia prin iesirea din program daca conditiile de sudare concrete o cer (impun). Astfel inductivitatea devine un parametru tehnologic nou, important la sudarea MIG/MAG (dar nu numai) de care trebuie tinut seama la elaborarea tehnologiei de sudare in cazul sudarii cu transfer prin scurtcircuit.

Figura 22 - Alura curbelor de variatie a curentului de scurtcircuit

Sursele cu invertor permit de asemenea mode­larea si a vitezei de scadere a curentului de scurtcircuit ceea ce la sursele clasice nu este posibila, aceasta fiind o constanta a sursei data de inertia electromagnetica a acesteia. O viteza mai mare de scadere a curentului de scurtcircuit determina o im-bunatatire a transferului prin scurtcircuit si a stabilitatii arcului, ca efect a reducerii oscilatiilor baii metalice ca rezultat a diminuarii presiunii dinamice exercitate de arcul electric. Sunt create astfel premisele unei bune formari a picaturii in varful sarmei, diminuandu-se scurtcircuitele incipiente si implicit stropirile. In plus se diminueaza si zgomotul arcului electric. Alura curbelor de variatie a curentului de scurtcircuit pe panta coboratoare pentru cele doua tipuri de surse este prezentata in figura 22, cu linie continua pentru o sursa clasica respectiv cu linie intrerupta pentru pentru o sursa cu invertor.

Realizarea acestei performante de modificare infinita a inductivitatii in functie de cerintele tehnologice a fost posibila in primul rand datorita vitezei foarte mari de raspuns a invertoarelor (de ordinul microsecundelor),

a dezvoltarii electronicii de putere si a folosirii microprocesoarelor in con-structia surselor moderne de sudare. In cazul surselor de sudare clasice

acest lucru era imposibil in pri­mul rand datorita inertiei electro­magnetice a sursei.

Aspectul transferului picaturii la sudarea cu transfer prin scurt­circuit, obtinut prin filmarea rapi­da a procesului de sudare, este prezentat in figura 23.

Figura 23 - Aspectul transferului picaturii prin scurtcircuit

1.5.2 Transferul prin pulverizare sau "spray arc" se caracterizeaza prin trecerea metalului topit din varful sarmei electrod spre baia metalica sub forma unui jet de picaturi foarte fine, "spray", fara scurtcircuitarea arcului electric. Transferul picaturilor poate fi asemuit cu un "sirag de margele" care leaga varful sarmei de baia de sudura, fara atingerea picaturilor. Dimensiunea picaturilor depinde gazul de protectie, de valoarea curentului de sudare, materialul sarmei (compozitia chimica), diametrul sarmei, etc..

Pentru obtinerea transferului prin pulverizare este necesar sa fie satisfacute simultan doua conditii importante care se refera la valoarea (marimea) curentului de sudare respectiv la tipul gazului de protectie utilizat.

Curentul de sudare Is trebuie sa fie de valori ridicate si anume

acesta trebuie sa fie mai mare decat o valoare critica I    sub care

cr spa

transferul prin pulverizare nu poate avea loc. Aceasta valoare a curentului de sudare denumit in literatura de specialitate si curent tranzitoriu sau curent de tranzitie depinde in principal de doi factori, materialul sarmei electrod (compozitia chimica) si de gazul de protectie utilizat, dar si de dia­metrul sarmei, lungimea capatului liber a sarmei, tipul sarmei (sarma plina sau tubulara), natura miezului sarmei (rutilic, bazic, pulbere metalica), ten­siunea arcului, etc.. Cu cat valoarea curentului de sudare este mai mare raportata la valoarea curentului tranzitoriu cu atat transferul metalului topit se realizeaza in picaturi mai fine.

Figuta 24 - Influenta curentului de sudare asupra marimii picaturii

Tabelul 20. Valori ale curentului de tranzitie spray arc

Materialul sarmei

Diametrul electrodului (mm)

Gazul de protectie

Curentul de tranzitie (A)

Otel carbon

98% Ar + 2% CO2

Otel aliat (INOX)

98% Ar + 2% CO2

Aluminiu

Ar

Cupru dezoxidat

Ar

Bronz cu siliciu

Ar

Valoarea mare a curentului de sudare este importanta pentru obtinerea unor forte "pinch" cat mai mari care sa forteze desprinderea pi­caturii inainte ca dimensiunea acesteia sa creasca la valori mai mari decat diametrul sarmei electrod, stiut fiind faptul ca forta "pinch" este direct proportionala cu patratul curentului. In figura 24 este prezentata influenta curentului asupra marimi picaturii prin actiunea fortei "pinch".

Se observa ca pentru un curent de sudare de 200 A valoarea redusa a fortelor "pinch" nu permite strangularea rapida a picaturii de metal, care sub actiunea fortelor de tensiune superficiala creste la dimensiuni mari depasind diametrul sarmei. Cresterea exagerata a picaturii conduce la un

transfer globular insotita chiar de scurtcircuitarea arcului electric. Dim-potriva cresterea curentului la 300 A (o crestere cu 50%) determina dublarea fortei "pinch" sub actiunea careia picatura se detaseaza la dimensiuni foarte mici (dp < ds), iar transferul metalului are loc in picaturi fine fara scurtcircuitari ale arcului electric.

In tabelul 20 sunt prezentate valorile nominale ale curentului de tranzitie.

In tabelul 21 sunt prezentate valorile curentului de tranzitie pentru diferite diametre ale sarmei electrod in functie de ponderea dioxidului de carbon in amestec cu argonul. Valoarea curentului de tranzitie creste o data cu cresterea diametrului electrodului, respectiv cu cresterea dioxidului de carbon in amestec. La un procent mai mare de 20% CO2 in amestecul Ar + CO2 transferul prin pulverizare nu mai este posibil, degenerand in transfer globular ca efect a cresterii dimensiunilor picaturii de metal.

Tabelul 21. Valoarea curentului de tranzitie la amestecul de gaze Ar + CO2

Diametrul

sarmei

(mm)

Curentul de tranzitie in functie de gazul de protectie (A)

Argon+5%CO2

Argon+15%CO2

Argon+20%CO2

Din tabel se mai poate desprinde un alt aspect tehnologic deosebit de important pentru practica: pentru un anumit amestec de gaz si o valoare data a curentului de sudare este posibila trecerea de la un mod de transfer la altul doar prin modificarea diametrului sarmei electrod. De exemplu pentru amestecul Ar + 20%CO2 (CORGON 18) si o valoare a curentului de sudare de 240A se poate trece, prin inlocuirea sarmei electrod de 1,2 mm cu sarma de 1,0 mm, de la transferul intermediar la transferul prin pul­verizare cu toate avantajele aferente. Acest aspect este foarte important cand valorile curentului de sudare necesar din punct de vedere tehnologic se afla in domeniul arcului intermediar si nu se dispune de o instalatie de sudare MAG in curent pulsat.

Privitor la gazul de protectie, pentru obtinerea transferului prin pul­verizare este necesara utilizarea unor amestecuri de gaze bogate in argon cu mai mult de 80% Ar sau chiar argon pur, alegerea fiind dictata de materialul de baza care se sudeaza. Conductibilitatea termica scazuta a argonului determina formarea unui arc electric simetric care inconjoara (imbratiseaza) varful sarmei electrod concentrand caldura arcului la varful sarmei. Aceasta distributie a caldurii arcului produce incalzirea si topirea

progresiva a sarmei pornind din varful acesteia (pata anodica). Sub actiunea fortelor "pinch" de valori mari (Is mare) si care actioneaza pe tot traseul parcurs de curentul de sudare, deci si asupra suprafetei sarmei, are loc comprimarea (stoarcerea) metalului partial topit la suprafata sarmei pe masura topirii acestuia, producand acumularea lui sub forma unor picaturi de dimensiuni foarte mici care prin fenomenul de strangulare determinat de fortele "pinch" conjugat cu fenomenul de vaporizare a puntii de metal create, realizeaza sub actiunea presiunii vaporilor desprinderea si plonjarea axiala cu viteza mare a picaturii in baia metalica. Totodata actiunea de "mulgere" a metalului topit, in portiunea aflata sub incidenta arcului electric (pe distanta imbratisata de arc) sub efectul fortelor "pinch", produce asa numitul fenomen de "autoascutire" specific sudarii MIG/MAG in amestecuri de gaze bogate in agon. Acest fenomen de ascutire a sarmei electrod favorizeaza si mai mult acumularea materialului topit in picaturi foarte fine amplificand fenomenul de transfer prin pulverizare, ceea ce echivaleaza cu o marire a stabilitatii arcului electric.

Figura 25 - Transferul picaturilor de metal functie de gazul de protectie

Cu toate ca viteza de plonjare este mare datorita dimensiunilor foarte fine ale pcaturilor nu se produc stropiri de material din baia de sudura.

Introducerea gazelor active ca oxigenul si/sau dioxidul de carbon in argon are efecte favorabile asupra dimensiunilor picaturii conducand la finisarea acestora ca urmare a reducerii tensiunilor superficiale de la suprafata picaturii datorita oxidarii acesteia. Reducerea fortei data de tensiunile superficiale Fσ va facilita desprinderea mai usoara a picaturii din varful sarmei si prin urmare finisarea transferului de material. Este cazul sudarii otelurilor inoxidabile unde pentru imbunatatirea transferului de metal, reducerea stropirilor si imbunatatirea stabilitatii arcului electric se folosesc amestecuri de gaze Ar + 1 - 3% O2, sau Ar + 2 - 4% CO2.

Modul de transfer al picaturii in functie de gazul de protectie utilizat este prezentat in figura 25.

Caracterizarea transferului prin pulverizare:

specific puterilor mari ale arcului electric: curenti de sudare mari,
tensiuni de arc ridicate (lungime mare de arc):

Is > Is cr spa (16)

productivitate ridicata determinata de puterea de topire mare a arcului electric; rezulta: rata de depunere mare, patrundere mare, viteze de sudare mari;

energie liniara mare introdusa in componente, (pericol de tensiuni si deformatii la sudare);

forte dominante in arc: forta electromagnetica "pinch", forta elec-trodinamica (ambele favorabile desprinderii picaturii);

transferul picaturii este conditionat de gazul de protectie: argon sau amestecuri bogate in argon cu > 80% Ar;

transferul este conditionat de polaritatea curentului: numai in curent continuu, polaritate inversa cc+ (plus pe sarma);

stropiri foarte reduse (cand se produc, acestea sunt accidentale) sau chiar fara stropiri; avantaje: eliminarea pierderilor de material de adaos prin stropi, eliminarea operatiei auxiliare de curatire a stropilor, evitarea pericolului de coroziune (la otel inox);

stabilitate mare a arcului electric;

nu necesita prezenta unei inductante in circuitul de sudare (inductanta este inoperanta) deoarece lipsesc scurtcircuitele;

utilizare:

S    sudarea tablelor groase:

S    sudarea in pozitie orizontala sau in jgheab;

Daca continutul de argon scade sub 80% conductibilitatea termica a amestecului de gaze creste reducand fenomenul de "autoascutire" a sarmei cel care favorizeaza transferul fin si astfel dimensiunile picaturilor cresc. Cresterea ponderii gazelor active, ca de exemplu dioxidul de carbon la valori peste 20%, va genera aparitia fortei de reactie anodica Fan cea care se opune desprinderii picaturii din varful sarmei. In cazul gazelor de protectie bogate in argon valoarea fortei de reactie anodica este foarte mica, iar manifestarea ei nu este perceptibila. Cu cat cantitatea de CO2 in amestec este mai mare cu atat ponderea fortei de reactie anodica este mai mare, ajungand maxima la sudarea in CO2 100%, respectiv efectul ei nefavorabil creste. Cele doua fenomene determina cresterea dimensiunilor picaturii si prin urmare modificarea modului de transfer. Din acest motiv transferul prin pulverizare nu este posibil in CO2 100% sau amestecuri bo­gate in CO2.

Aspectul transferului prin pulverizare este prezentat in figura 26.

Se observa fenomenul de "autoascutire" a varfului sarmei, vana de metal topit ("siragul de margele"), forma inconfundabila de "clopot" cu concentrarea foarte puternica a arcului electric.

Figura 26 - Aspectul transferului picaturii prin pulverizare

Transferul prin pulverizare este insotit de caldura si lumina puternice, nivel ridicat de radiatii (in special ultraviolete), ceea ce impune luarea unor masuri speciale de pro-tectie a operatorului sudor si a per­sonalului auxiliar, eventual mecani­zarea sau automatizarea procesului de sudare. In schimb nivelul de zgo­mot este mai scazut (variatiile de presiune din coloana arcului redu­se).

1.5.3 Transferul globular, cu arc lung sau "long arc" se caracterizeaza prin trecerea metalului topit din varful sarmei electrod spre baia metalica sub forma unor picaturi mari de metal numite "globule" fara scurtcircuitarea arcului electric. De aici si denumirea de transfer globular. Cand picatura de metal creste foarte mult pot avea loc scurtcircuite accidentale insotite de stropiri intense. Deoarece transferul picaturii se realizeaza exclusiv sub actiunea fortei gravitationale, care are ponderea cea mai mare, mai este intalnit si sub denumirea de "transfer gravitational".

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

de 20% CO2. Cu cat ponderea dioxidului de carbon este mai ma­re cu atat transferul picaturii se face in globule mai mari.

r

Din punct de vedere al
parametrilor tehnologici primari de
2 Y/^Z. a V^^//i K-.^v/l sudare curent - tensiune, respec-
a b c d tiv a domeniului de lucru, trans-

Figura 27 - Etapele transferului globular al ferul globular se situeaza in
picaturii de metal aceeasi zona cu transferul prin

pulverizare, vezi figura 17. Din acest punct de vedere cele doua moduri de transfer pot fi considerate echivalente, diferenta facandu - o gazul de protectie utilizat si anume dioxid de carbon sau amestecuri bogate in dioxid de carbon la transferul globular, respectiv argon sau amestecuri bogate in argon cu mai mult de 80% Ar la transferul prin pulverizare.

Modul de desfasurare a procesului de transfer a picaturii este prezentat in figura 27.

Puterea mare de topire a arcului electric determina acumularea rapida sub actiunea tensiunilor superficiale a unui volum mare de metal topit in varful sarmei, faza a. Cresterea dimensiunilor picaturii fara scurtcircuitarea arcului electric se datoreaza lungimii relativ mari a acestuia (tensiune de arc mare), respectiv fortei de reactie anodica Fan de valori ridicate care impinge picatura in sus si lateral, dezaxandu-o din axa sarmei electrod, favorizand prin aceasta si mai mult acumularea de metal topit, faza b. Sub actiunea fortelor "pinch" de valori ridicate (curent de sudare mare) se produce strangularea picaturii de metal topit insotita de formarea unei punti de metal, faza c. Forta gravitationala de valoare ridicata (picatura mare) invinge fortele de tensiune superficiale care tin picatura la varful sarmei (prin intermediul puntii) si forta de reactie anodica, producand desprinderea picaturii, care sub actiunea greutatii proprii ajunge in baia metalica, faza d, fara scurtcircuitarea arcului. Ruperea puntii de metal de aceasta data se face sub actiunea fortei gravitationale inainte ca dimensiunile acesteia sa scada la valori atat de mici incat sa expulzeze puntea prin vaporizare ca efect a cresterii densitatii de curent asa cum se intampla in cazul transferului prin pulverizare. Cu alte cuvinte gradul de vaporizare a puntii de metal este mai scazut si prin urmare actiunea fortei electrodinamice nu este hotaratoare pentru desprinderea picaturii. Daca dezaxarea picaturilor este foarte mare este posibila aruncarea ei in afara baii pe suprafata tablei sub forma unor stopi foarte mari si deosebit de

Figura 28 - Producerea scurtcircuitelor insotite de stropiri la sudarea in CO2

aderenti. De asemenea daca volumul picaturilor creste exa­gerat de mult se produc scurt­circuitari puternice insotite de stropiri mari de material din baie, figura 28. Cele doua fenomene conduc la pierderi insemnate de material de a-daos, respectiv la operatii cos­tisitoare de indepartare a stro­pilor de pe componentele de sudat. Caracterizarea transferului globular: specific puterilor mari ale arcului electric: curenti de sudare mari, ten­siuni de arc ridicate (lungime mare de arc):

Is > Is cr

g

productivitate ridicata la sudare determinata de puterea de topire mare a arcului electric; rezulta: rata de depunere mare, patrundere mare, viteze de sudare mari;

energie liniara mare introdusa in componente (pericol de tensiuni si deformatii la sudare);

forte dominante in arc: forta gravitationala si forta de reactie anodica;

transferul picaturii este conditionat de gazul de protectie, dioxidul de carbon sau amestecuri bogate in dioxid de carbon;

Se poate obtine transfer globular si la sudarea in amestecuri de gaze bogate in argon daca curentul de sudare (viteza de avans a sarmei), la un diametru de sarma dat, este crescut exagerat si nejustificat de mult, in special la sarmele subtiri, sub 1,2 mm. Trecerea la transferul globular se poate aprecia prin formarea laterala a picaturii (dezaxarea) la varful sarmei si observarea marimii acesteia si a transferului prin coloana arcului, insotita de asemenea si de o intensificare a stropirilor. In plus are loc si modificarea formei arcului. Acest aspect este nedorit si trebuie evitat printr-o buna alegere a parametrilor tehnologici de sudare. Din pacate sunt multi care confunda transferul globular cu transferul prin pulverizare desi diferentele sunt multe si evidente.

pierderi de material prin stropi; stropii sunt de dimensiuni mari (pier­derile sunt mai mici insa comparativ cu arcul intermediar);

stabilitatea arcului mai mica comparativ cu transferul spray arc;

transferul picaturii nu este conditionat de polaritatea curentului; totusi la polaritate directa stropii sunt mult mai mari, stropirile mai intense, iar reglarea parametrilor tehnologici de sudare pentru obtinerea unui regim stabil este foarte dificila si presupune multa dexteritate;

prezenta inductantei in circuitul de sudare nu este necesara; totusi daca scurtcircuitele sunt frecvente ea este benefica prin limitarea curentului de scurtcircuit;

utilizare:

S la sudarea tablelor groase;

S la sudarea in pozitie orizontala sau in jgheab;

S la sudarea otelurilor nealiate cu putin carbon si a unor oteluri slab aliate;

S-a apreciat mai sus ca in cazul transferului globular (cu arc lung) nivelul stropirilor este mai scazut decat la sudarea cu arc intermediar. Presiunea dinamica mare a arcului electric (jetul de plasma) determina formarea unui crater adanc in care arde arcul respectiv se formeaza picatura, figura 29. Picaturile desprinse din varful sarmei, in drumul lor spre baia metalica vor intalni peretii craterului si prin urmare un numar redus de picaturi vor ajunge in exterior sub forma de stropi.

Datorita modului de transfer in picaturi mari si a pierderilor de material prin stropiri, care necesita de cele mai multe ori o operatie ulterioara de curatire a stropilor, sudarea cu arc lung in CO2 este tot mai rar

Figura 29 - Formarea craterului sub

actiunea presiunii dinamice a arcului

electric

folosita in prezent, fiind inlocuita de sudarea in amestecuri de gaze bogate in argon, care datorita transferului prin pulverizare pe care il produce elimina dezavan­tajele transferului globular. Cel mai utilizat amestec la ora actuala utilizat pentru sudarea otelurilor carbon este amestecul cu 80%Ar + 20%CO2 (82%Ar +18% CO2 ), denumit industrial CORGON 18, produs de firma Linde - Gas Romania.

Substituirea sudarii in di-oxid de carbon cu sudarea in a­mestecuri de gaze este condi-

tionata de pretul de cost al sudarii. In occident diferenta de cost a gazului de protectie este compensata de eliminarea operatiei de curatire a componentelor si de pierderile de material de adaos prin stropi.

La noi in tara diferenta mare (de 2,5 ori) dintre pretul argonului si cel al dioxidului de carbon determina anumite retineri in utilizarea ames­tecurilor de gaze la sudare, sudarea cu arc lung in mediu de dioxid de carbon mai putand fi intalnita in multe locuri. Aceasta este corelata si cu pretul ieftin al fortei de munca din tara noastra. Totusi patrunderea firmelor straine producatoare de gaz pe piata romaneasca, LINDE GAZ Romania, au impulsionat, prin gama mare de amestecuri de gaze pe care le ofera, introducerea intensiva a amestecurilor de gaze la sudarea MIG/MAG. La aceasta se adauga cresterea numarului de echipamente moderne de sudare care au fost importante in ultimii 10 ani si care ofera o gama foarte larga de programe utilizand amestecurile de gaze.

Avantajele utilizarii amestecurilor de gaze la sudare:

modificarea modului de transfer a picaturii de metal;

largirea domeniilor de transfer prin scurtcircuit, respectiv prin pulverizare in detrimentul transferului intermediar;

cresterea stabilitatii arcului electric;

reducerea stropirilor si a pierderilor de material prin stropi;

imbunatatirea esteticii cusaturii sudate prin reducerea supra-inaltarii si aspectului suprafetei acesteia (solzi fini si regulati, oxidare redusa a suprafetei);

reducerea cantitatii de zgura (insulele de oxizi de Mn, Si, etc.) de pe suprafata cusaturii si simplificarea operatiei de curatire;

diminuarea sau eliminarea operatiei de curatire a stropilor de pe suprafata componentelor (desprinderea mult mai usoara a stropilor datorita aderentei reduse, stropi fini);

conditii de stress mai reduse pentru operatorul sudor datorate stropilor si pericolului de ardere;

Raman insa avantajele incontestabile ale dioxidului de carbon la sudare si anume:

cea mai buna geometrie a cusaturii sudate, caracterizata prin patrundere mare si sigura;

pericol mai scazut de pori in cusatura sudata decat la su­darea in amestecuri de gaze prin cresterea presiunii in coloana arcului ca efect a disocierii dioxidului de carbon la temperaturile ridicate din arc;

reducerea pericolului de defecte din imbinarea sudata (lipsa de topire, lipsa de patrunere, etc.);

solicitare termica mai redusa a capului de sudare, respectiv a operatorului sudor;

nivel de radiatii mai scazut;

pretul de cost cel mai scazut;

Aceste particularitati recomanda utilizarea dioxidului de carbon si pe viitor in cazul patrunderilor sigure cerute la sudare ca de exemplu sudarea stratului de radacina, sudarea imbinarilor de colt nepatrunse, cand pericolul porilor din cusatura nu poate fi evitat, etc. In ceea ce priveste modul de transfer se recomanda preferential la sudarea cu transfer prin scurtcircuit si se va evita la sudarea cu puteri mari de arc.

Folosirea dioxidului de carbon pe viitor depinde foarte mult de evolutia si performantele echipamentelor de sudare MIG/MAG si de posibilitatea acestora de a reduce nivelul stropirilor la sudare prin controlul riguros a parametrilor tehnologici de sudare si prin implementarea unor functii noi. Exemple in acest sens exista deja pe plan mondial in Japonia si SUA. (de exemplu controlul vitezei de scadere a curentului de scurtcircuit permite reducerea nivelului de stropiri la sudarea in CO2 100% chiar pentru valori ale curentului de pana la 350A).

1.5.4 Transferul intermediar, cu arc intermediar sau "transition arc" ocupa zona dintre domeniul transferului prin scurtcircuit (cu arc scurt) si domeniul transferului prin pulverizare (respectiv cu arc lung). Se caracterizeaza prin transferarea picaturilor de metal topit din varful sarmei electrod prin doua moduri si anume atat prin scurtcircuit cat si gravitational sau globular. Modul de desfasurare a procesului de transfer este prezentat in figura 30.

Figura 30 - Fazele transferului intermediar al picaturii de metal

Cresterea puterii arcului electric prin modificarea valorii parametrilor tehnologici de suda­re, curent - tensiune, determina cresterea puterii de topire a ar­cului. Cresterea tensiunii arcului determina fizic cresterea cores-punzatoare a lungimii arcului. Sub actiunea puterii arcului are loc topirea rapida a varfului sarmei electrod, faza a. Metalul topit se acumuleaza sub actiunea tensiunilor superficiale la varful sarmei sub forma unei picaturi. Datorita lungimii relativ mari a arcului electric volumul picaturii de metal topit din varful sarmei va creste la dimensiuni mari, depasind diametrul sarmei (dp>ds) fara sa se produca scurt­circuitarea arcului electric, faza b. Sub actiunea fortelor "pinch" are loc gatuirea (strangularea) picaturii. Valoarea scazuta insa a acestor forte (curentul de sudare sub valoarea critica a curentului de pulverizare Is cr spa face ca gatuirea picaturii sa se produca relativ incet ceea ce favorizeaza cresterea picaturii de metal, faza c. Reducerea dimensiunii puntii de metal sub efectul tot mai intens a fortelor "pinch" determina la un moment dat vaporizarea instantanee a acesteia ca urmare a cresterii densitatii de curent si desprinderea picaturii din varful sarmei, faza d. Sub actiunea vaporilor de metal (forta electrodinamica), dar si a greutatii proprii, picatura mare de metal topit plonjeaza in baia metalica cu viteza foarte mare. Inertia mare a picaturii "globulei" determina la atingerea suprafetei baii improscari intense de metal topit din baie. Fenomenul poate fi comparat cu efectul aruncarii unei pietre intr-o balta cu apa. Cu cat piatra este mai mare cu atat stropii sunt mai mari, iar stropirile mai intense.

Datorita dimensiunilor mari ale picaturilor au loc scurtcircuitari nere­gulate ale arcului electric, dar cu frecventa mult mai scazuta decat in cazul transferului prin scurtcircuit (frecventa picaturilor in acest mod de transfer este sub 25 Hz). Aceste scurtcircuitari puternice determina la randul lor, cum era de asteptat, de asemenea stropiri intense din baia de sudura, dar si din varful sarmei. Aceasta intensificare a stropirilor este rezultatul unui

curent de scurtcircuit foarte mare care produce o vaporizare mult mai intensa a puntii metalice (creste mult valoarea fortei electodinamice).

Nivelul stropirilor depinde de gazul de protectie utilizat. In cazul ar­gonului si amestecurilor de gaze bogate in argon (> 80% Ar) nivelul stropirilor este mai redus, pe de o parte datorita picaturilor mai mici de metal, iar pe de alta parte numarului mai redus de scurtcircuite. Forta de reactie anodica are intensitate mica, iar transferul picaturii se face aproape axial. In cazul dioxidului de carbon sau amestecurilor de gaze bogate in dioxid de carbon (> 20% CO 2 ) manifestarea puternica a fortei de reactie

anodica determina formarea asimetrica a picaturii la varful sarmei marind volumul acesteia si totodata probabilitatea mai mare ca picatura sa sara in exteriorul baii metalice sub forma de stropi. Lungimea mai mica a arcului electric in CO2 decat in argon determina la randul ei cresterea numarului de scurtcircuite. Aceste fenomene fac ca stropii si pierderile de material prin stropiri sa fie cele mai mari la sudarea in CO2, sau amestecuri bogate in CO2.

Caracterizarea transferului intermediar:

specific puterilor medii de arc: curent de sudare, respectiv tensiune,
medii:

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

productivitate medie la sudare, diminuata insa mult de rata mare a pierderilor de material prin stropi;

energie liniara medie introdusa in componente;

forte dominante in arc: forta "pinch", forta electrodinamica, forta gravi­tationala;

nu este conditionat de gazul de protectie utilizat;

transferul picaturii: globular si prin scurtcircuit;

arc instabil;

pierderi mari de material prin stropi mari si stropiri intense, cuprinse intre 5 - 10% se produc cele mai mari pierderi de metal la sudarea MIG/MAG)

utilizare:

S sudarea tablelor de grosime medie;

S sudarea in pozitie orizontala sau in jgheab;

sudarea otelurilor carbon nealiate si a unor oteluri slab aliate.

Aspectul transferului intermediar este prezentat in figura 31. Se observa dimensiunea mare a picaturii de metal si formarea laterala a ei la marginea sarmei electrod.

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

Problema este pe deplin rezolvata prin utilizarea arcului pulsat care permite modificarea transferului nefavorabil, caracteristic arcului interme­diar, intr-un transfer fara scurtcircuite (asemanator transferului prin pulverizare) cu formarea unei picaturi pe puls lipsit de stropi sau cu stropiri

neglijabile. Ori de cate ori daca
puterea arcului necesara la su­
dare, respectiv calculul para­
metrilor tehnologici de sudare
conduce la valori cuprinse in do­
meniul arcului intermediar este
recomandata folosirea sudarii in
curent pulsat. Daca insa acest
lucru nu este posibil fiindca nu se
dispune de surse de sudare care
sa permita sudarea in curent pul­
sat, se recomanda utilizarea a­
mestecurilor de gaze bogate in
argon. Se va evita sudarea in CO2
Figura 31 - Aspctul transferului globular 100% care determina stropirile
a picaturii de metal topit cele mai mari.

Tot in acest sens este re­comandata utilizarea surselor de sudare cu transfer prin tensiune superficiala STT produse de firma LINCOLN, concepute special pentru acoperirea zonelor de transfer prin scurtcircuit sau intermediar (curentul nominal de sudare mai mic de 220A), pentru reducerea drastica a pierderilor de material prin stropi (de pana la cinci ori). Din pacate aceste echipamente de sudare sunt extrem de rare in practica industriala.

1.5.5 Transferul sinergic in curent pulsat, sau in impulsuri se carac-terizeaza prin transferul dirijat a picaturii de metal prin arcul electric prin modificarea periodica a curentului de sudare.

1.5.5.1 Principiul procedeului

Deosebirea esentiala dintre sudarea MIG/MAG in impulsuri si sudarea MIG/MAG clasica consta in faptul ca la acest procedeu, curentul de sudare nu mai este constant in timp, ci variaza periodic intre o valoare maxima - curent de puls - si o valoare minima - curent de baza - cu o anumita frecventa, figura 32.

In timpul de puls tp, denumit si "timp cald", valoarea ridicata a cu­rentului de puls Ip determina topirea rapida si desprinderea sub efectul fortelor electromagnetice a picaturii de metal de dimensiuni mici fara scurt-

circuitarea arcului electric, asemanator transferului prin pulverizare, figura 32. In timpul de baza t , denumit si "timp rece", curentul de baza Ib de valori

relativ mici asigura intretinerea

arderii stabile a arcului electric fara insa sa produca topirea

sarmei, respectiv transferul pi­caturii. Valoarea medie a curentului obtinut se situeaza, in functie de valorile parame­trilor curentului pulsat, in dome­niul transferului prin scurtcircuit

Figura 32 - Principiul procedeului de

sau intermediar corespunza-

sudare in curent pulsat toare sudarii clasice folosind

curent constant.

1.5.5.2 Parametrii tehnologici ai curentului pulsat

Principalii parametri ai curentului pulsat sunt, figura 33:

curentul de puls Ip;

curentul de baza Ib;

timpul de puls tp;

timpul de baza tb;

frecventa pulsurilor f;

durata ciclului de puls tc;

curentul mediu de sudare Im ;

curentul critic (de tranzitie ) Itr;

curentul efectiv Ief;

Figura 33 - Parametrii curentului pulsat

a. Curentul de puls Ip. Trebuie sa aiba o valoare mai mare decat valoarea curentului critic sau de tranzitie Itr, pentru a asigura transferul prin pulverizare a picaturii de metal topit. Sub influenta curentului de puls Ip de valori ridicate are loc topirea varfului sarmei electrod si sub actiunea fortelor electromagnetice "pinch" de valori mari Fp = I2/2 are loc detasarea picaturii de metal la dimensiuni mici, asemanator transferului prin pulverizare. Totodata valoarea ridicata a curentului de puls Ip mareste stabilitatea arcului electric. Deci, din aceste puncte de vedere, este de dorit ca valoarea curentului de puls sa fie cat mai mare. Pe de alta parte insa, o valoare prea ridicata a curentului de puls mareste presiunea dinamica a plasmei arcului, ceea ce poate conduce la perforarea tablei sau la aparitia

unor defecte de tipul crestaturilor marginale. In plus, trecerea (plonjarea) picaturii cu viteze mari in baie poate conduce la improscari de metal topit. Curentii de puls mari conduc la distrugerea prematura a duzei de contact precum si la cresterea nivelului de zgomot. Prin urmare curentul de puls nu poate fi oricat de mare.

b. Curentul de baza Ib. Asigura stabilitatea arcului electric in peri­
oada timpului de baza, evitand stingerea acestuia. Curentul de baza are o
valoare prea mica pentru a determina o topire semnificativa a sarmei
electrod, respectiv un transfer al picaturii. In acest timp se produce totusi o
incalzire prin efect Joule - Lenz a capatului liber a sarmei electrod
favorabila topirii mai usoare a sarmei in timpul de puls. Se recomanda sa
se mentina la o valoare cat mai redusa pentru a obtine un curent mediu la
valori scazute, esenta sudarii in curent pulsat. Totusi curentul de baza nu
ramane la o valoare constanta ci se modifica, insa in limite mici, intre 20 .
120 A dupa o variatie liniara proportionala cu viteza de avans a sarmei
electrod. Prin aceasta se favorizeaza imbunatatirea conditiilor de topire si
de transfer a picaturii de metal.

c. Timpul de puls tp. Depinde de valoarea curentului de puls Ip, fiind
o functie de acesta. Cuplul de valori (Ip, tp) defineste conditiile de transfer.
Reglarea optima a celor doua valori determina detasarea unei singure
picaturi pe puls. Acest caz particular al sudarii MIG/MAG in curent pulsat
caracterizat prin transferul unei singure picaturi pe puls poarta denumirea

de "sudare sinergica" si con­stituie optimul reglarii para­metrilor tehnologici de suda­re, din punct de vedere a stabilitatii arcului electric, a eliminarii totale a stropilor, a controlului dimensiunilor pi­caturilor, respectiv a energiei introduse in componente.

In literatura de spe­
cialitate sunt prezentate co-
Figura 34 - Domeniul optim de transfer in    relatii intre curentul de puls Ip
curent pulsat si timpul de puls tp pentru

asigurarea unui transfer op­tim. Aceste corelatii sunt de forma :

I t =D

pn p

unde, n si D sunt constante ce depind in mod esential de natura metalului de baza, de diametrul sarmei si de gazul de protectie; de exemplu, pentru o

sarma de otel nealiata cu diametrul de 1,2 mm si utilizand un amestec de gaze Ar + 1,5% O2, valorile celor doua constante sunt : n = 2 si D = 400 A2 s.

Daca durata timpului de puls este prea scurta, picatura de metal nu se poate forma si detasa in cursul unui puls. Astfel ea se mareste cu fiecare puls si se detaseaza dupa mai multe pulsuri, sub forma unor picaturi mari (globule) asemanator transferului globular a picaturii prin efect gravitational. Acest mod de transfer este nefavorabil din punct de vedere a stabilitatii arcului si a modului de transfer conducand la stropiri.

Daca durata timpului de puls este prea lunga la fiecare puls are loc detasarea mai multor picaturi sub forma unui "sirag de margele" care prin atingere pot scurtcircuita arcul electric conducand si pe aceasta cale la instabilitati si stropiri.

In figura 34 se prezinta corelatia dintre curentul de puls Ip si timpul de puls tp, pentru asigurarea unui transfer optim al picaturii (o picatura pe puls).

Se observa ca domeniul de reglare a celor doi parametri este destul de extins. De regula alegerea unei valori reduse pentru curentul Ip trebuie

compensata prin marirea timpului tp si invers, figura 35.

Intre cele doua forme de impulsuri exista insa urmatoarele diferente (chiar daca valoarea curentului mediu de sudare este constan-ta):

detasarea picaturii se face mai lent pentru impulsul cu amplitudine

mai mica;

presiunea dinamica a arcului in cazul curentului Ip1 este mai mica decat pentru valoarea Ip2 ceea ce conduce la o patrundere mai mica si la o dilutie mai redusa, lucru deosebit de important la sudarea tablelor subtiri sau la placarea sau incarcarea MIG/MAG cu un sarma electrod din bronz de aluminiu;

nivelul de zgomot al arcului mai redus in cazul Ip1;

uzura mai redusa a duzei de contact in cazul Ip1.

Din aceste considerente timpul de impuls este legat direct de curentul de impuls, care la randul lui depinde de materialul de adaos, diametrul sarmei si gazul de protectie.

In figura 35 nu s-au reprezentat si pantele de crestere/descrestere, determinate de timpul de crestere tcr si timpul de descrestere tdc a

impulsului, din motive simplificatoare. La unele instalatii timpii tcr si tdc se pot regla intre anumite limite, iar la alte instalatii sunt fixi, prereglati de catre producator. In literatura de specialitate acesti parametri poarta denumirea de UP SLOPE pentru tcr, respectiv DOWN SLOPE pentru tdc si ei actioneaza asupra transferului picaturii de metal si a nivelului de zgomot al

arcului. O valoare redusa a timpilor tcr, respectiv tdc da o panta abrupta, rezultand un arc "dur", cu un nivel sonor puternic care poate deveni

suparator pentru pentru operatorul sudor si pentru personalul muncitor. Forma pantelor de crestere si des-crestere este diferita de la o instalatie la alta: liniara, in trepte, logaritmica, expo-nentiala, etc., influentand forma pulsului. Cea mai simpla forma de puls este forma trapezoidala.

Figura 35 - Comparatie intre 2 impulsuri de curent

d. Timpul de baza tb. Se regleaza astfel incat sa se obtina curentul mediu de sudare, a carui valoare determina topirea optima si lungimea adecvata a arcului electric. Este o rezultanta a frecventei pulsurilor in conditiile in care timpul de puls este constant.

In tabelul 22 se prezinta domeniul de variatie a principalilor parametri ai curentului pulsat folositi frecvent pe instalatiile de sudare utilizate in practica.

Tabelul 22. Domeniul de variatie a parametrilor curentului pulsat

Nr. crt.

Denumirea parametrului

Simbolul

Domeniul de variatie

Curent de puls

Ip

(300 - 500) A

Timpul de puls

tp

(2 - 5) ms

Curentul de baza

Ib

(30 - 100) A

Timpul de baza

tb

(2 - 20) ms

Frecventa pulsurilor

f

(50 - 300) Hz

Observatie: cel mai dificil de stabilit dintre parametrii de mai sus este durata optima a curentului de puls tp

e. Frecventa pulsurilor f. Frecventa pulsurilor depinde in principal de viteza de avans a sarmei fiind o functie direct proportionala cu aceasta. Practic in cazul instalatiilor sinergice de sudare in curent pulsat reglarea frecventei pulsurilor se face automat o data cu modificarea vitezei de avans a sarmei de catre microprocesor prin functia care leaga cele doua marimi. Frecventa pulsurilor mai depinde de diametrul sarmei electrod, gazul de protectie, lungimea capatului liber, lungimea arcului. Influenteaza direct

durata timpului de baza, deoarece timpul de puls este constant pentru anumite conditiile date de sudare, timpul de baza fiind prin urmare o rezultanta a frecventei (nu este un parametru care se regleaza).

vas [m/min] 18

Figura 36 - Corelatia dintre viteza de avans a sarmei electrod si frecventa

impulsurilor

In figura 36 este prezentata variatia frecventei pulsurilor in functie de viteza de avans a sarmei. Aceasta variatie este practic liniara si depinde de diametrul electrodului. Se recomanda sa se evite frecvente mai mici de 40 Hz deoarece efectul de palpaire este obositor pentru operatorul sudor. Frecventa pulsurilor scade cu cresterea lungimii capatului liber. La variatiile aleatoare a lungimii capatului liber din timpul sudarii modificarea frecventei se percepe prin modificarea nivelului de zgomot, respectiv timbrul sunetului. Pentru operatorul sudor poate fi un mijloc practic de reglare si mentinere a capatului liber prin pastrarea aceluiasi timbru al sunetului produs de arcul electric.

f. Curentul mediu de sudare Im - Viteza de avans a sarmei electrod vas. Determina puterea (energia) arcului electric, respectiv cantitatea de caldura introdusa in componente. Corespunde curentului de sudare impus din punct de vedere tehnologic pentru realizarea imbinarii sudate in conditiile de executie si calitate cerute. Este echivalent din punct de vedere energetic cu valoarea curentului de sudare constant corespunzator sudarii MIG/MAG clasice.

Pentru calculul curentului mediu Im se foloseste relatia:

Iptp +Ibtb

Im =

t

c

= f(IP tp + Ib tb )

unde

11 f= =

tC tP +tb

Prin urmare si la sudarea in curent pulsat modificarea curentului mediu se face prin modificarea vitezei de avans a sarmei electrod vas, pe

baza relatiei aproape liniare care exista intre cei doi parametri:

Im = m ×vas

unde: m - factor de topire [A s/m];

Din analiza relatiilor de mai sus rezulta ca, pentru pastrarea conditiilor de transfer (marimea picaturii constanta), o data cu cresterea vitezei de avans a sarmei, trebuie sa se modifice si parametrii curentului pulsat. Teoretic, pentru modificarea curentului mediu se poate modifica unul sau toti parametrii curentului de puls. In practica insa pentru simplificarea reglarii, respectiv simplificarea programului microprocesorului la modificarea vitezei de avans a sarmei se modifica proportional frecventa pulsurilor. Curentul de puls Ip si timpul de puls tp, cei care asigura transferul efectiv a picaturii si marimea acesteia, raman constanti pentru anumite conditii date: metalul de baza, diametrul sarmei, gazul de protectie. In figura 37 se prezinta modificarea puterii arcului la modificarea vitezei de avans a sarmei electrod.

Ueff t

[V]

330 A

'eff

10 rri/min-12

Vae

250 Hz 300

f

ij, 20,4 8,2 3,2 2,2 ms 15

tp=1,8 ms


lp=550A

'eff

t lb=40 A |^^t

- t

Figura 37 - Corelatia dintre viteza de avans a sarmei si puterea arcului

Cresterea vitezei de avans a sarmei determina cresterea frecventei pulsurilor si implicit reducerea proportionala a timpului de baza. Prin aceasta marimea picaturilor ramane practic constanta chiar la dublarea vitezei de avans a sarmei deoarece atat curentul de puls, respectiv forta electromagnetica cea care determina desprinderea picaturii, cat si timpul de puls in care are loc topirea sarmei raman nemodificati. In schimb frecventa se dubleaza, figura 38.

tns


ls = 1,2mm vas=4,5m/min f=118Hz

ds=1r2 mm vas=9,0 m/min f=236 Hz

Figura 38 - Modificarea frecventei pulsurilor la cresterea vitezei de avans a sarmei

g. Curentul critic sau de tranzitie Itr. Corespunde unei valoari minime a curentului de puls pentru care se poate realiza transferul prin pulverizare a metalului topit, valoare care asigura o forta electromagnetica pinch de valori ridicate. Valoarea curentului critic Itr depinde in principal de materialul sarmei electrod, de gazul de protectie, respectiv de diametrul sarmei (vezi tabelul 20, 21 scap. 1.5.2). De asemenea mai este influentat de lungimea capatului liber a sarmei electrod si de lungimea arcului electric (tensiunea medie a arcului).

h. Curentul efectiv de sudare Ief. Reprezinta un curent continuu echivalent curentului pulsat care produce acelasi efect Joule - Lenz la trecerea printr-o rezistenta. Pentru calculul lui se foloseste relatia:

Ief

yI2dt t

Valoarea curentului efectiv este mai mare decat valoarea curentului mediu cu care adesea se confunda. Masurarea lui este greu de realizat necesitand un aparat integrativ care este foarte scump. In practica apa­ratele de masura de pe sursele de sudare masoara valoarea curentului mediu. In cartea tehnica a echipamentului precizarea masurarii efective a curentului (daca aceasta este operationala) se face prin termenul "TRUE

VALUE". Sunt insa foarte putine echipamentele de sudare industriale care au aceasta optiune, care da adevarata valoare a cantitatii de energie introdusa in componente la sudarea in curent pulsat.

1.5.5.3 Avantajele sudarii MIG/MAG in curent pulsat

Se pot sintetiza astfel:

.S asigura transferul fara scurtcircuit (prin pulverizare) a metalului topit in tot domeniul de lucru, deci si in cazul domeniilor corespunzatoare transferului prin scurtcircuit, respectiv transferului intermediar, carac­terizate prin instabilitatea procesului de sudare si stropiri intense.

S controlul energiei introduse in componente, de valori mai mici compa­rativ cu sudarea prin pulverizare cu care se compara adesea, cu efect asupra reducerii tensiunilor si deformatiilor la sudare;

.S posibilitatea sudarii tablelor de grosime mica sub 5 mm, utilizand un transfer fara scurtcircuit (prin pulverizare) si fara stropiri;

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

S posibilitatea suda rii in pozitii dificile, verticala, peste cap, ca efect al

controlului baii metalice, prin reducerea volumului acesteia; .S posibilitatea utilizarii sarmelor groase, ds = 1,62,0 mm la sudare, cu

asigurarea unui transfer fara scurtcircuit (prin pulverizare) la valori reduse ale curentului mediu, pentru care in cazul sudarii clasice trans­ferul este prin scurtcircuit sau intermediar. Transferul prin pulverizare, in cazul sarmelor groase, la sudarea clasica, poate fi atins numai la valori foarte mari ale curentului de sudare, ceea ce limiteaza utilizarea acestor sarme numai la componente groase. Prin utilizarea curentului pulsat sarmele groase pot fi utilizate si la sudarea componentelor cu grosimi mici, prin aceasta diminuandu-se costul materialului de adaos.

Avantajul folosirii sarmelor groase este cu atat mai important in cazul sudarii aluminiului si aliajelor sale, unde apar dificultati mari la antre­nare, in special in cazul sarmelor subtiri acestea fiind sarme moi greu de antrenat prin tubul flexibil de ghidare. In plus tot in acest caz se reduce pericolul porilor din cusatura datorita suprafetei mult mai reduse raportate la cantitatea de metal depus cunoscuta fiind aviditatea mare a oxidului de aluminiu fata de umiditatea din aer (suprafata exterioara a sarmei este acoperita cu un strat de Al2O3 a carei grosime depinde de modul de pastrare a sarmei).

S eliminarea stropirilor sau diminuarea drastica a acestora. In figura 39 se prezinta nivelul stropirilor in cazul sudarii MIG/MAG in curent pulsat, comparativ cu sudarea clasica in CO2 100% sau in amestecuri de gaze bogate in Ar:

S minimizarea influentei factorului uman asupra calitatii imbinarii sudate;

S imbunatatirea calitatii imbinarilor sudate;

S posibilitatea sudarii stratului de radacina fara pericolul strapungerii acestuia;

.S stabilitate mai buna a arcului electric la fluctuatii mai mari ale pozitiei pistoletului de sudare;

S estetica mai buna a cusaturii sudate;

S reducerea riscului de lipire al sarmei electrod in baia de sudura;

S usurinta amorsarii arcului electric prin ascutirea varfului sarmei electrod.

1.5.5.4 Caracterizarea transferului prin curent pulsat

Particularitatile principale ale acestui mod de transfer sunt:

>      specific puterilor mici si medii ale arcului electric: domeniul transferului prin scurtcircuit, respectiv domeniul transferului intermediar;

>      productivitate mica si medie in functie de puterea arcului, dar mai mare decat a tipurilor de transfer pe care le substituie: rata de depunere mai mare, patrundere mai ridicata, viteze de sudare mai mari, fara pierderi de material;

>      energie liniara controlata introdusa in componente: mai mare decat la sudarea prin scurtcircuit, respectiv mai mica decat la sudarea prin pulverizare, la aceeasi valoare a curentului mediu de sudare;

^ forta dominanta in arc: forta electromagnetica "pinch" data de valoarea ridicata a curentului de puls;

> transferul materialului: sinergic, fara scurtcircuit in tot domeniul de lucru;
asemanator transferului prin pulverizare dar cu transferul dirijat a
picaturii "o picatura pe puls";

^ transferul picaturii (o picatura pe puls) este conditionat de gazul de protectie: argon sau amestecuri bogate in argon cu mai mult de 80% Ar; nu se poate suda in curent pulsat folosind CO2 100%;

Figura 40 - Aspectul transferului picaturii in curent pulsat (prin filmari rapide)

>

>

> >

> >

>

>

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

stropiri foarte reduse sau fara stropiri (transfer sinergic); eliminarea operatiei de curatire a stropilor; stabilitate inalta a arcului electric;

prezenta inductantei in circuit deranjeaza derularea rapida a feno­menelor de transfer;

necesita echipamente de sudare mai scumpe si mai complicate; necesita o mai buna cunoastere a fenomenelor specifice sudarii in mediu de gaze protectoare in cazul reglajului manual); usor de operat la sudarea cu surse de sudare sinergice cu invertor; utilizare:

la sudarea otelului carbon:

pentru tehnologii de sudare specifice transferului inter­mediar;

la sudarea stratului de radacina;

la sudarea in pozitie;

transferul (procedeul) ideal la sudare aluminiului si aliajelor sale in special in domeniul transferului prin scurtcircuit si intermediar; nu este recomandat in domeniul transferului prin pulverizare; patrun-dere sigura la sudare; estetica foarte buna a cusaturii; se pot suda MIG pulsat table subtiri de pana la 1 mm (comparabil cu sudarea WIG);

la sudarea otelurilor inalt aliate: in toate domeniile de transfer; la sudarea cuprului si aliajelor de cupru: in domeniul specific transferului prin scurtcircuit si intermediar; este transferul (procedeul) optim pentru toate materiale metalice;

Aspectul transferului picaturii la sudarea in curent pulsat obtinut prin filmare ra­pida este prezentat in figura 40.

In concluzie, folosirea curentului pulsat este speci­fica domeniului corespunza-tor transferului (arcului) inter­mediar caracterizat prin sta­bilitate scazuta a arcului elec­tric si pierderi mari de mate­rial de adaos prin stropi. Utilizarea curentului pulsat in domeniile specifice transferu-

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

1.5.6 Transferul prin tensiune superficiala, sau transferul STT (Surface Tension Transfer), reprezinta cel mai nou tip de transfer al picaturii de metal la sudarea MIG/MAG. In continuare il vom numi simplu transferul STT asa cum s-a impus deja in literatura de specialitate.

Aparitia transferului STT este indisolubil legata de folosirea invertoarelor in constructia echipamentelor de sudare MIG/MAG, si mai exact de dezvoltarea invertoarelor cu viteza foarte mare de raspuns, respectiv timpi de reactie foarte mici de ordinul microsecundelor. Aceasta presupune ca frecventa invertorului sa fie ≥ 100 kHz, performanta pe care doar ultima genetatie de invertoare o are.

Figura 41 - Mecanismul stropirii din varful sarmei la sudarea MIG/MAG cu transfer prin scurtcircuit

Pe de alta parte conceptul de transfer prin tensiune superficiala STT presupune cunoasterea in profunzime a fenomenelor si factorilor care guverneaza procesul de transfer al metalului topit la sudarea MIG/MAG in general si in cazul transferului prin scurtcircuit, in special.

Transferul STT vine sa diminueze sau chiar sa elimine dezavantajul principal al sudarii cu transfer prin scurtcircuit si anume stropirile inerente si in cantitate relativ mare.

In acest sens, la analizarea sistemului de transfer STT se porneste de la analiza cauzelor care determina aparitia stropirilor in cazul trans­ferului prin scurtcircuit, prezentate si dezvoltate pe larg in cadrul subca­pitolului 1.5.1.

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

In principiu este vorba de doua tipuri de stropiri la sudarea cu transfer prin scurtcircuit si anume stropiri din varful sarmei electrod si stropiri din baia metalica. Cauza acestor stropiri in ambele cazuri este determinata de scurtcircuitele care apar intre picatura de metal si baia topita.

Stropirile care apar din varful sarmei electrod se datoresc scurt­circuitelor "solide" dintre picatura si baia metalica, care produc sub actiunea curentului de scurtcircuit de valori foarte mari (peste 300 A), respectiv a fortelor "pinch" de valori ridicate, gatuirea puternica a picaturii pana la vaporizarea si expulzarea exploziva a "puntii" de metal formate in varful sarmei electrod. Datorita presiunii mari generate de vaporizarea instan­tanee a puntii are loc desprinderea de picaturi foarte fine din varful sarmei sub forma unui jet de scantei care se imprastie in spatiul arcului electric si in mediul inconjurator. Mecanismul acestui tip de stropiri este prezentat in figura 41.

Stropirile care se produc din baia metalica au drept cauza scurtcircuitele incpiente care apar intre picatura de metal in formare la varful sarmei si baia metalica. In contactele punctiforme care se produc la nivelul baii are loc vaporizarea, sub actiunea densitatii mari de curent care apare, a metalului topit din aceasta zona care genereaza o forta de "reactie" puternica, capabila sa impinga picatura din axa sarmei si chiar s-o desprinda din varful acesteia, invingand fortele de tensiune superficiala. Picatura este aruncata in afara spatiului arcului electric sub forma unor stropi de metal de dimensiuni mari ca si cum ar sari din baia metalica.

Pierderile de material de adaos sunt foarte mari, iar stropii foarte periculosi (produc arsuri) si foarte aderenti. Mecanismul de producere a stropirilor de acest tip sunt prezentate in figura 42.

Pe baza acestor observatii firma americana Lincoln a realizat un echipament de sudare special in acest scop, denumit sugestiv Invertec STT, care prin performantele inalte ale invertorului, permite comanda, controlata riguros, a parametrilor principali ai procesului de sudare curent, respectiv tensiune, pentru diminuarea efectelor negative produse de scurtcircuitele care au loc in cazul sudarii clasice. Acest lucru este posibil deoarece timpul de raspuns al inverorului este foarte mic, de ordinul a 10 µs (in cazul invertorului de 100 kHz), mult mai mic decat timpul cu care se deruleaza fenomenele specifice transferului prin scurtcircuit de ordinul a 3 - 5 ms. Caracteristic acestui echipament de sudare este ca sursa nu mai are o caracteristica externa rigia, cum este la sudarea MIG/MAG clasica pentru producerea fenomenului de autoreglare, ci are o alura variabila (chiar surprinzatoare la prima vedere) trecand prin toate formele de caracteristici cunoscute, rigida, coboratoare, brusc coboratoare, in functie de cerintele de proces.

Figura 43 - Principiul transferului prin scurtcircuit

1.5.6.1 Principiul transferului STT Modul de formare si de detasare a picaturii de metal topit din varful sarmei electrod si modul de variatie al parametrilor tehnologici principali de sudare - curentul prin arc, respectiv tensiunea de lucru - sunt prezentate in figura 43. Definirea celor doi parametri prin denumirile de mai sus, diferite oarecum de denumirile incetatenite in practica sudarii, nuanteaza de fapt particularitatile care caracterizeaza acest mod de transfer comparativ cu sudarea clasica.

Etapele transferului STT:

In perioada T0 - T1 sursa furnizeaza curentul de sudare Is, respectiv tensiunea arcului Ua, in functie de necesitatile tehnologice impuse de aplicatia data. Este perioada (singura) in care se poate vorbi de un arc electric normal, obisnuit, in care cei doi parametri au o configuratie similara cu cea de la sudarea clasica. Sub actiunea caldurii arcului are loc topirea varfului sarmei electrod cu formarea picaturii de metal, respectiv topirea piesei cu formarea baii metalice.

In momentul T1 picatura (sfera) de metal atinge, prin cresterea dimensiunilor ei si a lungimii relativ reduse a arcului, baia topita intr-un punct. Un sesizor de tensiune furnizeaza un semnal care comanda sursa, intr-un timp extrem de scurt de ordinul microsecundelor, sa scada curentul la cca 10 A, pe care il mentine aproximativ 0,75 ms, timp suficient insa ca sub actiunea tensiunii superficiale picatura (sfera de metal) sa se transforme intr-un cilindru de metal topit, ca o punte, care uneste varful sarmei cu baia metalica. Astfel, sub actiunea tensiunii superficiale care actioneaza la interfata picatura-baie metalica, contactul punctiform initial (sfera pe suprafata), se transforma intr-un contact ferm de suprafata, de sectiune circulara (cilindru pe suprafata).

In momentul T2 curentul sursei creste brusc la o valoare bine precizata, dupa care are o crestere liniara cu o panta de inclinatie data. Tensiunea dintre sarma electrod si piesa, la inceput, are de asemenea o crestere brusca, urmata de o crestere liniara cu o anumita panta si apoi de o crestere exponentiala. Cresterea exponentiala a tensiunii pe aceasta portiune nu este comandata de sursa pentru un anumit scop, ci este rezultatul cresterii rezistivitatii puntii de metal topit, datorita cresterii temperaturii acesteia prin efect Joule - Lenz , cat si a subtierii acesteia sub actiunea fortelor "pinch". Cele doua fenomene determina cresterea rezistentei circuitului pe portiunea cilindrului de metal topit ceea ce conduce la cresterea exponentiala a caderii de tensiune pe aceasta portiune de circuit (rezistivitatea este direct proportionala cu temperatura). Micro­procesorul face derivata semnalului dUs/dt in faza finala a perioadei T2 - T3 si in momentul in care aceasta a atins o valoare de "prag" bine definita, care corespunde fizic cu subtierea cilindrului de metal si formarea unei puntite foarte inguste (de ordinul zecimilor de mm) aproape de momentul vaporizarii si ruperii (expulzarii), comanda din nou sursa sa scada curentul la valoarea de ≈ 10 A, timpul T3.

In momentul T4 are loc ruperea puntitei la o valoare a curentului foarte mica (densitate de curent foarte mica in sectiunea puntitei) evitand vaporizarea instantanee a acesteia si impingerea (plonjarea) picaturii, sub efectul fortei electrodinamice, cu acceleratie mare in baia metalica, raspunzatoare de producerea improscarilor de material din baie (asa cum

se intampla la sudarea MAG clasica cu transfer prin scurtcircuit, vezi scap. 1.5.1). Prin urmare, ruperea puntitei are loc sub actiunea fortei de tensiune superficiala Fσ de la nivelul baii metalice care invinge cealalta forta de tensiune supeficiala ce tine picatura la varful sarmei si care este mult mai mica in aceasta faza (vezi diametrul de contact a puntitei cu varful sarmei si diametrul de contact al cilindrului de metal cu baia). Astfel, picatura desprinsa din varful sarmei formeaza pe suprafata baii o mica proeminenta ca o "movila".

In momentul T5 sursa comanda din nou cresterea brusca a curentului la valoarea unui curent de puls Ip (peste 400 A) prin cresterea tensiunii sursei. Sub actiunea fortei de refulare a arcului (forta jetului de plasma) picatura este apasata (deformata) inspre baie marind brusc distanta dintre varful sarmei si baia metalica si evitand astfel scurtcircuitele incipiente datorita oscilatiei baii. Sub actiunea tensiunii superficiale picatura este absorbita de baia metalica, fara stropiri. Aceasta faza a transferului de metal poarta denumirea sugestiva de "plasma boost", notiune dificil de tradus in romaneste, cu semnificatia de "plasma intensificata".

In timpul T6 - T7 curentul, comandat de sursa, scade logaritmic la valoarea Is. Acest mod de scadere a curentului are un efect de "linistire", de micsorare a oscilatiilor baii metalice, care ar putea produce scurtcircuite incipiente inainte de formarea picaturii producand stropiri necontrolate.

1.5.6.2 Stabilitatea transferului picaturii la sudarea STT

Stabilitatea transferului picaturii la sudarea STT presupune asigurarea unui transfer de metal in picaturi cu volum constant, respectiv la un diametru cuprins in domeniul (1,0 . 1,2)ds specific transferului prin scurtcircuit, la aparitia unor factori perturbatori care schimba echilibrul sistemului. Aceasta presupune ca nivelul caldurii introduse in sistem, la aparitia factorilor perturbatori, sa ramana practic constant. In cazul sudarii STT aceasta caldura se compune din: caldura arcului normal pe perioada T0 - T1, caldura obtinuta prin efect Joule - Lenz pe capatul liber a sarmei, respectiv caldura arcului de "plasma boost" pe perioada T5 - T6. Prin urmare, stabilitatea sistemului este data de relatia:

∑(Qarc + QJ-L + Qpl. boost) = const.

Asigurarea stabilitatii sistemului in cazul aparitiei unor factori perturbatori la sudarea STT se face printr-o bucla de reglare automata cu ajutorul unui SRA, cu care este prevazut echipamentul de sudare STT. Datorita conditiilor in care are loc sudarea STT cel mai important factor perturbator, este modificarea lungimii capatului liber lcl, care modifica la

randul lui aportul de caldura prin prin efect Joule - Lenz. Pentru pastrarea echilibrului, bucla de reglare automata modifica corespunzator durata timpului ∆tp a curentului de "plasma boost" si aportul de caldura dat de acesta, caldura arcului Qarc ramanand practic constanta.

In figura 44 se pre-zinta modul de lucru a buclei de reglare auto­mata.

Rt=Rc|+Rct

Rcl=k-|lc|

Us=lkRt

k2lt

u-

R-f(ld)

dct

-Rnt~Ct

'ct^£

Fiugra 44 - Functionarea buclei de reglare automata

Informatia pentru bucla de reglare automata se preia, pentru fiecare transfer, in perioada T2 - T3, inainte de momentul de "plasma boost" prin tBRA. Se masoara variatia ten­siunii din momentul T2 pe portiunea tBRA (unde este o variatie liniara). In aceasta portiune picatura de metal formeaza, sub actiunea tensiunilor superficiale, un cilindru de metal topit cu

sectiune comparabila cu a sarmei care uneste varful sarmei electrod cu baia metalica. Rezistenta electrica a portiunii de circuit dintre varful sarmei si si baia metalica este formata din rezistenta capatului liber plus rezistenta cilindrului de metal topit. Aceasta din urma ramane aproximativ constanta in timpul sudarii (lungime, sectiune, variatie ∆ρ constante). Panta de crestere a tensiunii sursei in perioada T2 - T3, Us = Ik x Rtot,depinde strict de distanta dintre duza de contact si piesa lt = lcl + lctop.. Intrucat dimensiunile cilindrului topit raman practic constante rezulta ca panta de crestere a tensiunii este o functie de lungimea capatului liber lcl, care poate furniza astfel o informatie (un semnal) utila pentru bucla de reglare automata.

Panta de crestere a tensiunii este integrata si memorata de micro­procesorul sursei STT, iar semnalul rezultat va defini durata timpului de "plasma boost" ∆tp. Acest semnal variabil intra in bucla de reglare automata si se compara cu un semnal de referinta intr-un etaj de comparatie. In momentul in care s-a stabilit egalitatea celor doua semnale se comanda scaderea curentului de "plasma boost" Ip, asa cum s-a aratat, dupa o curba logaritmica, bine justificata tehnologic.

In concluzie SRA va modifica permanent durata timpului de "plasma boost" ∆tp ca functie de lt sau lungimea capatului liber lcl (parametrul perturbator) asigurand astfel ca suma caldurilor dezvoltate pentru incalzirea si topirea varfului sarmei sa ramana constanta. Daca lungimea capatului liber a sarmei lcl creste, rezulta ca rezistenta capatului liber creste si deci

caldura prin efect Joule - Lenz creste. Caldura arcului Qarc ramanand constanta, pentru pastrarea echilibrului rezulta ca aportul de caldura dat de arcul "plasma boost" trebuie sa scada, ceea ce se realizeaza prin SRA care comanda scaderea proportionala a timpului de "plasma boost" Atp. Feno­menele se petrec similar la scaderea lungimii capatului liber, cand SRA comada cresterea timpului Atp.

Avantajele transferului STT

S reducerea substantiala a stropirilor; eliminarea manoperei de inde­partare a stropilor de pe piesa, duza de gaz, etc;

.S utilizarea dioxidului de carbon 100% ca si gaz de protectie: geometrie foarte buna a cusaturii, patrundere sigura, reducerea pericolului de for­mare a porilor in cusatura, pret de cost redus;

S imbunatatirea conditiilor de lucru pentru operatorul sudor prin reducerea stropirilor si a cantitatii de fum degajat (vaporizari reduse de metal topit);

S calitate foarte buna la sudarea stratului de radacina comparabila cu sudarea WIG, dar cu productivitate net superioara; ideal pentru sudarea stratului de radacina la tevi, sau in locuri unde accesul pentru resu-darea radacinii este nu este posibil;

.S sensibilitate redusa la aparitia factorilor perturbatori (variatia lungimii capatului liber), cu transfer optim a picaturii de metal echivalent sudarii sinergice, dar in acest caz in domeniul sensibil al transferului prin scurt­circuit (abordare inedita, inovativa, greu de inchipuit pana nu demult la acest mod de transfer);

Caracterizarea transferului STT

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

>      transferul picaturii se face exclusiv sub actiunea fortelor de tensiune superficiala Fa;

>      gazul de protectie utilizat: CO2 100%;

>      pierderi foarte mici de material prin stropi; nivel foarte redus de stropiri;

>      stabilitate mare a procesului de transfer asigurata cu ajutorul unui SRA prin transfer sinergic;

>      necesita un echipament de sudare cu invertor special, ultraperformant, relativ scump, sursa STT (firma Lincoln);

>      sensul de sudare recomandat spre dreapta (prin "tragerea cusaturii") cu inclinarea capului de sudare la un unghi a = 0 - 5°, pentru asigurarea stabilitatii maxime a fenomenelor de transfer (arcul trebuie sa "bata" pe baia metalica;

>      utilizare:

exclusiv in domeniul transferului prin scurtcircuit si intermediar specific sudarii MIG/MAG standard, la sudarea otelurilor carbon si a otelurilor inalt aliate (in acest caz gazul de protectie este un ames­tec ternar specific 90% He + 7,5% Ar + 2,5% CO2); de fapt acest tip de transfer a fost realizat special in acest scop;

ideal pentru sudarea stratului de radacina a tevilor (dar nu numai);

sudarea tablelor subtiri;

sudarea in pozitie.

1.6 Parametrii tehnologici de sudare

Elaborarea corecta a unei tehnologii de sudare presupune cunoas-terea parametrilor tehnologici de sudare, a factorilor de influenta care actioneaza asupra acestor parametri, respectiv influenta pe care parametrii de sudare o au asupra fenomenelor de transfer a picaturii, asupra geo­metriei cusaturii, asupra calitatii imbinarii sudate in general.

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

natura si polaritatea curentului;

curentul de sudare (viteza de avans a sarmei electrod);

tensiunea arcului electric;

viteza de sudare;

lungimea capatului liber al sarmei electrod;

distanta duza de gaz - piesa;

diametrul sarmei electrod;

debitul de gaz;

inclinarea sarmei electrod.

1.6.1 Natura si polaritatea curentului. Sudarea in mediu de gaze protectoare MIG/MAG se desfasoara exclusiv in curent continuu, polaritate inversa. Utilizarea polaritatii inverse asigura urmatoarele avantaje: sta­bilitate mai buna a arcului electric, patrundere mai buna si mai sigura a

cusaturii, transfer in pica-
turi mai fine cu stropiri
mai reduse, geometrie
mai favorabila a cusa-
turii, transferul prin pul­
verizare a metalului topit
in cazul curentilor de su­
dare mari, favorizeaza
Figura 45 - Influenta polaritatii curentului la fenomenul de micro-

sudarea MIG/MAG sablare in cazul sudarii

aluminiului si aliajelor

sale. In contrast, polaritatea directa determina un arc mai putin stabil, greu de controlat si reglat, de lungime mare, cu transfer globular in picaturi mari, pierderi mari de metal prin stropiri intense, geometrie nefavorabila a cusaturii cu patrundere mica si suprainaltare mare, imposibilitatea obtinerii transferului prin pulverizare indiferent de valoarea curentului de sudare sau gazul de protectie utilizat, respectiv a obtinerii fenomenului de microsab-lare.

Influenta polaritatii curentului asupra geometriei cusaturii la sudarea MIG/MAG este prezentata in figura 45.

In schimb rata depunerii AD (kg/h) este mai ridicata in cazul utilizarii polaritatii directe in comparatie cu polaritatea inversa, figura 46. Acest po-tential avantaj al polaritatii directe nu poate fi utilizat insa in vedere cresterii productivitatii muncii la sudarea MIG/MAG datorita numeroaselor dez­avantaje prezentate mai sus, dezavantaje care limiteaza folosirea pola-ritatii directe, eventual la sudarea cu arc scurt prin scurtcircuit frecventa scurtcircuitelor fiind mai redusa iar marimea picaturii mai mare decat in cazul polaritatii inverse. Arcul electric insa este relativ stabil, dar greu de reglat.

Figura 46 - Influenta polaritatii curentului asupra ratei depunerii

Aceste particularitati ale polaritatii curentului la sudarea MIG/MAG sunt puse in legatura directa cu puterea de topire mai mare a arcului electric la polaritatea directa com­parativ cu polaritatea in­versa. Cu alte cuvinte, incalzirea si topirea var­fului sarmei electrod este mai puternica cand sar­ma este la catod fata de cazul cand este la anod. Aceasta parca vine in reala contradictie cu alte procedee de sudare ca sudarea cu electrod invelit sau sudarea WIG unde lucrurile se petrec pe dos. De exemplu la sudarea WIG polaritate inversa cc+, sudarea nu este posibila deoarece are loc topirea instantanee a electrodului nefuzibil de wolfram.

Prin legarea la catod a sarmei electrod, datorita diametrului mic al acesteia, pata catodica se extinde din varful sarmei, deplasandu-se pe su-prafata laterala a acesteia sub forma unei pete catodice mobile.

Aceasta miscare aleatoare a petei catodice pe suprafata exterioara a sarmei pe o anumita distanta de la varful acesteia determina o incalzire suplimentara a capatului. Este ca si cum capatul liber al sarmei electrod ar

Figura 48 - Concentrarea petei catodice la

sudarea MAG, CC- la cresterea presiunii

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

fi preincalzit pe o anumita lungime din exterior. Se poate vorbi in acest caz de generarea la capatul sar­mei a doua arce, figura 47b, respectiv figura 48a: un arc principal intens, localizat pe suprafata pica-turii de metal topit in varful sarmei, zona CD, respectiv un arc secundar slab care inconjuoara simetric varful sarmei, zona A-B-C, pe o lungime ce depinde de va­loarea curentului respectiv de gazul de protectie uti­lizat. Fenomenul este spe­cific sarmelor electrod de diametre mici (sub 2 mm), neacoperite.

La o privire atenta cele doua arce pot fi vizualizate in timpul sudrii. Se observa un arc intens in varful sarmei pe suprafata picaturii si un arc

slab, mai bland, care inconjoara (imbratiseaza) suprafata sarmei pe o anu­mita lungime a capatului li­ber, (3 -5) mm.

Figura 47 - Generarea arcului electric

electric dublu la sudarea MIG/MAG, cu

polaritate directa

a - suprafata sarmei acoperita cu un strat

special; b - sarma normala

Actiunea arcului secundar la suprafata sar­mei provoaca o incalzire a acesteia (echivalenta cu o preincalzire), ceea ce de­termina o topire mai usoa-ra a sarmei sub actiunea arcului principal.

Fenomenul descris poate fi asimilat cu metoda preincalzirii sarmei elec­trod inainte de introducerea in arcul electric, binecunoscuta in tehnica

sudarii, in vederea cresterii productivitatii muncii prin cresterea ratei de­punerii la sudare.

Pata catodica mobila care actioneaza pe suprafata picaturii gene-reaza o forta de reactie mobila, asemanatoare fortei de reactie anodica, care respinge asimetric picatura formata in varful sarmei figura 48a, asemanator cu sudarea MAG in polaritate inversa utilizand bioxid de carbon 100 % ca si gaz de protectie, cu deosebirea ca de aceasta data picatura este mai mare. Acest mod de formare a picaturii in varful sarmei va genera un transfer globular cu picaturi foarte mari, aruncate in exteriorul baii metalice, respectiv un numar mare de scurtcircuite ale arcului ceea ce va conduce la stropiri deosebit de intense cu pierderi mari de material de adaos. Acest mod de transfer explica limpede de ce polaritatea directa nu se utilizeaza la sudarea MIG/MAG.

Pentru a putea suda MIG/MAG in polaritate directa cu asigurarea unui transfer axial a picaturii este necesara restrictia miscarii petei catodice simetric la varful sarmei. Acest lucru poate fi realizat prin acoperirea suprafetei sarmei cu un strat de material special, figura 47a (caz echivalent cu invelisul electrozilor) sau prin cresterea presiunii in coloana arcului la aproximativ 5 atmosfere figura 48, prin sudarea intr-o incinta presurizata sau sudarea hiperbarica sub apa.

Un alt aspect negativ al polaritatii directe la sudarea MIG/MAG este incalzirea excesiva a capului de sudare (duza de gaz, duza de contact) insotita de pericolul deteriorarii premature a acestuia, respectiv necesitatea luarii unor masuri mai severe de racire a capului de sudare. Aceasta solicitare termica se exercita si asupra operatorului sudor. Cauza este determinata de fenomenul prezentat mai sus prin caldura mult mai mare generata la catod decat la anod.

Cercetarile autorilor in acest domeniu s-au axat pe studiul influentei polaritatii directe la sudarea MAG asupra stabilitatii arcului electric, asupra fenomenelor de transfer, asupra ratei depunerii AD, respectiv asupra dilutiei. Au fost efectuate cercetari privind posibilitatea incarcarii prin sudare MAG cu polaritate directa avand in vedere avantajele potentiale oferite si rata de depunere mare si patrunderea mica, deziderate principale ale incarcarii prin sudare.

Au fost obtinute cateva rezultate interesante. Rata depunerii la sudare creste in functie de curentul de sudare in limite foarte largi cu 50-80%. O mare parte din material se pierde prin stropi ceea ce face ca rata reala a depunerii sa fie mult mai mica. Dilutia la sudare este extrem de mica, sub 10%, cea mai mica comparativ cu aplicatiile clasice ale proce­deelor de sudare prin topire. Dilutia extrem de mica la sudarea cu transfer prin scurtcircuit conduce la pericolul lipsei de patrundere si a lipsei de topire intre treceri, respectiv straturi. Pentru reducerea stropirilor, tensiunea

arcului s-a redus mult ceea ce a condus la obtinerea unor randuri inguste si inalte care amplifica si mai mult pericolul lipsei de topire. Aspectul exterior al depunerilor a fost deosebit (estetic) ceea ce poate sa deruteze privind calitatea depunerii. Rezultate mult mai bune, chiar incurajatoare, s-au obtinut la sudarea cu arc lung prin transfer globular (transferul prin pulve­rizare nu este posibil) prin "impingerea cusaturii" (sudare spre stanga) cand puterea mare arcului elimina pericolul lipsei de topire obtinandu-se depuneri cu o geometrie mult mai favorabila decat la sudarea clasica prin pulverizare. Aceasta afirmatie este argumentata de patrunderea mai mica si uniforma a depunerilor fara patrunderile si neuniformitatile mari produse de "degetul de argon" specific sudarii prin pulverizare. Aceasta a condus de fapt la diminuarea dilutiei la valori de 8-10%. In ceea ce priveste stabilitatea arcului, este mai scazuta ca la sudarea clasica MAG, presupunand cunostinte temeinice de reglare a parametrilor tehnologici de sudare. Domeniul de stabilitate a arcului electric este de asemenea foarte ingust. In concluzie aplicarea acestei tehnici la incarcarea prin sudare poate fi in anumite conditii o alternativa viabila si nu trebuie eliminata apriori.

1.6.2 Curentul de sudare - Viteza de avans a sarmei electrod.

Asocierea celor doi parametri tehnologici la sudarea MIG/MAG este determinata de interdependenta (interconditionalitatea) care exista intre

acesti parametri si anume relatia direct proportionala, intr-o prima aproximare liniara, a acestora, figura 49. Practic reglarea cu­rentului la sudarea MIG/MAG se face prin modificarea vitezei de avans a sarmei electrod, viteza de avans redusa - curent mic, viteza de avans ridicata - curent mare.

Curentul de sudare influen-
Figura 49 - Corelatia dintre viteza de teaza puterea de topire a arcului
avans a sarmei si curentul de sudare electric, respectiv rata depunerii

AD, modul de transfer a picaturii prin coloana arcului, geometria cusaturii mai precis patrunderea acesteia. Valoarea curentului de sudare depinde in principal de materialul de baza (compozitia chimica), de grosimea materialului, de diametrul sarmei elec­trod, tipul de transfer al picaturii, de pozitia de sudare.

In tabelul 23 se prezinta domeniul de variatie a curentului de sudare pentru diferite diametre de sarma electrod. Aceste valori au un caracter de

recomandare, putand fi in anumite limite depasite functie si de necesitatile tehnologice.

Tabelul 23. Domeniul de valori ale curentului de sudare functie de diametrul sarmei

ds [mm]

Ismin [A]

Ismax [A]

Valoarea curentului de sudare pentru un anumit diametru de sarma electrod este limitata inferior de asigurarea stabilitatii arderii arcului electric, determinata de obtinerea puterii de topire necesare care sa produca topirea uniforma si stabila a sarmei, respectiv de topirea metalului de baza pentru asigurarea patrunderii si a evitarii defectelor din imbinarea sudata (lipsa de patrundere, lipsa de topire, pori). Puterea de topire este o functie de diametrul sarmei. Conditia de stabilitate a arcului electric este determinata de asigurarea egalitatii matematice dintre viteza de topire si viteza de avans a sarmei: vt = vas. Caldura latenta necesara topirii sarmei electrod se obtine pe de o parte din caldura data de arcul electric (cea mai mare), iar pe de alta parte din efectul Joule - Lenz la trecerea curentul electric prin capatul liber a sarmei electrod. In cazul sarmelor de diametru foarte mic (< 1,0 mm) efectul Joule - Lenz are o pondere mai mare ceea ce asigura o topire stabila a sarmei la puteri mai reduse ale arcului electric, deci curenti de sudare mai mici. Altfel spus la un curent de sudare dat, puterea de topire a sarmei este mai mare la sarme subtiri decat la sarme groase. Limitarea superioara a curentului este determinata la randul ei de asigurarea stabilitatii transferului de metal, respectiv a controlului pro­cesului de sudare. Daca valoarea curentului de sudare pentru un diametru dat depaseste o anumita limita se produce perturbarea fenomenului de transfer a picaturii (prin pulverizare) cu degenerarea intr-un proces necontrolabil, asa numitul transfer cu arc rotitor care se rasfrange asupra dinamicii picaturii de metal. Incalzirea puternica pe o lungime mare a capatului liber al sarmei electrod prin efect Joule determinata de valoarea mare a curentului de sudare produce plastefierea acestuia, care sub actiunea fortelor din arcul electric antreneaza capatul sarmei intr-o miscare de rotatie necontrolabila, greu de stapanit, insotita de stropiri foarte puternice, respectiv de pericol mare de aparitie a defectelor de tipul lipsei de topire, facand foarte dificil controlul procesului de sudare. In ultimul timp

acest fenomen este stapanit prin folosirea unor gaze de protectie speciale sau prin utilizarea unor tehnici de sudare diferite de cele din sudarea clasica. Este vorba de sudarea TIME (Transfered Ionized Molten Energy) care foloseste un gaz special ternar, continand 26,5% He, 8% CO2, 0,5% O2, restul Ar, care permite sudarea cu viteze de avans ale sarmei electrod de pana la 25-50 m/min si valori ale curentului de sudare de 400-700A, respectiv sudarea prin tehnici de sudare cu curenti de mare intensitate ca Rapid Arc (arc rapid) si Rapid Melt (topire rapida) folosind amestecuri de gaze Ar + 4-8% CO2 la viteze de avans a sarmei de pana la 25 m/min, respectiv pana la 40 m/min (valorile sunt valabile pentru sarme de otel cu diametrul de 1,2 mm). Aceste tehnici de sudare insa necesita echipamente de sudare sofisticate, respectiv dispozitive de avans a sarmei de mare performanta, fiind limitate si de costul ridicat al gazului de protectie.

Limitarea superioara a curentului de sudare are si o motivatie eco­nomica. Atingerea unor valori ridicate ale curentului de sudare presupune atingerea unor viteze de avans ale sarmei foarte mari, ceea ce determina un consum mare de sarma, ori se stie ca sarma subtire are un pret de cost mai mare decat sarma mai groasa. In plus vitezele mari de avans ale sarmei electrod ridica probleme cu antrenarea ei datorita cresterii fortelor de frecare din tubul flexibil, producand instabilitati ale vitezei de avans ale sarmei care se rasfrang direct asupra curentului si asupra modului de transfer producand variatii ale curentului, respectiv stropiri, aspect deloc de neglijat la sudare, in special in cazul sarmelor moi din Al sau al sarmelor tubulare. Dispozitivele de avans trebuie sa fie mai performante, cu executie mai ingrijita, iar pe de alta parte se produce o uzura prematura a acestora.

Nici din punct de vedere tehnologic utilizarea curentilor de sudare mari la un diametru de sarma dat (peste valoarea recomandata) nu este justificata. Viteza mare de topire a sarmei in acest caz produce o baie de metal voluminoasa care curge in fata arcului pe componente, cu consecinte asupra patrunderii, paradoxal, chiar asupra pericolului de aparitie a defec­telor de tipul lipsei de patrundere sau lipsei de topire.

Din punct de vedere al modului de transfer valoarea curentului de sudare trebuie sa se incadreze in anumite limite. Aceste limite depind in principal de compozitia chimica a sarmei (metalul de baza), de diametrul acesteia, de tipul sarmei pline sau tubulare, de caracterul miezului ritilic, bazic, pulbere metalica si nu in ultimul rand de gazul de protectie. De exemplu pentru o sarma plina din otel carbon (G2Si) cu diametrul de 1,2 mm valorile critice ale curentului de sudare in functie de gazul de protectie sunt (valori informative): ^ Is cr sha < 170 A la sudarea in CO2 100%;

^ Is cr sha < 200 A la sudarea in amestecul de gaze 80%Ar + 20%CO2 (Corgon 18);

^ Is cr spa > 280 A la sudarea in amestecul de gaze 80%Ar + 20%CO2 (Corgon 18);

In tabelul 64 Anexa 1/17 se prezinta un tablou mult mai cuprinzator al domeniilor critice de transfer ale curentului de sudare pentru o gama larga de conditii de sudare.

La sudarea in pozitii dificile, curentul de sudare se reduce cu 10^-15% la sudarea in cornisa, respectiv cu 15-^20% la sudarea peste cap (pe plafon) sau vertical descendenta, pentru reducerea volumului baii si diminuarea pericolului de scurgere a acesteia, pentru un control mai bun al procesului de sudare.

Reglarea curentului de sudare prin modificarea vitezei de avans a sarmei electrod confera acestui parametru tehnologic un rol foarte important la sudarea MIG/MAG. Practic viteza de avans a sarmei electrod prin implicatiile ei la sudare se poate considera parametrul tehnologic principal (de baza) al procedeului de sudare in mediu de gaze protectoare MIG/MAG.

Aceasta afirmatie este pe deplin justificata in cazul surselor de sudare sinergice. Aceste surse fac parte din cadrul surselor moderne de sudare cu invertor si microprocesor prevazute cu o consola pentru introducerea datelor de intrare specifice procedeului. Principiul de baza a acestor surse consta in obtinerea puterii (energiei) necesare a arcului electric pentru o aplicatie data prin reglarea unui singur parametru tehno­logic si anume prin modificarea vitezei de avans a sarmei electrod, cunoscut in literatura de specialitate sub denumirea de "ONE KNOB". Datele de intrare necesare pentru reglarea automata a parametrilor tehnologici, respectiv pentru controlul procesului prin intermediul micro-proprocesorului (pe baza unor programe instalate si setate ale acestuia) sunt: modul de transfer (prin scurtcircuit, prin pulverizare sau in curent pulsat), materialul de adaos - compozitia chimica (otel carbon, otel INOX, aluminiu si aliajele sale, cupru si aliajele sale, etc), tipul sarmei [plina sau tubulara (miez rutilic, bazic sau cu pulbere metalica)], gazul de protectie (CO2 100%, Ar 100%, amestecuri de gaze), diametrul sarmei (0,8; 1,0; 1,2; 1,6 mm). In continuare comanda sursei pentru furnizarea puterii arcului electric, respectiv pentru obtinerea energiei necesare pentru aplicatia data se face prin reglarea vitezei de avans a sarmei electrod ca parametru primar al procesului de sudare. Acest mod de comanda si reglare a parametrilor tehnologici faciliteaza activitatea operatorului sudor, evitand pierderile de timp cu reglarea instalatiei de sudare, evitand greselile teh­nologice de reglare, respectiv furnizand un transfer optim la sudare. In acest caz este posibila si efectuarea unei corectii de tensiune a arcului daca conditiile concrete de sudare o cer. Aceste echipamente de sudare permit si reglarea manuala a parametrilor tehnologici, daca este necesar,

prin parasirea programului sinergic si reglarea individuala a parametrilor respectivi. Aceasta optiune presupune insa o foarte buna pregatire profe­sionala din partea celui care face reglarile (operator, inginer).

Exista surse de sudare sinergica la care parametrul tehnologic de comanda (principal) pentru reglarea puterii (energiei), nu mai este viteza de avans a sarmei ci tensiunea de mers in gol a sursei, respectiv tensiunea arcului (caracteristica externa a sursei este rigida). Este cazul surselor de sudare sinergice cu reglare in trepte care datorita executiei mai usoare si a pretului de cost mai scazut au o pondere tot mai mare. In acest caz corec-tia procesului de sudare, daca este cazul, se face prin modificarea vitezei de avans a sarmei electrod fata de viteza furnizata de program.

Viteza de avans a sarmei electrod variaza in general intre 2 m/min si 18 (22) m/min in functie de performantele echipamentului (dispozitivului de avans a sarmei DAS). Valoarea vitezei de avans se regleaza in functie de nivelul curentului de sudare necesar din punct de vedere tehnologic.


Figura 50 - Corelatia dintre curentul de sudare si viteza de avans a sarmei pentru

otel carbon


Viteza de avans a sarmei electrod depinde in principal de materialul sarmei (compozitia chimica) si diametrul sarmei. De asemenea pentru obtinerea unui curent de sudare dat mai depinde de lungimea capatului liber, gazul de protectie, polaritatea curentului. De exemplu la polaritate directa viteza de avans a sarmei creste cu mai mult de 50%. Influenta ga­zului de protectie este nesemnificativa, iar cresterea capatului liber deter­mina cresterea vitezei de avans a sarmei (este o metoda de crestere a ratei depunerii intr-o anumita limita, din motive de stabilitate).

Figura 51 - Corelatia dintre curentul de sudare si viteza de avans a sarmei pentru

otel INOX A (Seria 300)

Figura 52 - Corelatia dintre curentul de sudare si viteza de avans a sarmei pentru

aliaj de Al-4043 (AlSi)

Figura 53 - Corelatia dintre curentul de sudare si viteza de avans a sarmei pentru aliaj Al-5356 (AlMg)

Figura 54 - Corelatia dintre curentul de sudare si viteza de avans a sarmei pentru cupru

In figurile 50, 51, 52, 53, si 54 se prezinta corelatia dintre curentul de sudare si viteza de avans a sarmei electrod pentru urmatoarele mate­riale: otel carbon, otel inalt aliat (inox austenitic), aliaj de aluminiu cu siliciu (4043) aliaj de aluminiu cu magneziu (5356), respectiv cupru, pentru cele mai utilizate diametre de sarma 0,8; 1,0; 1,2; 1,6 mm.

Analiza acestei corelatii permite desprinderea unor concluzii: S dependenta dintre cei doi parametri nu este riguros liniara; la diametrele mici sub 1,0 mm curbele tind spre o variatie exponentiala; cu cresterea diametrului curbele se apropie tot mai mult de o variatie liniara; S viteza de topire este mai mare la sarmele subtiri decat la sarmele groa­se; explicatia este data de efectul Joule - Lenz mult mai puternic in cazul sarmelor subtiri, de aici si variatia exponentiala a curbelor des­crisa mai sus. S viteza de topire la sarma din otel inalt aliat este mai mare decat la sarma din otel carbon in special pentru sarmele subtiri (rezistivitatea electrica de 5 ori mai mare la inox). S viteza de topire mai mare la sarmele din aliaj de Al Mg decat la sarmele din aliaj de Al Si (cauza principala este diferenta mare a rezistivitatii electrice dintre aliajele de aluminiu; vezi si temperatura de topire a celor doua aliaje); ^ viteza de topire a cuprului este mai mica decat a otelului; ^ cea mai mare viteza de topire o au sarmele din aliaje de aluminiu cu magneziu, iar cea mai mica viteza de topire o au sarmele din otel car­bon;

Cunoasterea acestor corelatii este foarte importanta la alegerea performantelor echipamentelor de sudare mai exact a DAS - ului.

1.6.3 Tensiunea arcului

Tensiunea arcului Ua ste determinata de doi factori principali si anume curentul de sudare, respectiv gazul de protectie si deci implicit de tipul de transfer utilizat la sudare.

Pentru obtinerea unui arc stabil si asigurarea unui transfer de metal cu stropiri minime, intre curentul de sudare si tensiunea arcului electric trebuie sa existe o corelatie optima. Intre cele doua marimi se recomanda sa existe relatia:

Ua= 14 + 0,05 Is    [V]

Relatia este valabila in cazul sudarii in dioxid de carbon 100% sau amestecuri bogate in CO2 la sudarea cu transfer prin scurtcircuit, respectiv in cazul sudarii in amestecuri de gaze bogate in argon la sudarea cu transfer prin pulverizare. In cazul sudarii cu transfer prin scurtcircuit folosind amestecuri de gaze bogate in argon tensiunea arcul se diminueaza cu 1 -

3 V, respectiv in cazul sudarii cu arc lung si transfer globular folosind pentru protectie CO2 100% tensiunea arcului se majoreaza cu 2 - 4 V.

Influenta gazului de pro-tectie asupra tensiunii arcului se prezinta in figura 55.

Influenta curentului de sudare, respectiv a vitezei de a­vans a sarmei electrod asupra tensiunii arcului pentru o carac­teristica externa data a sursei de sudare este prezentata in figura 56.

Figura 55 - Influenta gazului de protectie asupra tensiunii arcului

Scaderea vitezei de a­vans a sarmei (scaderea curen­tului) sub valoarea optima de­termina cresterea tensiunii prin cresterea lungimii arcului, implicit cresterea latimii cusaturii corelata cu scaderea patrunderii si reciproc, cresterea vitezei de avans a sarmei (cresterea curentului) determina reducerea tensiunii prin scurtarea lungimii arcului, implicit reducerea latimii cusaturii corelata cu cresterea supra-inaltarii, fara insa sa se observe o crestervizibila a patrunderii asa cum era de asteptat, datorita curgerii baii in fata arcului.

Figura 56 - Influenta curentului de sudare asupra tensiunii arcului

Figura 57 - Influenta puterii arcului asupra geometriei cusaturii

Tensiunea arcului influenteaza puterea arcului, lungimea arcului, geometria cusaturii, protectia arcului si a baii metalice, vascozitatea si flui­ditatea baii.

Relatia dintre curentul de sudare si tensiunea arcului, respectiv in-fluenta puterii arcului asupra geometriei cusaturii sunt prezentate in figura 57.

Se observa formarea corecta a cusaturii cu o geometrie favorabila determinata de un coeficient de forma bun, cresterea puterii arcului condu­cand in primul la cresterea patrunderii ca efect a cresterii densitatii de curent si implicit la cresterea dilutiei.

Figura 58 - Influenta tensiunii asupra lungimii arcului

devenind mai mare decat viteza de

stanta, produce cresterea lungimii arcului electric, restabilindu-se conditiile de functionare stabila a arcului prin diminuarea curentului. Fenomene asemanatoare au loc si la scaderea tensiunii arcului, dar in sens invers.

Influenta tensiunii asupra lungimii arcului, respectiv asupra geo­metriei cusaturii la    valoare constanta a curentului de sudare (vitezei de a sarmei), este prezentata in figura 58.

avans

Prin modificarea tensiunii ar­cului fizic are loc modificarea lun­gimii arcului printr-o relatie de pro-portionaliate directa, unei tensiuni de arc mari corespunzandu-i o lungime de arc mare dupa cum unei tensiuni de arc mici corespunzandu-i o lun­gime de arc mica. Discutia se face in conditiile mentinerii celorlalti para­metrii tehnologici nemodificati, inclu­siv gazul de protectie. Aceasta este o consecinta a asigurarii conditiei de stabilitate a arcului electric, vt = vas, prin fenomenul de "autoreglare", specific la sudarea MIG/MAG. Cres-terea tensiunii determina cresterea puterii arcului si prin urmare cres-terea vitezei de topire; aceasta avans a sarmei, care ramane con-

Tensiunea arcului actioneaza in principal asupra latimii cusaturii, tensiune mare latime mare, tensiune mica latime mica. La imbinari de colt apare pericolul crestaturilor marginale. Aceasta actiune este o consecinta a modificarii lungimii arcului in sensul ca la cresterea lungimii arcului are loc o distributie a puterii (caldurii) pe o zona mai extinsa la suprafata piesei ceea ce produce o incalzire si o topire mai puternica a acestei zone. Cres-terea lungimii arcului determina totodata cresterea pierderilor de caldura in exterior prin suprafata coloanei arcului prin fenomenul de radiatie, scazand randamentul arcului. Corespunzator fenomenelor prezentate mai sus, pa-trunderea cusaturii scade. Lucrurile se petrec asemanator la scaderea tensiunii arcului. In acest caz latimea cusaturii scade, suprainaltarea creste, iar in cazul imbinarilor de colt convexitatea cusaturii creste exagerat de

mult (inestetica), cu pericolul aparitiei lipsei de topire, respectiv a unor con­centratori de tensiune mari.

Asigurarea unui transfer optim de metal la sudarea MIG/MAG este strans legata, in anumite conditii date de sudare, de relatia intrinseca stabilita intre cei doi parametri tehnologici principali curent de sudare - tensiunea arcului. Asa cum s-a observat si mai sus exista o infinitate de perechi de valori (Is, Ua) care determina un transfer corespunzator a picaturilor de metal. Se poate defini astfel, in coordonate Ua = f(Is), figura 59 zona hasurata, un domeniu optim pentru perechea de valori (Is, Ua), astfel incat procesul de sudare sa se poata desfasura in conditii rezonabile.

Desigur ca in acest domeniu exista o relatie biunivoca intre cei doi parametri tehnologici care sa determine un optim optimorum pentru trans­ferul picaturilor de metal. In practica aceasta relatie este greu de obtinut, de cele mai multe ori facandu-se compromisuri.

Figura 59 - Domeniul optim de sudare MIG/MAG

Domeniul optim de sudare MIG/MAG este delimitat prin valorile critice ale parametrilor tehnologici curent - tensiune, pentru care procesul de sudare, respectiv transferul de metal sunt inacceptabile sau devin imposibile. Latimea acestui domeniu este in stransa relatie cu gazul de protectie utilizat, fiind mai lata la sudarea in amestecuri de gaze bogate in argon si mai ingusta la sudarea in CO2 100%. Iesirea din domeniul optim de sudare determina instabilitati ale arcului electric, respectiv modificarea modului de transfer.

Astfel daca tensiunea arcului este prea mica pentru o valoare data a curentului, directia a, respectiv daca curentul de sudare (viteza de avans a sarmei) este prea mare la o valoare data a tensiunii, directia b, are loc o

scurtare prea mare a lungimii arcului, ceea ce conduce la aparitia feno­menului de scurtcircuitare a arcului de catre picaturile formate in varful sarmei, insotit de stropiri intense din baie. La limita exista pericolul ca sarma electrod sa intre in baie fara sa se topeasca ceea ce determina scurtcircuite puternice insotite de instabilitati ale arcului electric, respectiv stropiri foarte mari care fac imposibila desfasurarea procesului de sudare.

Daca tensiunea arcului este prea mare pentru valoarea data a curentului, directia c, respectiv daca curentul de sudare (viteza de avans a sarmei) este prea mic la valoarea data a tensiunii directia d, lungimea arcului creste exagerat de mult ceea ce conduce la formarea unor picaturi mari in varful sarmei electrod, determinand dupa caz un transfer globular sau cu scurtcircuite puternice, ambele nefavorabile din punct de vedere a stabilitatii arcului si pierderilor de metal de adaos prin stropi. La limita in acest caz este pericolul stingerii arcului electric dupa desprinderea picaturii din varful sarmei ca efect a cresterii lungimii arcului peste limita de intre-tinere a arcului, fenomen insotit de instabilitatile specifice fazei de amor­sare a arcului electric caracterizat prin variatii mari ale parametrilor tehnologici, respectiv stropiri abundente. Si in acest caz procesul de sudare trebuie intrerupt pentru reglarea parametrilor.

In tabeleul 24 se prezinta domeniul de valori al parametrilor tehno­logici de sudare curent-tensiune in functie de tipul de transfer, la sudarea in amestecuri de gaze bogate in argon. Valorile din tabel sunt acoperitoare pentru o gama variata de amestecuri de gaze.

Protectia arcului este mai buna daca tensiunea este mai mica, res­pectiv arcul electric este mai scurt. Arcul lung poate determina antrenarea aerului in coloana arcului, respectiv protectia insuficienta a baii, insotita de pericolul porilor in cusatura.

Tensiunea arcului mareste fluiditatea baii de metal topit. De acest aspect se va tine seama in cazul sudarii in pozitie cand apare pericolul cur­gerii baii, respectiv in cazul sudurilor de colt cand apare pericolul formarii defectelor de tipul crestaturilor marginale. In astfel de cazuri se recomanda utilizarea unor tensiuni reduse ale arcului electric.

Tabelul 24 - Corelatia dintre parametrii tehnologici si tipul de transfer

ds

Transfer prin pulverizare

Transfer intermediar

Transfer prin scurtcircuit

Is

Ua

Is

Ua

Is

Ua

La stabilirea tensiunii arcului exista o contradictie intre asigurarea unui transfer cat mai fin a picaturilor de metal, a unei protectii cat mai eficiente, respectiv asigurarea unei geometrii favorabile (estetice) a cusa-turii sudate. Tensiunea redusa satisface foarte bine primele doua cerinte, in schimb produce o cusatura inestetica cu suprainaltare mare sau convexi-tate ridicata. Din acest motiv in practica in special la sudarea cu transfer prin scurtcircuit la stabilirea tensiunii arcului electric de cele mai multe ori se face un compromis care sa satisfaca din toate punctele de vedere.

1.6.4 Viteza de sudare

Datorita puterii de topire mari a arcului caracterizata prin rata de depunere ridicata respectiv patrundere mare si a posibilitatilor de reglarea intr-un domeniu larg de valori a parametrilor tehnologici curent de sudare - tensiunea arcului pentru un diametru de sarma, viteza de sudare vs se caracterizeaza prin marimi relativ mari, luand valori intr-un domeniu foarte larg cuprins intre 15 si 100 (150) cm/min, iar la unele variante de sudare putand atinge chiar 2-4 m/min (vezi sudarea cu 2 sarme in tandem). Importanta vitezei de sudare, la sudarea MIG/MAG rezida din influenta hotaratoare a ei asupra calitatii imbinarii sudate, respectiv asupra defec­telor pe care le poate introduce in imbinare. Astfel o viteza de sudare prea mica produce, in cazul puterilor mari ale arcului electric, pericolul lipsei de topire sau lipsei de patrundere prin curgerea baii de volum mare in fata arcului, iar la sudarea stratului de radacina pericolul strapungerii. Prin supraincalzirea baii metalice apare pericolul porozitatii in cusatura. Nu in ultimul rand prin energia liniara mare introdusa in componente creste nivelul tensiunilor si deformatiilor, apare pericolul cresterii granulatiei cusaturii si ZIT - lui (subzona de supraincalzire) insotit de degradarea caracteristicilor mecanice si de plasticitate a imbinarii sudate, respectiv cresterea temperaturii de tranzitie. Este cazul otelurilor slab aliate cu granulatie fina sensibile la supraincalziri. Acesta este poate cel mai mare pericol la sudarea MIG/MAG cu viteza mica. O viteza de sudare mare poate de asemenea sa afecteze calitatea imbinarii prin pericolul de defecte de legatura pe care le poate introduce, lipsa de patrundere sau lipsa de topire datorita energiei liniare reduse, pericol de pori in cusatura datorita solidificarii rapide a baii sau protectiei necorespunzatoare a arcului si a baii (imbinari de colt nepatrunse), aspect inestetic a cusaturii cu latime mica si suprainaltare mare, etc..

Sudarea cu vitezele relativ mari specifice procedeului MIG/MAG este un deziderat dificil de realizat in cazul sudarii semimecanizate nece­sitand multe ore de antrenament din partea operatorului sudor, in special daca acesta vine din domeniul sudarii manuale cu electrozi inveliti

caracterizat prin viteze mult mai mici de sudare. Operatorul sudor trebuie convins de necesitatea si avantajele folosirii vitezelor de sudare mari, explicandu-i-se consecintele nerespectarii acestui parametru tehnolo gic.

Este dificultatea cea mai mare care apare la instruirea practica a sudorilor care necesita mult talent didactic si rabdare.

Viteza de sudare este parametrul care permite cel mai comod, in limitele cele mai largi si cel mai usor, controlul energiei liniare introduse in componente. Calculul energiei liniare introduse la sudarea prin topire cu arcul electric se face cu ajutorul urmatoarei relatii:

El = r] ■ a' s . 60 (J/cm)

vs

unde:

Is - curentul de sudare (A);

Ua - tensiunea arcului (V);

vs - viteza de sudare (cm/min);

r| - randamentul de transfer arcului (r = 0,75-0,85)

Reglarea curentului de sudare si a tensiunii arcului sunt determinate de asigurarea stabilitatii arcului si a transferului optim de metal pentru conditiile concrete de sudare, putand fi modificate in limite relativ restranse ceea ce limiteaza controlul energiei liniare prin acesti parametri.

Viteza de sudare depinde in principal de urmatorii factori:

Metalul de baza caracterizat prin sensibilitatea sau insensibilitatea la supraincalzire, respectiv prin proprietatile fizice, temperatura de topire si coeficientul de conductibilitate termica. Materialele sensibile la supraincalzire ca de exemplu otelurile cu granulatie fina, otelurile tratate termic QT, otelurile cu precipitare dispersa PH, otelurile aliate inoxidabile austenitice si feritice etc, necesita pentru evitarea degradarii caracteristicilor mecanice si de plasticitate, sudarea cu energie liniara redusa (controlata) deci cu viteze de sudare relativ mari, pe cand otelurile insensibile la supraincalziri din categoria carora fac parte otelurile nealiate cu putin carbon, nu impun vreo restrictie privind energia liniara respectiv viteza de sudare, criteriul de baza la stabilirea vitezei in acest caz fiind de obicei cel al productivitatii, deci al reducerii numarului de treceri si al evitari defectelor caracteristice.

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

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

este mai mica decat in cazul trecerilor de umplere a rostului unde predomina utilizarea transferului prin pulverizare.

Varianta (metoda) de sudare. Se poate desfasura in numar mare de treceri (multistrat) sau numar mic de treceri functie de metalul de baza, respectiv temperatura de exploatare a imbinarii sudate. In primul caz se folosesc viteze de sudare mari (energii liniare mici), iar in al doilea caz viteze de sudare mai mici.

Tehnica de sudare. La sudarea cu pendularea electrodului, sudarea stratului de radacina, sudarea vertical ascendenta, sudarea imbinarilor de colt, viteza de sudare este mai redusa comparativ cu sudarea fara pendulare, in randuri filiforme.

Grosimea componentelor respectiv geometria rostului. Tablele subtiri se sudeaza cu viteze mult mai mari pentru evitarea pericolului de stra­pungere, respectiv a deformatiilor la sudare care sunt functie de energia liniara introdusa in componente;

Gradul de mecanizare. La sudarea mecanizata sau robotizata viteza de sudare este conditionata doar de performantele instalatiei, permitand sudarea cu viteze mari 50-100 cm/min, pe cand la sudarea semimecanizata unde intervine factorul uman cu limitele lui si posibilitatea de control a vitezei de sudare, aceasta este limitata la valori mai mici de 20-50 cm/min. Se apreciaza ca viteza maxima de sudare pentru un operator este 60 cm/min.

Pozitia de sudare corelata cu pericolul de scurgere a baii metalice. La sudarea vertical descendenta viteza de sudare are valorile cele mai mari, determinate de viteza de curgere a baii, care la randul ei este determinata de volumul si de fluiditatea acesteia. La sudarea vertical ascendenta care presupune pendularea arcului pentru controlul baii metalice viteza de sudare este mai redusa.In cele ce urmeaza se prezinta un exemplu de calcul privind influenta vitezei de sudare asupra energiei liniare, respectiv asupra caracteristicilor imbinarii sudate in cazul sudarii unei imbinari cap la cap cu rost in Y din otel slab aliat cu granulatie fina.

Parametrii tehnologici de sudare folositi sunt:

> la radacina (sudare cu transfer prin scurtcircuit):

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

Ua×Is    140×19

El =-×60 =    = 11400 J/min

vs

> la umplerea rostului (sudare cu transfer prin pulverizare):
. Varianta 1: folosind varianta de sudare multistrat (recomandata

la acest tip de otel):

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

Ua ×Is

v

El = ×60= ×60=11350

s

J/min    (27)

. Varianta 2: folosind varianta de sudare in numar mic de treceri (nerecomandata):

El =

× 60 = 22700 J/min

Is = 300 A; Ua = 29 V; Vs = 23 cm/min
Ua xIs    300 x29

vs

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

Figura 60 - Determinarea grafica a vitezei de sudare

Se observa ca energia liniara este relativ mica si sensibil egala, atat la sudarea stratului de radacina, cat si la sudarea straturilor de umplere, ceea ce este favorabil in cazul acestui otel. Prin reducerea vitezei de sudare la jumatate, energia liniara creste nepermis de mult. Aceasta deter­mina cresterea exagerata a granulatiei cusaturii si a metalului de baza in ZIT cu efecte asupra scaderii caracteristicilor mecanice si de plasticitate respectiv a diminuarii tenacitatii materialului la temperaturi negative.

Determinarea vitezei de sudare se poate face analitic (vezi sub­capitolul 1.7) sau grafic. In figura 60 se prezinta diagramele pentru determinarea rapida a vitezei de sudare, pornind de la sectiunea randului (trcerii), pentru diferite valori ale vitezei de avans a sarmei electrod, res­pectiv ale parametrilor tehnologici de sudare Is, Ua.

Calculul se face pentru o imbinare cap la cap cu rost in V. In functie de sectiunea trecerii At si tehnologia propusa (viteza de avans a sarmei) se determina viteza de sudare. Prin impartirea ariei rostului la aria trecerii se stabileste numarul trecerilor necesare pentru umplerea rostului. Astfel de diagrame pot fi stabilite pentru diferite tipuri de imbinari sudate, respectiv pentru diferite forme de rosturi.

Deci viteza de sudare este parametrul principal prin care se contro­leaza energia liniara introdusa in componente. Calitatea imbinarii sudate este strans legata de alegerea si folosirea corecta a vitezei de sudare. Regula de baza la sudarea MIG/MAG ramane limitarea energiei liniare introduse in componente prin sudarea cu viteze mari, fara pendulare.

1.6.5 Lungimea capatului liber al sarmei electrod

Lungimea capatului liber al sarmei electrod lcl se defineste ca distanta dintre suprafata frontala a duzei de contact si suprafata componentelor de sudat, figura 61 dupa normele europene, respectiv figura 62 dupa normele americane. Direfenta dintre cele doua sisteme consta in faptul ca la normele europene in lungimea capatului liber lcl este inclusa si lungimea arcului electric la, pe cand la normele americane lungimea capatului liber nu include langimea arcului, referindu-se doar la capatul sarmei prin care trece curentul (electric stickout). Cunoasterea acestui amanunt este foarte importanta la verificarea sau aplicarea tehnologiilor de sudare americane in Europa, cand neluarea in seama a acestei par­ticularitati poate conduce la abateri substantiale ale tehnologiilor de sudare, chiar compromiterea tehnologiei, (in principal prin modificarea curentului), in special la sudarea cu puteri mari de arc, folosind transferul prin pulverizare, cand lungimea arcului are o valoare relativ mare, 4-7 mm. In­fluente mai mici apar la sudarea cu puteri mici de arc.

Lungimea capatului liber depinde in principal de curentul de sudare respectiv de tipul de transfer a picaturii si de diametrul sarmei electrod.

In tabelul 25 se prezinta valorile recomandate pentru lungimea ca­patului liber in functie de curentul de sudare.

Lungimea capatului liber se poate defini si ca o functie de diametrul sarmei electrod, figura 63 dupa cum urmeaza:

>           lcl «10 x ds (mm) la transfer prin scurtcircuit;

>           lcl «15 x ds (mm) la transfer prinpulverizare;

Figura 61 - Definirea lungimii capatului Figura 62 - Definirea lungimii capatului

liber al sarmei electrod lcl dupa practica liber al sarmei electrod lcl dupa practica

europeana americana


Figura 63 - Lungimea capatului liber functie de diametrul sarmei


Tabelul 25. Corelatia dintre curentul de sudare si lungimea capatului liber

Is [A]

Lcl [mm]








Politica de confidentialitate





Copyright © 2022 - Toate drepturile rezervate